Comprensione dell'impatto dell'usura del cratere sul processo di formazione dei chip

introduzione

Il taglio dei metalli, come importante processo di produzione che rimuove i materiali indesiderati da un pezzo, è stato ampiamente studiato. Essendo accompagnato da deformazioni irreversibili e trasferimento di calore, il taglio del metallo è un accoppiatoprocesso termomeccanico. A causa di grandi deformazioni, alti tassi di deformazione, aumenti di temperatura sostanziali, attriti eccessivi e complicate condizioni di carico coinvolte in un processo di taglio dei metalli, i modelli analitici accurati sono moltodifficile da sviluppare. La maggior parte dei modelli esistenti sono descrittivi piuttosto che predittivi e, di conseguenza, non possono essere applicati direttamente per determinare le condizioni di taglio ottimali nella fase di progettazione. D'altra parte, i metodi sperimentali sonoIncessivamente specifico della configurazione e tendono ad essere molto costosi per la modellazione di processi di lavorazione complessi. Pertanto, i modelli basati su simulazioni numeriche dettagliate diventano fondamentalmente importanti nello sviluppo di teorie predittive del metallotaglio.

Il metodo degli elementi finiti (FEM) è stato lo strumento numerico più frequentemente usato nelle simulazioni di taglio dei metalli dal 1973, quando il metodo è stato applicato per la prima volta ai processi di lavorazione del modello di Klamecki [1]. L'uso della fem in un metalloL'analisi di taglio consente di incorporare la vera relazione costitutiva del metallo (pezzo di lavoro), per modellare accuratamente l'interazione tra il chip e lo strumento di taglio e di tenere conto degli effetti al contorno della superficie del chip libero[2]. Ancora più importante, il FEM, come tecnica a campo pieno, consente la determinazione dei campi di stress, deformazione e temperatura nel pezzo, nonché i parametri globali (compresa la forza di taglio, la forza di alimentazione e la geometria del chip). IlInformazioni dettagliate sulle distribuzioni di sollecitazione e temperatura sono cruciali per prevedere condizioni di taglio ottimali. Di conseguenza, sono state condotte molte ricerche su simulazioni di taglio dei metalli utilizzando vari modelli di elementi finiti (FE),la maggior parte dei quali è stata rivista in [3-5].

Il taglio del metallo, come processo di rimozione del materiale, comporta in genere grandi deformazioni e velocità di deformazione molto elevate. Il chip prodotto nel processo di taglio è in contatto con la faccia del rastrello dell'utensile in una zona altamente pressata causando attaccoAttrito, che si trasformerà in attrito scorrevole più in alto nella faccia dello strumento. Le grandi deformazioni plastiche e le intense attrezzi coinvolti nel taglio dei metalli generano un'enorme quantità di energia termica, con conseguente aumento significativo ditemperatura. Pertanto, il processo di taglio dovrebbe essere trattato come un processo termomeccanico accoppiato. Di recente, sono stati compiuti sforzi di ricerca lungo questa linea. Per gli esami, un modello a elemento finito a deformazione del piano termomeccanico perLei et al. [6], che ha trascurato le forze di attrito sull'interfaccia del chip utensile e ha assunto un flusso di calore uniforme applicato direttamente al chip per tenere conto delTrasferimento di calore generato dall'attrito. Liu e Guo [7] hanno riportato un modello FE termoelastico-viscoplastico che è stato sviluppato per studiare gli effetti dell'attrito del chip utensile e dei tagli sequenziali sulle sollecitazioni residue negli strati lavorati. La temperaturaL'aumento del pezzo è stato stimato nella loro analisi utilizzando il calore generato dalle deformazioni plastiche, con il lavoro generato dall'attrito trascurato e le condizioni adiabatiche assunte. Shet e Deng [8] hanno fornito un'analisi FE delProcesso di taglio dei metalli ortogonali basato su una legge di attrito di Coulomb modificata e un criterio di separazione dei chip a base di stress. Nel loro studio sono state ipotizzate condizioni di riscaldamento adiabatico per determinare l'aumento della temperatura locale nei due taglizone causate dalle deformazioni plastiche e dalle opere di attrito. Poiché c'è sempre una conduzione del calore che si verifica all'interno del pezzo, il chip e lo strumento di taglio e tra il chip e lo strumento, il riscaldamento adiabatico è solo unApprossimazione, che può produrre risultati inaccettabili, specialmente quando viene utilizzata una velocità bassa o media taglio [9]. Pertanto, i modelli FE migliorati che possono rappresentare completamente l'accoppiamento termomeccanico in un processo di taglio dei metalli sono ancoraBisogno.

Nel trattare l'usura dello strumento che si verifica nel processo di taglio del metallo ortogonale, gli investigatori precedenti hanno identificato due meccanismi di formazione dell'usura: usura di cratere e usura del fianco. Gli effetti delle variazioni della geometria dell'utensile causate dal fiancoL'usura del processo di taglio è stata ampiamente studiata [10-12] con un interesse speciale nel calcolo del calcolo della separazione residua di stress dalla separazione del chip dal pezzo. L'interazione con il chip-tool sarà considerata come slittamento esarà rappresentato dalla legge di Coulomb. L'equazione della conduzione del calore sarà risolta per determinare il campo di temperatura causato dal riscaldamento a causa di deformazioni plastiche e attriti. Il codice a elemento finito per lo scopo generale Abaqus [16] lo faràServire come strumento computazionale nel presente modello. I campi di sollecitazione e temperatura saranno determinati contemporaneamente usando Abaqus. La fattibilità di questo codice per le simulazioni di taglio metallico è stata dimostrata con successo inStudi precedenti [6-8]. Parte dei risultati predittivi ottenuti nel modello attuale verrà confrontato con i dati sperimentali riportati in [14,15].

