Inzicht in de impact van kraterkleding op het chipvormingsproces

Invoering

Metaalknippen, als een belangrijk productieproces dat ongewenste materialen uit een werkstuk verwijdert, is uitgebreid bestudeerd. Met metaaloverdracht vergezeld van zowel onomkeerbare vervormingen als warmteoverdracht, is een koppelingThermomechanisch proces. Vanwege grote vervormingen, hoge spanningssnelheden, aanzienlijke temperatuurstijgingen, overmatige wrijvingen en gecompliceerde laadomstandigheden die betrokken zijn bij een metaalsnijproces, zijn nauwkeurige analytische modellen zeermoeilijk te ontwikkelen. De meeste bestaande modellen zijn beschrijvend in plaats van voorspellend en kunnen daarom niet direct worden toegepast om optimale snijomstandigheden in de ontwerpfase te bepalen. Aan de andere kant zijn experimentele methodenInherent configuratiespecifiek en zijn meestal erg duur voor het modelleren van complexe bewerkingsprocessen. Daarom worden modellen op basis van gedetailleerde numerieke simulaties van cruciaal belang bij het ontwikkelen van voorspellende theorieën over metaalsnijden.

De eindige -elementenmethode (FEM) is het meest gebruikte numerieke hulpmiddel in metaalsnijsimulaties sinds 1973, toen de methode voor het eerst werd toegepast op modelbewerkingsprocessen door Klamecki [1]. Het gebruik van de FEM in een metaalSnijdanalyse stelt iemand in staat om de echte constitutieve relatie van het metaal (werkstuk) op te nemen, om de interactie tussen de chip- en snijgereedschap nauwkeurig te modelleren en rekening te houden met de grenseffecten van het vrije chipoppervlak[2]. Wat nog belangrijker is, is dat de FEM, als een volledig veldtechniek, de bepaling van stress-, spannings- en temperatuurvelden in het werkstuk en de globale parameters (inclusief snijkracht, voederkracht en chipgeometrie) bepaling mogelijk maakt. DeGedetailleerde informatie over stress- en temperatuurdistributies is cruciaal bij het voorspellen van optimale snijomstandigheden. Bijgevolg is veel onderzoek gedaan naar metaalsnijsimulaties met behulp van verschillende modellen voor eindige elementen (Fe),waarvan de meeste werden beoordeeld in [3-5].

Metaalknippen, als materiaalverwijderingsproces, omvat meestal grote vervormingen en zeer hoge spanningssnelheden. De chip die in het snijproces wordt geproduceerd, is in contact met het gereedschapsharkgezicht in een zeer drukzone die plakken veroorzaaktWrijving, die zal transformeren naar glijdende wrijving verder op het gereedschapsgezicht. Grote plastic vervormingen en intensieve wrijvingen die betrokken zijn bij metaalknippen genereren een enorme hoeveelheid thermische energie, wat resulteert in een significante toename vantemperatuur. Daarom moet het snijproces worden behandeld als een gekoppeld thermomechanisch proces. Onlangs zijn onderzoeksinspanningen geleverd langs deze lijn. Vooronderzoek is een thermomechanisch vlak spanningsmodel voor eindig element voorModellering van orthogonaal snijden met continue chip forcatie werd gepresenteerd door Lei et al. [6], die wrijvingskrachten op de gereedschap-chip-interface verwaarloosden en een uniforme warmteflux aannam die direct op de chip werd toegepast om rekening te houden met deWriting gegenereerde warmteoverdracht. Liu en Guo [7] rapporteerden een thermo-elastisch-viscoplastisch FE-model dat werd ontwikkeld om de effecten van gereedschap-chip-wrijving en opeenvolgende sneden op restspanningen in bewerkte lagen te bestuderen. De temperatuurDe stijging van het werkstuk werd geschat in hun analyse met behulp van de warmte die wordt gegenereerd door plastische vervormingen, met het wrijvingsgesprekken verwaarloosd en de adiabatische omstandigheden aangenomen. Shet en Deng [8] gaven een Fe -analyse van deOrthogonaal metalen snijproces op basis van een aangepaste wrijvingswet van Coulomb en een op stress gebaseerd chipscheidingscriterium. In hun onderzoek werd verondersteld dat adiabatische verwarmingsomstandigheden de lokale temperatuurstijging in de twee afschuiving bepalenZones veroorzaakt door de plastische vervormingen en wrijvingswerk. Omdat er altijd warmtegeleiding plaatsvindt binnen het werkstuk, de chip en het snijgereedschap, en tussen de chip en het gereedschap, is adiabatische verwarming slechts eenBenadering, die onacceptabele resultaten kan opleveren, vooral wanneer lage of middensnelheid wordt gebruikt [9]. Daarom zijn verbeterde Fe -modellen die de thermomechanische koppeling in een metaalsnijproces volledig kunnen weergeven,behoefte.

