YM3150E型滾齒機的控制系統(tǒng)的PLC改造設計【說明書+CAD】,說明書+CAD,YM3150E型滾齒機的控制系統(tǒng)的PLC改造設計【說明書+CAD】,ym3150e,型滾齒機,控制系統(tǒng),plc,改造,設計,說明書,仿單,cad 附錄一外文文獻原文 （PDF格式的文檔里） 附錄二外文文獻翻譯 硬質合金刀加工合金718時刀具磨損建模 J. Lorentzon _, N. Ja¨rvstra? t 關鍵詞：刀具磨損 有限元 鉻鎳鐵合金718 摩擦 建模 概述 刀具磨損是在鎳基高溫合金車削時的問題，因此它是理解和定量預測刀具磨損和刀具壽命的重要的依據(jù)。本文的實驗證明工具磨損模型并已用商業(yè)有限元（FE）的代碼來預測刀具磨損。該工具幾何是逐步形成的有限元模擬芯片的更新，以捕捉到穿概況，壓力，溫度和相對速度的不斷演進，以適應幾何中的變化。對不同的摩擦和磨損模型進行了分析，以及它們對預測磨損配置的影響進行評估。分析表明，一個更先進的摩擦模型比庫侖摩擦是更重要的，以便獲得準確的預測磨損，大大提高了速度的預測精度，從而對模擬磨損產生重大影響。實驗取得了一致的硬質合金刀具加工鋁合金718磨損模擬。 1介紹 鎳基高溫合金，在航空航天工業(yè)中使用的最多的材料，機器。這些合金是在高溫高強度下進行機械加工的，從而涉及部隊使用，大大超出了鋼鐵加工發(fā)現(xiàn)的強度。此外，接觸長度較短，這就會在工具芯片接口引起變形。加工硬化，可高達百分之30 ，遇到的另一個問題是這些合金加工時，因為這可能導致在側翼面對嚴重的刀具磨損。低鎳引起高溫合金的熱導率是另一個問題，通過溫度的測量，表明溫度比鋼高。 在該芯片接口的高應力，加工硬化和高溫加工的鎳合金所有參與有助于提高刀具磨損。因此，必須要了解的磨損過程，以預測磨損率，提高刀具壽命。在過去，試驗方法一直是主要方式?，F(xiàn)在，數(shù)值方法的不斷發(fā)展，如有限元法（FEM）以及更強大的計算機實現(xiàn)，如切削過程仿真的復雜的接觸問題。 有限元法已被證明是一個芯片的形成過程分析和預測過程變量，如溫度的有效方法，力量，強度等等，因此，其模擬的使用大大增加，在過去十年中，熱力耦合仿真切屑形成過程一直被許多學者關注，如麥金利和莫納漢等等。近來，對刀具磨損的演變進行了模擬，也通過實施磨損率方程，在有限元軟件上應用。該方法已使用于鋼鐵，計算磨損率預測，從切割變量，和更新的工具移動節(jié)點的幾何形狀。取得了相當好的準確性，該方法可以作為最先進的造型加工看待。 不過，這種刀具磨損模擬加工鎳基高溫合金的做法表明，特別是在周圍的工具提示區(qū)域模擬和測量幾何之間的差距相當大。因此，需要更多的工作，使精確的刀具磨損模擬。要做到這一點不好做，要同時與建模工具磨損，并在芯片界面摩擦，因為這些現(xiàn)象是密切相關。摩擦應力正應力成正比。然而，摩擦壓力是有限的，當正應力比剪應力較大的流動狀態(tài)。這是在周圍的工具提示，其中實際接觸面積接近名義接觸面積區(qū)域的情況并變量摩擦模型使用，以獲取有限元模擬更準確的結果。這在以前沒有考慮刀具磨損模擬，那里的摩擦系數(shù)在模型的剪切工具界面摩擦片或由庫侖摩擦力一直不斷形成。 1.1.目標 這項工作的總體目標是建立一個有限元工具磨損模型，可以預測在硬質合金刀具加工鎳基合金的磨損幾何定量。為了實現(xiàn)這一目標，不同的磨損和摩擦模型的影響磨損過程參數(shù)，如溫度和相對速度，一直在調查和預測工具的磨損幾何使用。具體來說，在這里分為摩擦和磨損（2.1.4節(jié)中更詳細地描述和2.2）。 1.1.1磨損 W1.Usui的經(jīng)驗磨損率模型[14-16]，這是一個接觸壓力，相對速度和絕對溫度的函數(shù); W2.