Considerazioni sulla modellazione

Ipotesi

In questa indagine vengono fatte tre importanti ipotesi. In primo luogo, si assume lo stato di deformazione piano, come è stato fatto in quasi tutti gli studi precedenti. Poiché la larghezza di taglio è molto più grande dello spessore del chip indeformata, questa ipotesi ègiustificato. In secondo luogo, in vista del grande modulo elastico del materiale dell'utensile rispetto a quello del pezzo, lo strumento di taglio è considerato perfettamente rigido. Questa è un'approssimazione accettabile, come deflessioni elastiche del taglioLo strumento è insignificante rispetto alle grandi deformazioni plastiche del pezzo. Infine, lo strumento di taglio è considerato perfettamente affilato per facilitare la simulazione.

Relazione costitutiva

In questo studio è considerato in questo studio. Lo stress equivalente di von Mises di questo materiale, σ, può essere rappresentato dal modello di Johnson-Cook come [15]ses. Per l'influenza dell'usura del cratere, tuttavia, sono stati riportati pochissimi studi, sebbene questo meccanico di formazioneISM è altrettanto importante. Komvopoulos ed Erpenbeck [13]studiato gli effetti combinati dell'usura del cratere e del bordo costruito (BUE) utilizzando un modello FE e un presupposto isotermicozione. Per comprendere meglio gli effetti delle modifiche alla geometria degli utensili causate dall'usura del cratere sui parametri di taglio, dovrebbe essere applicato un modello termomeccanico che considera le risposte termiche e meccaniche accoppiate, perché usura degli utensiliè fortemente associato all'aumento della temperatura durante il processo di lavorazione.

L'obiettivo di questo documento è quello di sviluppare un modello di elementi finiti termomeccanici completamente accoppiati per simulare il processo di taglio ortogonale, con una particolare enfasi sugli effetti dell'usura del cratere. Tensione stazionaria e pianasaranno prese in considerazione le condizioni di taglio. Verrà impiegata l'equazione costitutiva dell'acciaio per strumenti di manutenzione del petrolio, la cui formaera precedentemente determinato usando il test di barra Hopkinson divisa [14,15]. Verrà abituato un criterio di stress critico dove A, B, C, M e N sono costanti costitutivi, ε la deformazione in plastica equivalente di von Mises, ε · l'equivalenteTasso di deformazione in plastica, ε · 0 La velocità di deformazione in plastica equivalente di riferimento, kt un fattore utilizzato per regolare lo stress a causa degli effetti di ammorbidimento termico, T 丰 La temperatura omologa, la temperatura del pezzo e TMELT e T0 sono,rispettivamente, la temperatura di fusione del materiale e la temperatura ambiente di riferimento. Per l'acciaio O1 considerato, queste costanti sono stateDeterminato da Zheng e Sutherland [15], usando il test a barre di Hopkinson diviso, per essere a = 625,3 MPa, b = 650,0 mPa, n = 0,42, c = 0,011, ε · 0 = 451 S-1, M = 1, T0 = 25 ° C e tmelt = 1500 ° C. Le proprietà del materiale del pezzo, compreseLa dipendenza dalla temperatura, ove appropriato, sono elencate nella Tabella 1. Eq. (1) e (2), insieme a questi materiali

Le proprietà, saranno adottate in questo studio per rappresentare il comportamento costitutivo dell'acciaio.

Mesh da 1niziale elemento finito

La mesh di elementi finiti iniziali è mostrata in Fig. 1. La larghezza del taglio, 3,861 mm, è 76 volte grande della profondità del taglio, 50,8 µm, e quindi si assume lo stato di deformazione piano. Vengono utilizzati cinque strati di elementi, alti 10,16 µm in ogni stratoPer modellare la prospettiva formazione di chip. Quattro strati di elementi, con le loro altezze che diminuiscono dal fondo del pezzo alla superficie di taglio secondo una regola di distorsione (cioè il rapporto di altezza degli elementi adiacenti è 0,6), sonoUtilizzato per il pezzo sotto la superficie di taglio. Per facilitare la formazione di chip, si presume un chip iniziale, che è modellato da cinque strati di elementi, con 20 elementi in ogni strato. Esistono totalmente 640 elementi di deformazione piana (noticome CPET4 in Abaqus), che sono oparametrici, a quattro nodi e spostamento della temperatura e 791 nodi usati in questa mesh. Gli elementi nel potenziale chip sono progettati in modo tale da essere arretrati con le loro dimensioni neldirezione orizzontale essendo più grande di quelli in direzione verticale. Questa configurazione, inizialmente proposta da Stren-Kowski e Carroll [17], può compensare la grave distorsione degli elementi a causa dell'intensa compressione, taglioFilming e frizione scivolamento, evitando così possibili divergenza durante le iterazioni numeriche. Le corse di prova e errore devono essere condotte per determinare le forme e le dimensioni di elementi adatti [18]. In questo studio, tutti gli elementi usatiSimulare il potenziale chip è lungo 50 µm e il loro angolo di orientamento è di 70 ° rispetto alla direzione verticale.

Utensile da taglio e sua usura

Nelle operazioni di lavorazione pratica, l'usura dell'utensile non è uniforme lungo le facce dell'utensile. Ciò richiede la specifica della posizione e del grado dell'usura quando si deve decidere il valore dell'usura ammissibile. Il contorno del più altoLa temperatura, quando si lavora in acciaio a bassa carbonio, si trova di solito a una distanza lungo la faccia del rastrello lontano dal tagliente, portando all'usura sotto forma di un cratere corrispondente a questo contorno di temperatura [19]. Un tipico punto singoloLo strumento con usura del cratere è mostrato in Fig. 2, in cui la profondità del cratere KT è generalmente presa come misura della quantità di usura del cratere [20]. Il cratere come mostrato fa parte di un cerchio, con Kb che misura la distanza verticale dal centro delIl cerchio alla punta dello strumento di taglio. In un processo di taglio che coinvolge l'usura del cratere, il calore scorrerà dal punto caldo verso l'avanguardia mentre il tempo di taglio trascorre o aumenta la velocità di taglio [19]. D'altra parte, il cratere puòOrigina anche il tagliente durante la lavorazione dei materiali ad alta conducibilità. Pertanto, ci sono due tipi di possibili motivi di usura del cratere prima che venga raggiunta la soglia di usura ammissibile, vale a dire usura del cratere con kb = km/2 e kb ＞Km/2. In questo studio verranno simulati quattro casi. I parametri geometrici degli strumenti, tutti che hanno lo stesso angolo di rastrello 10 °, sono mostrati nella Tabella 2.

Come mostrato in Fig. 3, il pezzo è fissato sulle superfici inferiore e destra e lo strumento di taglio può spostare l'orizzonte da sinistra a destra mentre trattenuto in verticale.

Fig. 1. Mesh iniziale del modello di elementi finiti. Fig. 2. Configurazione delle facce dello strumento.

Inoltre, la superficie superiore del pezzo e le superfici del chip esposto all'aria sono considerate adiabatiche, così sono le superfici superiore e sinistra della parte lavorata del pezzo, poiché il trasferimento di calore tra loro e l'aria è insignificantee può quindi essere trascurato. Le superfici destra e inferiore del pezzo rimangono alla temperatura iniziale, poiché si trovano lontano dalle zone di deformazione.

Lo strumento di taglio, con il suo modulo elastico sostanzialmente più grande di quello del pezzo, è modellato come un corpo rigido. Poiché si presume che lo strumento sia perfettamente nitido, solo un segmento della faccia del rastrello deve essere definito da dueelemento rigido nodo. I vincoli cinematici e i carichi dello strumento sono prescritti da un nodo di riferimento, che è collegato allo strumento rigido. Una velocità di taglio viene assegnata allo strumento tramite questo nodo di riferimento con l'ora sceltaIntervallo e spostamento dello strumento corrispondente nella direzione orizzontale. Prima di modellare l'interazione con chip utensile e la separazione dei chip, è necessario definire due coppie di contatti di superficie, ovvero la coppia di chip potenziale utensile e la coppiaCoppia di chip-potenziale del pezzo. La condizione iniziale per quest'ultima coppia è che i due nodi identici lungo la linea di separazione prospettica sono totalmente legati. Un'altra condizione iniziale in questo studio è ilTemperatura iniziale, 25 ° C, da imporre a tutti gli elementi.

Nella regione scorrevole, viene assunto un coefficiente costante di attrito, µ, mentre nella regione attaccante è imposto il limite di sollecitazione di taglio equivalente, τmax. Lo stress da attrito τfr sull'interfaccia può quindi essere espresso comedove σs è la normale sollecitazione lungo la faccia del rastrello dell'utensile. Chiaramente, questo modello di attrito si basa sulla legge di Coulomb.

Eq. (3) rappresenta la regione scorrevole, mentre l'Eq. (4) Descrive la regione attaccata. Per utilizzare Abaqus, τmax = σ s/y'3 èadottato in questo studio, dove σ s è lo stress equivalente di von Mises nella zona di taglio secondaria adiacente alla faccia dello strumento. Come approssimazione, il coefficiente di attrito medio nella regione scorrevole può essere calcolato da misuratoTagliare e alimentare le forze. τmax può essere stimato dalla divisione della forza di alimentazione misurata (quando l'angolo di rastrello è 0 °) dall'area sequestrata di contatto sulla faccia del rastrello [19]. In questo studio, si ottengono µ = 0,85 e τmax = 500 MPautilizzando dati sperimentali forniti in [14].

2.6. Effetti della temperatura

Le deformazioni in plastica irreversibili e gli attriti sull'interfaccia del chip utensile generano calore e provocano un aumento della temperatura. Le deformazioni plastiche portano adove q · p è il flusso di calore volumetrico dovuto al lavoro in plastica, ηp il fattore di conversione del lavoro in plastica e rispettivamente L ', e · pare, il tensore di stress cauchy e il tensore della velocità di deformazione della plastica.

2.5. Attrito sull'interfaccia del chip utensile

L'interazione tra lo strumento di taglio e il chip è un problema di contatto complesso. Osservazioni sperimentali [21] hanno dimostrato che esistono due regioni distinte sulla faccia del rastrello dello strumento di taglio, cioè regioni di attacco e scorrevole.

Fig. 3. Condizioni al contorno nel taglio del metallo ortogonale (strumento piatto).