對于Usui的模型，第二組的參數(shù)給予不同的溫度進行了研究; W3.磨損率包括絕對溫度功能的依賴; W4. Usui磨損率修正模型，包括相對速度指數(shù); W5.振動調整Usui模型，其中一個常數(shù)項被添加到相對速度的振動，這是芯片中不存在形成的模型而造成的。 1.1.2.摩擦 F1庫侖摩擦力模型，其中指出，摩擦力與接觸壓力是成正比的; F2 剪切摩擦模型，其中指出，摩擦力是一小部分的等效壓力; F3 兩種不同的庫侖摩擦系數(shù),是尖端減少對前刀面摩擦形成的. 2.刀具磨損模型 該工具磨損模型由一個有限元模型和切屑形成磨損模型計算接觸點的磨損率，進而相應地修改工具的幾何形狀。 2.1.芯片形成模式 切屑形成的有限元模型是使用商業(yè)軟件MSC。使用更新的拉格朗日表述。這意味著該材料是附加到網(wǎng)格與定期重構，以避免內容失真。在切割過程需要熱力耦合分析，因為機械的工作轉化為熱能，造成熱壓力影響材料的特性。兩種類型的熱，假設通常用于機械切削模擬，即完全耦合絕熱加熱和熱機械計算。在這項工作中的耦合，交錯，模型已被使用。這意味著，首先是遞增傳熱，其次是應力分析，增量的時間設置為1.5毫秒。準靜態(tài)分析的使用，這意味著theheat分析是短暫的，而忽略了力學分析與慣性力靜。 2.1.1.尺寸 在仿真模型中使用的工件的尺寸為5mm長度0.5mm的高度，并在仿真模型所使用的工具是2毫米長，2毫米高，其尖端半徑設置為16毫米測量后角和前角61 01，切割速度為0.75米/秒 2.1.2．網(wǎng)格 工件的網(wǎng)狀圖中可以看出該網(wǎng)格調整技術，他使用了前四推進。網(wǎng)格創(chuàng)造 沿給定的輪廓邊界和邊界單元網(wǎng)格創(chuàng)作開始繼續(xù)向內，直到整個地區(qū)都有網(wǎng)狀。所用的元素的數(shù)量約為6000元，最低為2毫米集大小。圖中可見。用細網(wǎng)在周圍的物質分離的工具提示。該工具中網(wǎng)狀分子大約有5000個，最小的元素是2毫米大小。 2.1.3．材料特性 一般來說，應變程度，應變速率，溫度各有一對材料流動應力強的影響力。因此，有必要在材料中使用捕獲模型，以便正確地預測芯片的形成。在這里，忽略了在1 / s的104 / s時，室溫為[18]和102之間幾乎為零/ s和105 / 300集成電路s時）應變率的依賴性，一率略有（約10％獨立分段線性塑性模型使用。相反，流動應力曲線后[18高應變率（104 / s）的使用]，見圖2。該流動應力溫度趨勢摘自[20]。其他工件材料性能使用可以在圖3看到。 對未涂層硬質合金刀具的材料特性被認為是不受溫度，并在表1中列出 2.1.4.在工具摩擦片接口 在這項工作中，使用三個不同的摩擦。在每一種情況下，摩擦系數(shù)進行了標定，以5％以內的相關模擬和測量力量。該進給力是摩擦力力量之和。但是，在我們遇到的尖端半徑相比很小，影響進給速度限制，因此摩擦提供了相當大的一部分進給力。使用的模型是： F1：在庫侖摩擦力模型指出，摩擦力是成正比的接觸壓力，通過摩擦系數(shù)。摩擦系數(shù)設置為1.0： （1） F2：剪切摩擦模型，其中指出，摩擦力是一個等效壓力。（2）.摩擦系數(shù)m，設置為1.1： （2） F3：作為新一代的庫侖摩擦力模型，但這里有兩個不同的摩擦系數(shù)，芯片接口。在前刀面，那里的接觸壓力是非常高的高于1000MPa，摩擦系數(shù)設置為0.75。在其他地方的摩擦系數(shù)設置為1.1。這方面的一個原則是在圖.4。該模型是物理學家佐列夫在高正應力摩擦下等到的。 2.1.5.產生的熱量 在加工過程中產生的摩擦熱和塑性變形。具體的體積通量由于塑性功率給予 在這里，_Wp是塑料的工作速度，r是密度和f是工作的一小部分塑料轉化為熱量，這時設置為1轉換。嚴格來說，這是不正確的，因為有些工作是存在塑膠材料儲存，但儲存的相對比例是未知的，因為這么大變形的塑料儲存工作的一小部分被忽略。產生的熱率因摩擦是由下式給予 在這里，F(xiàn)fr是摩擦力和VR是相對滑動速度。 在因摩擦產生的熱量是同樣的兩個接觸到分發(fā)機構。這些熱量是從工件轉移，由于對流和傳導對環(huán)境輻射的忽視。在傳熱之間的工具和工件接觸系數(shù)設置為1000kW/m2k，而根據(jù)菲利斯等允許數(shù)值之間的數(shù)據(jù)和實驗證據(jù)可以獲得令人滿意的結果，但應該指出，這是對另一種材料組合使用的。在該工具的外部邊界的溫度定為室溫。 2.2.磨損模型 可切割磨損率模型進一步修改后的測試： W1：經(jīng)驗式的磨損率模型公式（5）模型作為接觸壓力，相對速度，vrel和絕對溫度T功能的磨損率： W2：一種不同的測試參數(shù)設置也是為了調查的溫度依賴性的影響。 W3：磨損率模型公式（6）能夠占主導擴散磨損在較高的溫度。模型是在絕對溫度，T，以及常數(shù)分別為D，這是一個材料常數(shù)，活化能和R（8.314千焦耳/摩爾K）的玻爾茲曼常數(shù)： W4：通過添加改變性能相對速度的指數(shù)式的磨損率模型公式（4）： W5：振動調整Usui的磨損率式。 （4）;一常數(shù)項被添加到相對速度的振動其中不包含芯片的形成模型： 2.2.1.磨損模型常數(shù) 第一測定模型常數(shù)，對工具磨損選定的材料進行加工試驗，然后根據(jù)有限元模擬，同樣的條件，最后的磨損率計算模型的常數(shù)，通過回歸分析，給。這次B參數(shù)值也用在這里，雖然在芯片的摩擦系數(shù)不同，形成的模式，會因為它現(xiàn)在就校準而補償?；谶@個原因，一個參數(shù)進行了調整，以使在相同的實驗中。用同樣的方法來校準的A，D，A0和型號為W1的磨損，W2，W3，W4和W5號A00。校準參數(shù)列于表2和3。在W3的方程式（6），E被設定為75.35千焦耳/摩爾。 3.分析步驟 車削操作，相對于溫度和力量靜止狀態(tài)，一般將會在滲入工件和隨后的芯片形成初期短暫進入高溫。這時對該工具的磨損進度預測會被忽視。相反，刀具磨損的預測，是基于固定切屑形成條件，并通過刀具磨損預測的。第一步是固定的，因此是計算芯片的條件。最后，通過對磨損模型中被激活的芯片形成過程分析和計算刀具磨損的進展。 3.1.切屑形成 為了達到在有限元模擬芯片形成固定的條件下使用拉格朗日方法，整個對象在形成模擬芯片上要執(zhí)行，必須存在并且從模擬網(wǎng)狀開始。因而為達到穩(wěn)定狀態(tài)下將計算進行[26]瞬態(tài)分析。幸運的是，通過降低熱容量的工具，它可以更快地達到平衡，在我們的例子中，這是1500年后獲得約遞增，見圖. 5。 此時，降低熱容量的原因是參加了較長時間的作用。計算熱增量相同比例的效果比機械的增加，這可以看式（5）。請注意，左邊在穩(wěn)態(tài)消失，而增加了變化的速度，達到穩(wěn)態(tài)條件： 在這里，T是溫度，k是熱導率，r是密度和CP是散熱能力。 3.2.刀具磨損 該工具磨損模型由一個有限元模型和切屑形成磨損模型作為子程序計算接觸點的磨損率，相應地修改工具幾何實施。磨損率的計算使用的每一個與母材接觸工具節(jié)點Usui的經(jīng)驗磨損模型。為了做到這一點，溫度，相對速度，并在接觸應力的有限元芯片在與工件接觸工具的所有節(jié)點形成的模擬計算獲得計算值，然后受聘于用戶子程序來計算磨損率，見圖.6。通過計算磨損率，分析該工具的幾何形狀，然后更新移動芯片中的有限元仿真工具形成特定節(jié)點，請參閱[5]。一個節(jié)點的移動方向是基于在該節(jié)點接觸壓力的方向。