Laddove Q · F è il flusso di calore volumetrico dovuto al lavoro di attrito, la velocità di slittamento, ηf il fattore di conversione del lavoro di attrito, ff la frazione dell'energia termica condotta nel chip e τFR è definita vicino all'Eq. (3). Notando quelloLa maggior parte del lavoro di plastica si converte in calore, ηp è considerato 0,9. Inoltre, supponendo che tutto il lavoro di attrito si converte in calore, ηf = 1.0 verrà utilizzato in questo studio parametrico. Il valore di FF è determinato dal termicoProprietà degli strumenti e dei materiali del pezzo, nonché il gradiente di temperatura vicino all'interfaccia del chip utensile. In questo studio, viene preso FF = 0,5 (la media). Valori simili sono stati usati per questi parametri in studi precedenti in basesugli stessi argomenti [6,22].

L'equazione energetica che definisce il campo di temperatura èLaddove Q · = Q · P + Q · F è la velocità di generazione di calore volumetrica totale, ρ, K e CP sono, rispettivamente, la densità, la conduttività termica e il calore specifico del materiale del pezzo e 72 è l'operatore Laplace. Chiaramente, Eqs. (1), (2)e (5)- (7) mostrano che i campi di sollecitazione e deformazione sono completamente accoppiati con il campo di temperatura, risultando in tal modo un modello termo-meccanico accoppiato, come menzionato in precedenza. Queste equazioni saranno risolte contemporaneamente usando AbaqustoDeterminare i campi di sollecitazione, deformazione e temperatura.

2.7. Criterio di separazione dei chip

Esistono due principali formulazioni Fe, vale a dire le formulazioni lagrangiane e euleriane. Nella formula lagrangiana, gli elementi, che coprono esattamente la regione di analisi, sono attaccati al materiale e deformati insieme alpezzo. D'altra parte, la formulazione euleriana considera gli elementi fissi nello spazio e calcola le proprietà del materiale in posizioni spaziali fisse quando il compagno scorre attraverso la mesh.

Nel processo di lavorazione, il chip, che inizialmente fa parte del pezzo, si separa dalla superficie lavorata sulla punta dell'utensile. Per modellare questo processo usando la formulazione di Fe lagrangiana, un criterio che regola la separazione dei chip deveessere dato. Vari criteri di questo tipo sono stati segnalati in letteratura. Possono essere classificati come due tipi, cioè geo-metrici e fisici [23]. Secondo un criterio di separazione geometrica, il chip sarà separato quando ilLa distanza tra la punta dell'utensile e il nodo più vicino appena davanti alla punta dell'utensile è uguale o inferiore a un determinato valore. Lo svantaggio del metodo geometrico è che non ha significato fisico. I criteri fisici si basano suValori di variabili fisiche selezionate, come stress, deformazione in plastica equivalente o densità di energia di deformazione, nell'elemento immediatamente in vista della punta dell'utensile. In tale criterio fisico, una coppia di nodi coincidenti, che sono prescrittiCome inizialmente perfettamente legato, si presume che si separa quando il valore della variabile fisica specificata nell'elemento designato è maggiore del valore di soglia selezionato.

In questo studio viene utilizzato un criterio di stress critico, uno dei criteri fisici. Questo criterio afferma che il nodo crack-tip debonds quando lo stress equivalente locale a una distanza specificata prima della punta della crepa sulla separazione ipotizzataLa linea raggiunge un valore critico. Il criterio di stress critico è definito come [16]

È noto che la formulazione lagrangiana usando un criterio di separazione dei nodi ha alcune carenze [24]. Tuttavia, la sua semplicità e il costo computazionale inferiore associato rendono questa formulazione ancora più attraente di altreMetodi, tra cui tecniche di remeshing continue [25], la formulazione euleriana e l'approccio arbitrario lagrangian-euleriano [24], per l'uso in studi parametrici che coinvolgono più casi. Quindi, la formula lagrangiana usandoIl criterio di stress critico (separazione dei nodi) sopra menzionata è adottato nel presente studio. La popolarità di questa formulazione è evidenziata dal suo ampio uso in numerosi studi [8,26] e nei principali codici informatici (come Abaqus[16]).

risultati e discussioni

I quattro casi elencati nella Tabella 2 sono simulati. Possono essere classificati come tre tipi in termini di geometria della faccia dello strumento: faccia piatta (caso 1), faccia cratellata con kb = km/2 (caso 2) e faccia cratere con kb ＞ km/2 (casi 3 e 4) . Di piùVerrà prestata attenzione qui agli effetti dell'usura del cratere con KB ＞ km/2, poiché questo tipo di usura del cratere è più frequentemente riscontrato nella pratica. Risultati rappresentativi che possono gettare nuova luce sull'influenza del geometricoIn questa sezione vengono presentate variazioni della faccia del rastrello dello strumento, come la posizione del cratere, la profondità del cratere e l'ampiezza del cratere. In particolare, questi risultati includono maglie deformate, distribuzioni del vonMises Equivalente Plastic Straion, il von Mises Equivalente stress e la temperatura di taglio, il profilo di sollecitazione di contatto sull'interfaccia del chip utensile e le forze di taglio.

La velocità di taglio per tutti i quattro casi è destinata a essere4.064 m/s. Come base di riferimento del confronto, la custodia a faccia piatta viene prima simulata e le forze di taglio ottenute vengono confrontate e verificate dai dati sperimentali riportati in [15]. Successivamente, gli effetti di usura del cratere sonoIndagato con tutte le altre condizioni rimaste invariate.