移動節(jié)點后，所有的結合點的數(shù)據(jù)映射到新的融合點位置和切屑形成繼續(xù)模擬，通過工作物質滲透工具。更新工具的幾何扭曲組成部分。為了避免這種情況，該工具會自動網(wǎng)格，使用四方面推進再劃分技術，再規(guī)定頻率。 磨損計算是1800年開始增加，見圖.5，在穩(wěn)態(tài)方面都包括力和溫度。磨損計算分為1200增量，每個幾何工具更新。使用較少的增量將導致收斂問題和數(shù)值錯誤，但是使用更多的增量，會增加不必要地計算時間。磨損計算大約相當于15秒的無潤滑加工，造成約65毫米的后刀面磨損和約5.3毫米刀面深的痕跡。因此，加速磨損過程是通過大約1萬次的模擬模型。 4 實驗 通過實驗校準了摩擦磨損參數(shù)的模擬與實測曲線的比較磨損。 4.1．實驗條件 車削試驗在數(shù)控車床上進行了干切削。一個切割速度45米/分，一進給速度0.1mm/rev進行了評估。在每個轉彎長度為12mm的加工實驗。實驗重復進行3次。工件是鉻鎳鐵合金718這是擺設在其端面幾何管道，以實現(xiàn)在附近作業(yè)的轉折點正交切削條件。工件有35.6毫米外徑和內徑29毫米。該實驗中使用的是切割寬度為16mm的同一個三角形，無涂層的硬質合金車削刀具。硬質合金分類與ISO標準N10，N30的規(guī)定相同。 4.2.測量 切削力，芯片形狀，尖端半徑和刀具磨損都是在這些實驗中測量得的。切割包括（切削力，進給力量， FT，和被施加的力，F(xiàn)P）的測定對 所有使用三分量測力計（9121類型）樣本，多通道電荷放大器（5017B型）和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。使用光學顯微鏡對芯片的形狀樣本進行了研究。該芯片生產的每個過程中，收集，安裝，接地和拋光。在此之后，厚度形狀是從獲得的圖像中測量的。對于校準和實驗驗證，以及尖端半徑，被切割為兩個插入測量。這些測量是Toponova公司完成的（www.toponova.se）使用白光干涉，例如[27]的說明。作者給出一橫截面的磨損情況和初步的幾何測量，如示意圖7。 在本節(jié)中，對磨損和摩擦磨損模型模擬配置的影響提出剖面測量磨損和模擬溫度，相對速度和接觸壓力，以強調和澄清之間的摩擦模型的差異。最后，模擬切削力和芯片厚度比的測量。 5.1磨損模型簡介 在本節(jié)中，庫侖摩擦力模型（F1）的使用和磨損模擬與實測剖面使用不同的磨損方程概況比較。 5.1.1.克雷特磨損 模擬刀口磨損配置使用Usui方程（W1）具有在對前刀面接觸區(qū)上地最大的深度，在約200毫米的前刀面的開始處。這是相對于實測剖 面有約70毫米從開始前刀面最大深度接近的工具，見圖.8。此外，刀尖磨損大大低估。減少磨損方程（W2參數(shù)B）更改輕微磨損配置模擬，由一個磨耗量更大在工具提示和移動的最大深度位置遠離切向。 模擬磨損配置使用振動調整Usui模型（W3）顯示了更好地與該處的測量磨損略高于比原來的Usui剖面模型工具。然而，最大的深度位置顯示相較于原來的Usui模型只有輕微的變化，仍然位遠離切向方向。模擬磨損配置使用一個依賴于速度指數(shù)修正系統(tǒng)（W4）顯示了同樣的傾向，振動調整Usui模型（W3），更好地在這一處的原始Usui剖面測量磨損工具提示。在這種情況下，與測量差距很大，但是，仍然可觀。模擬磨損配置使用擴散模型（W5）是完全不同的一對刀具在接口的磨損速度。另外，在這種情況下最大的模擬深度從刀尖位置最遠處測量。 5.1.2.后刀面磨損 后刀面磨損的模擬配置使用Usui的方程式（W1）降低了附近的刀尖磨損，見圖.8。降低磨損方程（W2的溫度依賴性參數(shù)B）的變化在側翼表示該配置，而只有輕微的變化可以看出在側面的刀具磨損。添加振動期（W3）在模擬中有顯著的變化。相反，Usui模型具有指數(shù)依賴度（W4）修改與實測剖面吻合。該擴散模型（W5）顯示與一個測量相比，差距很大，特別是在后刀面磨損的長度。 5.2.摩擦磨損的影響剖面模型 本節(jié)中的Usui方程式（W1）用于整個系統(tǒng)，模擬文件使用不同的摩擦與實測剖面模型進行比較。 5.2.1.克雷特磨損 模擬使用庫侖摩擦磨損模型（F1）的預測，最高位置從前刀面最遠處開始。此外，在與刀尖磨損大大減少的測量相比磨損狀況，見圖.9。 同樣的趨勢是觀察到使用剪切摩擦模型（F2）。事實上，這種模式的最大痕跡發(fā)現(xiàn)有些磨損遠離工具表面，而在刀尖磨損關聯(lián)稍好的測量。 用降低摩擦系數(shù)調整在該地區(qū)的摩擦模型最接近的工具（F3），但預計的深度在所測量定位給予適當?shù)奈恢?，同時也具有相同的一般形狀的測量概況。如各位置的摩擦系數(shù)有一些分歧或改變。但是，兩者的區(qū)別是模擬和測量了作為測量兩者之間的磨損譜差異整個剖面相同的幅度。 5.2.2.后刀面磨損 考慮到在側翼面對穿，用庫侖摩擦力的模擬（F1）低估了附近的刀尖磨損量，見圖9。然而，無論是剪切摩擦模型（F2）和減少摩擦與周圍的環(huán)境（F3）摩擦系數(shù)調整后的模型顯示在側翼面對穿剖面測量吻合。雖然，剪切摩擦模型預測存在過大的后刀面磨損，違反了調整的摩擦模型但顯示的后刀面磨損帶長度一致。 5.3.影響摩擦溫度，相對速度和接觸壓力 在本節(jié)中，預測溫度，相對速度和接觸壓力摩擦模型，采用不同的初始幾何工具介紹，與有關的工具和溫度固定條件（見圖.5），通過它的摩擦模型影響磨損率。 5.3.1.相對速度 工具和材料的相對速度在工作中可以看到10個不同的摩擦模型。對于這兩種庫侖模型（F1）和剪切摩擦模型（F2）與不斷的摩擦系數(shù)，一個地方可以觀察到的速度是零或接近零。雖然在這部分材料的接觸帶是相對固定的工作，芯片仍然是振動的。是由內部材料摩擦（可塑性被比之間的芯片和工具摩擦低）剖面的速度將因此而在零件之間的工具和芯片接觸，逐步增加約40毫米的芯片，然后進入穩(wěn)定，這現(xiàn)象是由德索爾武和Shaw [28]提出。摩擦系數(shù)越大，越大越平穩(wěn)，非移動的材料和摩擦系數(shù)之間的模擬與量測進給力與良好的相關性必要的接觸長度。然而，通過使用減少摩擦系數(shù)，在急劇變化的速度剖面停滯區(qū)域（從0.01到0.14毫米圖.10）。 5.3.2.溫度 作者預測，在各工件可以看到工具在低溫沖擊摩擦模型。最高溫度為觀察使用庫侖摩擦力模型（F1）的，而正在使用中觀察到的工具提示區(qū)（F3）減少摩擦1庫侖模型的最低量。在溫度預測模型之間的差異小于大約40，與剪切模型（F2）預測兩個之間的溫度。摩擦與庫侖常數(shù)比與減少摩擦（F3模型（F1）的較高溫度的預測）可能有悖常理，如接觸摩擦產生的熱量較低。然而，熱由塑性變形而產生的相應提高，因為相對運動是由材料變形，除了這個物質存在這個區(qū)域的時間較長，因此傳輸?shù)木嚯x所產生的熱量較少于此區(qū)域。約150多在接觸長度和溫度廓線的形狀，所有型號的溫度不相差很多。但是，更主要的是，溫度小于25超過約四分之三的接觸帶，從0到約0.25有所不同。 5.3.3.接觸壓力 圖.12顯示，接觸應力是在刀尖最高處，而且最大接觸應力是非常高的.平均為2 以上。此外，位于前刀面接觸應力穩(wěn)定在兩個高處，一高，接近工具高處，一低，進一步上升的前刀面。接觸壓力與所有不同的摩擦模型類似，即使接觸長度有一些不同。 5.3.4.切削力和切屑厚度 在本節(jié)中，模擬切削力，切屑厚度和接觸長度進行了比較與測量，見表4。該進給力用于校準芯片的形成模式。切削力，該芯片的厚度和接觸長度被驗證顯示偏差小于5％。 