In generale, lo strumento di taglio dovrebbe continuare a muoversi per una distanza almeno 20 volte la profondità di taglio per garantire che sia stata raggiunta la formazione di chip a stato stazionario [18]. Di conseguenza, per ogni caso in questo studio, lo strumento è passato aalmeno 2 mm nelle condizioni di taglio prescritte verso la sua destinazione. Per completare ogni simulazione, è necessario circa 2,5 ore di cpu di una workstation solare (Ultra Sparc-III 440 MHz).dove σ22 è il normale componente di sollecitazione nella direzione 2 (verticale) nel punto specificato, τ21 lo stress da taglio nella direzione 1 (orizzontale) nello stesso punto e, σf e τf sono, rispettivamente, il fallimento normale e il tagliostress del materiale del pezzo. I nodi inizialmente legati si separano quando f = 1 士! Se, dove! Se è la tolleranza data. Sono generalmente necessarie simulazioni di prova e errori per determinare la posizione in cui vengono valutate le sollecitazioni.

È conveniente prendere la punta della crepa come questo punto e il comportamento di separazione si rivela ragionevolmente soddisfacente.

Custodia con uno strumento piatto

La maglia deformata è mostrata in Fig. 4. In questa figura e le figure successive, il fattore di ingrandimento è impostato su 3,5 se non diversamente indicato. Si noti che gli elementi inizialmente ribaltati diventano approssimativamente perpendicolarialla faccia del rastrello dopo aver attraversato la zona di taglio primaria. L'aumento delle altezze e la diminuzione delle larghezze degli elementi causano uno spessore del chip più elevato rispetto alla profondità del taglio.

Fig. 4. Mesh deformata (caso 1: strumento piatto).

Lo strato inferiore degli elementi sperimenta taglio nella zona primaria, scivola lungo la faccia del rastrello e inclina in avanti prima di arricciarsi dalla faccia del rastrello. I primi due strati elementi della parte lavorata rimangono inclinati anche se ilLo strumento si è spostato lontano. Di conseguenza, dopo la lavorazione, i ceppi e le sollecitazioni residui vengono generati nel pezzo.

La Fig. 5 indica la distribuzione della tensione di plastica equivale di von Mises. Apparentemente, la deformazione plastica nella zona di taglio primaria inizia al limite inferiore e aumenta mentre il materiale continua a muoversi verso il confine superioredi questa zona. Pertanto, invece di un piano di taglio previsto dalla classica teoria del taglio ortogonale [27], la zona di taglio primaria per questo caso si allarga quando si estende dalla punta dell'utensile alla superficie libera del chip. L'angolo di taglioOttenuto sperimentalmente sulla base della teoria del taglio del metallo classico è 22 ° [15]. Evidentemente, questo piano di taglio (con l'angolo di taglio di 22 °) si trova all'interno della zona di taglio primaria, il cui angolo di taglio varia da 14 a 23 °. èVisto che esiste un notevole gradiente di deformazione dalla parte inferiore alla parte superiore del chip, con il valore di deformazione massimo esistente nella parte inferiore. Questo è fisicamente ragionevole perché gli elementi nello strato inferiore sono passati attraverso ilZona di taglio primaria e interagiscono con la faccia del rastrello per attrito. L'ispezione di Fig. 5 mostra anche che la magnitura della deformazione in plastica residua su e sotto la superficie lavorata è sullo stesso ordine di quella inferioreconfine della zona di taglio primaria.

La distribuzione dello stress equivalente di von Mises è mostrata in Fig. 6. Si noti che il contorno di stress Von Mises di picco comprende la regione centrale della zona di taglio primaria, con il suo modello molto simile a quello dei von MisesLa deformazione in plastica equivalente mostrata in Fig. 5. L'entità dello stress equivalente nella zona di taglio secondaria è inferiore a quella nella zona di taglio primaria a causa dell'effetto di ammorbidimento di

Fig. 5. Contorni della deformazione in plastica equivalente di von Mises (caso 1: strumento piatto).

Fig. 6. Contorni della sollecitazione equivalente von Mises (caso 1: strumento piatto).

Temperatura di taglio. Inoltre, è importante notare l'aspetto di stress equivalente residuo sotto la superficie lavorata e sulla superficie libera del chip (vedi Fig. 6).

La Fig. 7 mostra la distribuzione della temperatura di taglio. L'aumento della temperatura inizia al limite inferiore della zona di taglio primario e continua nel chip anche se non esiste una deformazione plastica intensa (taglio) lontano dalzone di taglio. La conduzione rappresenta questo fenomeno. Inoltre, il calore generato dall'interazione di attrito tra lo strumento e il chip contribuisce anche all'aumento della temperatura. Pertanto, la temperatura più alta si verifica lungoL'interfaccia del chip utensile. Vale la pena notare che esiste un eminente gradiente di temperatura nel chip, simile al gradiente di deformazione in plastica equivalente visualizzato in Fig. 5.