6.討論 可以看出，測量磨損量是可以使用庫侖摩擦力（F1）的，無論哪個磨損模型的使用。最大的差異在使用Usui的磨損模型（W1）被發(fā)現(xiàn)在周圍的工具提示0至100毫米，如圖.8。模擬磨損配置文件可以有所改變，用其他磨損模型，但它似乎是不可能實現(xiàn)測量最大深度的，通過采用類似Usui模型（W2，W4和W5號）磨損模型模擬顯示。這可以理解研究的相對速度圖（圖10）。該圖表明，與傳統(tǒng)的模擬，常系數(shù)，摩擦模型（F1和F2）預測最高的地方深度測量，發(fā)現(xiàn)處于零速度，這將無助于改變溫度或壓力。 11和12顯示磨損面積恒定時溫度變化小于25。因此，它仍然是太高，和刀口形狀的測量是有點不同。應用一個擴散磨損模型（W3），比完全無視速度效果的最大深度位置稍微好一點的預測，但仍然過高，該火山口形狀的測量有很大的不同。 以前，這是不足以改善定性和定量的預測磨損磨損剖面模型，相反，它是要提高對影響磨損變量模擬的準確性。在這三個地方的磨損模型，溫度和壓力分布變量沿前刀面似乎無法提供足夠的影響模型，通過實際觀察到的磨損形態(tài)的變化。相對速度是由摩擦產生深遠的影響。這似乎可以合理地假設庫侖摩擦力分解為材料的屈服極限的方法的有效性。與實測剖面磨損非常好，其后通過增加合理的物理假設，摩擦系數(shù)非常高是在刀尖在接觸壓力非常高時達到（F3附近較低）。請注意，形成良好的實驗芯片協(xié)議（見附表4）。顯然，摩擦與模型在摩擦參數(shù)的變化對特定區(qū)域F3是相當武斷的，并應在理論和實驗中改進，成立具有相似特征的模型，即用高接觸壓力的上限壓力取代摩擦。 7 結論 刀具磨損的有限元模型，可以預測在硬質合金刀具加工鎳基合金的磨損幾何數(shù)量已經(jīng)研制成功。為了實現(xiàn)這一目標，不同的磨損和摩擦模型已經(jīng)就其對磨損影響的工藝參數(shù)，如溫度，相對速度，速度的影響進行調查。這是一個由摩擦模型對相對速度的影響對磨損狀況產生重大影響的模擬，得到結論。用較低的面積系數(shù)與周圍的工具和Usui的經(jīng)驗提出的摩擦磨損方程一起描述出良好的實驗章程。 鳴謝 這項研究是由NFSM（全國研究生院材料科學支持），抗汞（制造工程研究領域）和沃爾沃宇航公司。 參考資料 [1] P.K. Wrigth, J.G. Chow，鎳合金變形加工過程中的特點，工程材料與技術104（2）（1982）85-93。 [2] A.V. Tipnis，對冶金機械加工的影響，美國金屬學會（1975年）。 [3] M.C. Shaw，金屬切削，克拉倫登，牛津，1997年。 [4] T. MacGinley, J. Monaghan,，使用涂層硬質合金刀具加工過程的正交模擬，材料加工技術雜志118（2001）293-300。 [5] Y.-C. Yen, J. Anurag, T. Altan,，不同工具的邊緣幾何形狀，正交切削有限元分析處理技術材料學報146（2004）72-81。 [6] T. Altan, F. Koppka, P. Sartkulvanich，流量測定應力金屬切削仿真進度報告，材料加工技術雜志146（1）（2004）61-71 [7] C. Hortig, B. Svendsen，形成模擬芯片高速切削，材料加工技術雜志186（2007）66-76。 [8] Y.-C. Yen, J. So¨hner, B. Lilly, T. Altan,，利用有限元分析估計正交切削刀具磨損，材料加工技術146（2004）82-91。 [9] L. Filice, F. Micari, L. Settineri, D. Umbrello,，使用無涂層硬質合金工具正交切削低碳鋼時的模擬磨損， 262（2007）545-554。 [10] L.