La Fig. 8 mostra un profilo delle sollecitazioni di contatto normale e di taglio distribuite lungo la faccia del rastrello. L'entità dello stress normale, che è compressivo, è illustrata in Fig. 8. Questo vale per le figure successive che descrivonoContattare i profili di stress. Gli elementi di superficie sono numerati in un ordine ascendente dalla punta dell'utensile all'estremità della lunghezza del contatto, in cui il chip inizia a arricciarsi dalla faccia dell'utensile. Si vede dalla Fig. 8 che lo stress normaleRaggiunge il suo valore più alto vicino alla punta dell'utensile, abbassa bruscamente nel terzo elemento, diminuisce gradualmente attraverso l'elemento n. 22, e infine salta giù bruscamente all'estremità di contatto. Il fenomeno a flusso di attacco è chiaramente recesso sulCurva di sollecitazione a taglio: il valore della sollecitazione di taglio rimane costante nella regione vicino alla punta dell'utensile (cioè la regione attaccata) e proporzionale allo stress normale nel resto della zona di contatto (cioè la regione scorrevole). Come unIl profilo è in accordo qualitativo con le osservazioni sperimentali di Usui e Takeyama [21].

La Fig. 9 mostra un confronto tra le forze di taglio simulate e ottenute sperimentalmente. La forza di taglio simulata (FCS) e la forza di alimentazione (FTS) hanno ovviamente raggiunto i loro valori di stato stazionario dopo che lo strumento si è spostato per circa 1,2mm, che è circa 24 volte più grande della profondità del taglio. Solo i dati sperimentali allo stato stazionario per la forza di taglio (FCE) e la forza di alimentazione (FTE) sono forniti in [15], che sono anche mostrati in Fig. 9. L'ondata dei valori di forzaè

Fig. 7. Contorni della temperatura di taglio (caso 1: strumento piatto).

Fig. 8. Distribuzioni dei componenti di sollecitazione di contatto sull'interfaccia del chip utensile (caso 1: strumento piatto).

Attribuito al rilascio della forza di legame dei due nodi inizialmente legati come Debond. Sia gli FC che gli FT mostrano un forte aumento acuto. Ciò deriva dal contatto iniziale tra la faccia dello strumento e il chip inizialmente presunto. LoroInizia ad aumentare gradualmente quando il nuovo chip inizia a formarsi. Un confronto tra le forze di taglio e mangime ottenute dalla simulazione e gli esperimenti mostra un buon accordo. Ciò verifica l'attuale modello di elementi finiti, che saràimpiegato per simulare gli altri tre casi con strumenti crateri elencati nella Tabella 2 nelle seguenti sezioni.

Caso con uno strumento crateri con km/2

Per rivelare l'effetto del primo tipo di usura del cratere (caso 2 nella Tabella 2) sul processo di taglio, uno strumento cratellato, con un cratere che inizia alla punta dell'utensile, viene utilizzato al posto dello strumento AT per condurre la simulazione. Lo stesso set diRisultati rappresentativi, come mostrato nelle Figg. 10-15, sono ottenuti e confrontati con quelli discussi nella sezione precedente.

Come dimostrato in Fig. 10, la presenza di un cratere ha un'apprezzabile insuenza nella formazione del chip. Il bordo anteriore del cratere aumenta effettivamente l'angolo di rastrello dello strumento, rendendo più facile il flusso verso l'interno del pezzoMateriale nella rientranza e quindi riducendo la taglio sperimentato dal materiale nella zona di taglio primario. Lo spessore del chip più sottile rispetto a quello in Fig. 4 deriva a causa della ridotta taglio nella zona di taglio primario. Il deformatoIl materiale è conforme strettamente alla superficie del cratere. Si osserva che lo strato di elemento inferiore del chip non inverte il loro orientamento fino a quando non si avvicina al bordo finale del cratere, che inibisce il flusso del materiale verso l'alto eImpedisce al chip di scivolare lungo la faccia piatta che neance. In quanto tale, il bordo del cratere finale deve sopportare una compressione molto elevata, che può causare attaccarsi, e quindi la zona di taglio secondaria sorge nelle vicinanze di questo bordo. Questopuò essere confermato facendo riferimento alla Fig. 11, in cui il contorno di deformazione in plastica più elevato di Von Mises inizia accanto al bordo del cratere finale e esiste un contorno di deformazione inferiore nel materiale a contatto con la parte inferiore dellacratere. L'ispezione di Fig. 11 indica che la deformazione in plastica equivalente di von Mises nella zona di taglio primaria è inferiore e la profondità della zona di deformazione plastica residua sotto la superficie lavorata è più piccola rispetto a quelle inFig. 5.

Fig. 9. Forze di taglio rispetto allo spostamento dell'utensile (caso 1: strumento piatto).

Fig. 10. Mesh deformata (caso 2: strumento crateri).

Fig. 11. Contorni della deformazione in plastica equivalente di von Mises (caso 2: strumento crateri).

Fig. 12. Contorni dello stress equivalente di von Mises (caso 2: strumento crateri).

Fig. 13. Contorni della temperatura di taglio (caso 2: strumento crateri).

Fig. 14. Distribuzioni dei componenti di sollecitazione di contatto sull'interfaccia del chip utensile (caso 2: strumento cratellato).

La Fig. 12 mostra i contorni dello stress equivalente di von Mises. Esiste una differenza sorprendente nella distribuzione dello stress di von Mises più elevato quando si confrontano le figure. 6 e 12. invece di risiedere solo nella regione centrale del primarioZona di taglio In Fig. 6, il più alto contorno di stress Von Mises in Fig. 12 copre un'area più ampia, che si estende da quasi tutta la superficie di contatto con il cratere alla superficie libera del chip. Il fregato arricciatura via del chip al trailing

Fig. 15. Forze di taglio rispetto allo spostamento dello strumento (caso 2: strumento crateri).

La Fig. 13 mostra un centro sollevato del contorno di temperatura di taglio più alto, da cui origina un gradiente eminente. Il locus di questo centro corrisponde a quello del bordo del cratere finale, poiché il lavoro di plastica e attrito lungoilLa superficie del cratere raggiunge il massimo nella zona di taglio secondaria situata vicino al bordo finale.

Un profilo dei componenti di sollecitazione di contatto sull'interfaccia del chip degli strumenti, come mostrato in Fig. 14, fornisce informazioni dirette sull'interazione meccanica tra la parte inferiore del chip e la superficie del cratere. C'è una forte diminuzione del normalestress attorno al bordo anteriore del cratere (vicino all'elemento 3), e quindi lo stress normale continua ad aumentare fino al trailingEdge, dove il valore di stress è circa tre volte più grande di quello al limite. In effetti, è chiaro dalla Fig. 14 cheIl bordo finale svolge un ruolo molto più importante nel sostenere il chip rispetto alla parte rimanente del cratere. La maggior parte del fondo del chip che è in contatto con la superficie del cratere rimane in condizioni di attacco (cioè,con costante stress da taglio). I carichi meccanici e termici molto intensi che agiscono sul bordo posteriore si logorannoQuesto bordo rapidamente e accelera la crescita del cratere in direzione superiore.

La Fig. 15 mostra le forze di taglio (FC) e feed (FT), che sono circa 100 n più piccole rispetto a quelle in Fig. 9. Ciò è dovuto alla significativa riduzione della lunghezza del contatto, cioè una metà per il caso 1, sebbene il piccoLo stress normale in Fig. 14 è superiore a quello in Fig. 8.

Casi con uno strumento crateri con KB ＞ km/2

L'effetto del secondo tipo di usura del cratere (casi 3 e 4 nella Tabella 2) sul processo di taglio dei metalli è studiato in questa sottosezione. Diversamente dal primo tipo (caso 2), questo tipo di cratere si individua a distanza dal taglioEdge, cioè il cratere rimane tra due segmenti della faccia AT Tool.

Pertanto, l'angolo di rastrello nelle vicinanze della punta dell'utensile è lo stesso di quello dello strumento piatto (caso 1). Due casi (ovvero i casi 3 e 4) sono simulati per studiare gli effetti di diversi parametri di un cratere. Nel caso 3, la profonditàKT e l'ampiezza 2 (km-kb) del cratere (vedi Fig. 2) sono più piccoli di quelli nel caso 4, mentre si presume che la distanza dalla punta dell'utensile al bordo anteriore del cratere sia la stessa per i due casi. Inoltre, KT è lo stesso per il caso 2 eCaso 4 (vedi Tabella 2). I risultati rappresentativi sono mostrati nelle Figg. 16-21 per il caso 3 e nelle figure. 22-27 per il caso 4. Di seguito, i risultati dei casi 3 e 4 vengono prima confrontati a quelli dei casi 1 e 2. Quindi, i casi 3 e 4 vengono confrontatiper l'uno dell'altro per illustrare le loro differenze e somiglianze.

Rispetto a quelli mostrati nelle Figg. 4 e 10, le maglie deformate nelle Figg. 16 e 22 dimostrano che i chip formati con uno strumento cratellato di secondo tipo sono più sottili e gli elementi negli strati inferiori dei chips sperimentano più severidistorsioni e invertire i loro orientamenti solo dopo essersi spostati ben oltre la zona di contatto e si verifica una deformazione residua (plastica) molto piccola sotto la superficie lavorata. La presenza del cratere limita il contatto tra lo strumentoe il chip e migliora il curling. Fichi. 17 e 23 indicano che il contorno della deformazione plastica più alta in entrambi i casi 3 o 4, situato nella parte inferiore del chip, inizia dalla punta dell'utensile, che è simile a quello del caso1 (Fig. 5) ma diverso da quello del caso 2 (Fig. 11). I valori massimi della deformazione in plastica equivalente qui nei casi 3 e 4 sono superiori a quelli nei casi 1 e 2, implicando deformazioni più intense che si verificano nel taglio secondariozone negli ex due casi. La deformazione residua sotto la superficie lavorata è difficilmente osservabile. I contorni dello stress equivalente di von Mises, come mostrato nelle Figg. 18 e 24, rivelare una distribuzione dello stress intermedio tra l'unoin Fig. 6 e uno in Fig. 12. I contorni con il più alto concentrato di stress equivalente nella regione centrale della zona di taglio primaria, mentre i contorni con il secondo stress equivalente più alto sono distribuiti in un'area più ampia,estendendosi lungo il

Fig. 16. Mesh deformata (fattore di ingrandimento: 6) (Caso 3: strumento crateri).

Fig. 17. Contorni della deformazione in plastica equivalente di von Mises (caso 3: strumento crateri).

Fig. 18. Contorni dello stress equivalente di von Mises (caso 3: strumento crateri).

Zona di taglio primaria e dal segmento dritto della faccia dello strumento alla superficie del chip libero. La distribuzione della temperatura di taglio è mostrata nelle Figg. 19 e 25. Per entrambi i casi 3 o 4, la larghezza del contorno con la più altaLa temperatura è molto più piccola di quella nel caso 1 (Fig. 7). Questo contorno si centra sul bordo anteriore del cratere per entrambi i casi 3 e 4, invece di centrarsi al bordo di trailer del cratere nel caso 2 (Fig. 13). Un esame dei fichi. 20e 26 mostra che ci sono discontinuità nelle distribuzioni di stress di contatto. Ciò è causato dalla perdita localizzata di conformità tra lo strumento

Fig. 19. Contorni della temperatura di taglio (caso 3: strumento crateri).