-J. Xie, J. Schmidt, C. Schmidt, F. Biesinger，二維有限元車削刀具磨損估計操作，材料加工技術258（2005）1479至90年。 [11] J. Lorentzon, N. Ja¨rvstra? t,，刀具磨損的鉻鎳鐵合金718車削幾何仿真更新，第九屆國際機械工程研究所，機械加工業(yè)務研討會，5月11-12日，2006，491-498。 [12] T.H.C. Childs，摩擦切割金屬造型，260（2006）310-318。 [13] T. O¨ zel,，關于加工有限元模擬的摩擦模型的影響，國際機床及制造雜志46（2006）518-530。 [14] E. Usui, T. Shirakhashi, T. Kitagawa，第3部分：切削過程的三維預測分析，美國ASME，工業(yè)工程雜志1（1978）33-38。 [15] T. Kitagawa, K. Maekawa, T. Shirakhashi, E. Usui,在車削普通碳鋼后刀面磨損碳化物分析預測工具（第一部分），在精密工程22（4）日本社會公告（ 1988）263-269。 [16] T. Kitagawa, K. Maekawa, T. Shirakhashi, E. Usui，在車削普通碳鋼后刀面磨損碳化物分析預測工具（第二部分），在精密工程23（2）日本社會公告（ 1989）126-134。 [17] H. Takeyama, R. Murata基本的刀具磨損，工業(yè)工程學報（1963年）的調查。 [18] N. Ahmed, A.V. Mitrofanov, V.I. Babitsky, V.V. Silberschmidt,材料超聲振動響應分析車削鉻鎳鐵合金718，國際材料科學與工程A輯424（2006）318-325。 [19] N. Fang,，在加工工程材料流動應力敏感性定量分析，電力系統(tǒng)的ASME制造工程處14（2003）23-32。 [20] R. Sievert, A.-H. Hamann, D. Noack, P. Lo¨we, K.N. Singh, G. Ku¨ necke,，熱軟化，破壞和分割模擬芯片鎳超合金， nshoff，樓霍爾曼（1997），Hochgeschwindigkeitspannen，威利，紐約，2005年，446-469頁。 [21] W.J. Zhang, B.V. Reddy, S.C. Deevi，對TiAl合金，斯立材料學物理性質45（2001）645-651。 [22] E.M. Trent，金屬切削，北海，倫敦，2000年書號:0 - 7506 - 7069。 [23] N.N. Zorev, 在金屬切削剪切相互關系過程中出現(xiàn)的剪切，生產工程會議，美國ASME，紐約，1963年，頁國際研究程序。42-49。 [24] L. Filice, D. Umbrello, F. Micari, L. Setteneri在加工過程中的熱現(xiàn)象有限元模擬，在：專題第八屆國際ESAFORM會議，4月27日至29日，克盧日納波卡，羅馬尼亞， 2005年， 729-732頁。 [25] 擴散與缺陷數(shù)據(jù)，27，跨科技刊物，Rockport，碩士，1982。 [26] F. Klocke, H.-W. Raedt, S. Hoppe,，二維有限元正交切削過程的速度高仿真，加工科學與技術5（3）（2001年）。 [27] A. Devillez, S. Lesko, W. Mozer，刀具磨損與白光干涉測量， 256（2004）56-65。 [28] G.J. DeSalvo, M.C. Shaw水動力在芯片工具界面運動，第九屆國際MTDR會議，伯明翰，1968年，第961-971頁。