Fig. 20. Forze di taglio rispetto allo spostamento dell'utensile (caso 3: strumento crateri).

Fig. 21. Distribuzioni dei componenti di sollecitazione di contatto sull'interfaccia del chip utensile (caso 3: strumento crateri).

faceandthechipduetothenon-smoathnetheintersections of crater bordi e i segmenti di strumenti piatti. Rispetto al caso 2 (vedi Fig. 14), lo stress normale di picco più grande si verifica nel caso 4 (Fig. 26) sul bordo anteriore del craterecorrispondente al locus delle temperature più alte. Invece della chiara tendenza della rapida crescita del cratere nella direzione verso l'alto (cioè al bordo finale) nel caso 2, qui nel caso 4 il bordo anteriore è più suscettibile all'usura.

Sia le forze di taglio che di alimentazione nei casi 3

Fig. 22. Deformare la mesh ED (fattore di ingrandimento: 6) (caso 4: strumento crateri).

Fig. 23. Contorni della deformazione in plastica equivalente di von Mises (caso 4: strumento crateri).

Fig. 24. Contorni dello stress equivalente di von Mises (caso 4: strumento crateri).

Fig. 25. Contorni della temperatura di taglio (caso 4: strumento crateri).

Fig. 26. Forze di taglio rispetto allo spostamento dell'utensile (caso 4: strumento crateri).

Fig. 27. Forze di taglio rispetto allo spostamento dell'utensile (caso 4: strumento crateri).

e 4, come mostrato nelle Figg. 21 e 27, sono più piccoli di quelli nel caso 2 (Fig. 15) perché meno quantità del chip è in contatto intimo con la faccia dello strumento.

Dalla Fig. 16 (Caso 3) Si osserva che le diapositive del chipSopra il cratere senza toccare la superficie del cratere a causa delle piccole dimensioni del cratere. La situazione è ovviamente diversa quando la profondità e l'ampiezza del cratere aumentano, come mostrato in Fig. 22 (caso 4). Nel caso 4, il materiale giraNel cratere all'angolo principale ed è costretto a arricciarsi sul bordo finale dopo aver scivolato lungo l'intera superficie del cratere. La pendenza graduale nella parte superiore del cratere provoca meno arricciatura di quella nel caso 3 (Fig. 16).

Le distribuzioni della deformazione in plastica equivalente sono abbastanza simili per i casi 3 e 4, come mostrato nelle Figg. 17 e 23. Tuttavia, la più grande deformazione in plastica equivalente nel caso 4 è maggiore, poiché in questo caso il chip deve girare aAngolo acuto prima di entrare nel cratere. La differenza minore tra le distribuzioni dello stress equivalente di von Mises nei casi 3 e 4 (vedi figure 18 e 24) può essere attribuita ai raggi di curling dei chip. Un curling più piccoloIl raggio porta a una maggiore compressione concentrata sull'angolo superiore della zona di taglio primaria, come mostrato in Fig. 18 (caso 3). È importante notare che il contorno di temperatura più elevato nel caso 3 copre una regione dalla punta dell'utensile abordo finale del cratere, come mostrato in Fig. 19, mentre nel caso 4 i centri di contorno a temperatura più alta sul bordo anteriore, come illustrato in Fig. 25. Inoltre, lo stress normale di picco si verifica sul bordo finale nel caso 3, come mostratoFig. 20, mentre nel caso 4 (Fig. 26) lo stress normale di picco viene raggiunto sul bordo anteriore. Le azioni meccaniche e termiche farà sviluppare la crescita del cratere più velocemente nella direzione superiore (cioè al bordo finale)caso 3 ma nella direzione inferiore (cioè al bordo anteriore) nel caso 4. Infine, si dovrebbe sottolineare che lo stress normale sul bordo anteriore è anche elevato nel caso 3 (Fig. 20), il che implica che il Anche il cratere cresceràsostanzialmente nella direzione inferiore, sebbene il tasso di crescita possa essere più piccolo di quello sul bordo finale.

Conclusioni

Viene sviluppato un modello a elementi finiti termomeccanici completamente accoppiati per simulare il processo di taglio del metallo ortogonale, con un'enfasi sugli effetti delle variazioni geometriche della faccia del rastrello dello strumento. In base ai risultati della simulazione eLe analisi presentate, è possibile trarre le seguenti conclusioni:

Questo modello può benissimo descrivere le principali caratteristiche del processo di taglio dei metalli ortogonali. Nel caso con uno strumento piatto, le forze di taglio e mangime simulate sono in buon accordo con i dati ottenuti sperimentalmente [15], che verificail modello attuale.

La presenza di un cratere sulla faccia del rastrello dello strumento ha effetti apprezzabili sul processo di taglio.

Quando vengono utilizzati utensili da taglio con crateri diversi nel tipo ma lo stesso nella profondità, si verifica una discrepanza eminente nei loro risultati rappresentativi.

Un confronto dei casi 3 e 4 mostra che la dimensione del cratere ha una sorprendente influenza sul processo di taglio, in particolare sulle distribuzioni delle sollecitazioni di contatto con chip utensile e la formazione di chip. Maggiore è la dimensione del cratere, ilpiù grande il raggio di curling risultante.