Bij het omgaan met de gereedschapsslijtage die zich voordoet in het orthogonale metalen snijproces, hebben eerdere onderzoekers twee slijtagevormingsmechanismen geïdentificeerd: kraterslijtage en flankslijtage. De effecten van veranderingen in gereedschapsgeometrie veroorzaakt door de flankSlijtage op het snijproces is uitgebreid bestudeerd [10-12] met een speciale interesse in het berekenen van restspanning en beschrijven de chipscheiding van het werkstuk. De chip-tool-interactie zal worden beschouwd als glijdende lik enzal worden vertegenwoordigd door de wet van Coulomb. De warmtegevergelijkingsvergelijking wordt opgelost om het temperatuurveld te bepalen dat wordt veroorzaakt door verwarming als gevolg van plastic vervormingen en wrijvingen. De algemene eindige elementcode Abaqus [16] zaldienen als de computationele tool in het huidige model. De stress- en temperatuurvelden worden gelijktijdig bepaald met behulp van Abaqus. De haalbaarheid van deze code voor metaalsnijsimulaties is met succes aangetoond inEerdere studies [6-8]. Een deel van de voorspellende resultaten verkregen in het huidige model zal worden vergeleken met de experimentele gegevens die zijn gerapporteerd in [14,15].

Modelleringsoverwegingen

Veronderstellingen

In dit onderzoek worden drie belangrijke veronderstellingen gedaan. Ten eerste wordt aangenomen dat de vliegtuigstamstatus, zoals in bijna alle eerdere studies werd gedaan. Omdat de snijbreedte veel groter is dan de niet -vervormde chipdikte, is deze veronderstellinggerechtvaardigd. Ten tweede, gezien de grote elastische modulus van het gereedschapsmateriaal ten opzichte van die van het werkstuk, wordt het snijgereedschap als perfect rigide beschouwd. Dit is een acceptabele benadering, als elastische afbuiging van het snijdenGereedschap is onbeduidend in vergelijking met grote plastische vervormingen van het werkstuk. Ten slotte wordt het snijgereedschap als perfect scherp beschouwd om de simulatie te vergemakkelijken.

Constitutieve relatie

Oliehardende gereedschapsstaal O1 wordt in deze studie overwogen. De Von Mises equivalente stress van dit materiaal, σ, kan worden weergegeven door het model van Johnson-Cook als [15]SES. Voor de invloed van de kraterslijtage zijn echter zeer weinig studies gemeld, hoewel dit vormingsmechanISM is even belangrijk. Komvopoulos en Erpenbeck [13]Onderzocht de gecombineerde effecten van kraterslijtage en build-up rand (BUE) met behulp van een Fe-model en een isotherme assumptie. Om de effecten van veranderingen in gereedschapsgeometrie veroorzaakt door kraterslijtage op de snijparameters beter te begrijpen, moet een thermomechanisch model dat gekoppelde thermische en mechanische responsen wordt overwogen, omdat gereedschapslijtageis sterk geassocieerd met de temperatuurstijging tijdens het bewerkingsproces.

Het doel van dit artikel is het ontwikkelen van een volledig gekoppeld thermomechanisch eindig -elementmodel voor het simuleren van het orthogonale snijproces, met een bijzondere nadruk op de effecten van kraterslijtage. Steady-state en vlakke spanningSnijdomstandigheden zullen worden overwogen. De constitutieve vergelijking van oliehardend gereedschapsstaal O1 zal worden gebruikt, wiens vormwerd eerder bepaald met behulp van de Split Hopkinson Bar -test [14,15]. Een kritisch stresscriterium zal worden gebruikt waar A, B, C, M en N constitutieve constanten zijn, ε de Von Mises Equivalent Plastic Strain, ε · Het equivalentplastic spanningssnelheid, ε · 0 De referentie -equivalente plastic spanningssnelheid, KT een factor die wordt gebruikt om de spanning aan te passen vanwege thermische verzachtingseffecten, t 丰 de homologe temperatuur, t de werkstuktemperatuur en tmelt en t0 zijn,respectievelijk de materiaal smelttemperatuur en de referentie omgevingstemperatuur. Voor het O1 -staal dat wordt overwogen, zijn deze constanten geweestbepaald door Zheng en Sutherland [15], met behulp van de gesplitste Hopkinson-staaftest, als A = 625.3 MPa, B = 650,0 MPa, N = 0,42, C = 0,011, ε · 0 = 451 S-1, M = 1, T0 = 25 ° C en tmelt = 1500 ° C. De werkstukmateriaaleigenschappen, inclusiefing temperatuurafhankelijkheid, waar nodig, worden vermeld in tabel 1. vergelijking. (1) en (2), samen met dit materiaal

Eigenschappen zullen in deze studie worden aangenomen om het constitutieve gedrag van het staal weer te geven.

1Nitial eindig element gaas

Het initiële eindige -elementgaas wordt getoond in Fig. 1. De breedte van de snede, 3,861 mm, is 76 keer zo groot als de diepte van de snede, 50,8 µm, en dus wordt de vlakke stamstatus aangenomen. Vijf lagen elementen, 10,16 µm hoog in elke laag, worden gebruiktOm de potentiële chipvorming te modelleren. Vier lagen elementen, waarbij hun hoogten afnemen van de bodem van het werkstuk naar het snijoppervlak volgens een biasregel (d.w.z. de hoogteverhouding van aangrenzende elementen is 0,6), zijngebruikt voor het werkstuk onder het snijoppervlak. Om de chip -vorming te vergemakkelijken, wordt verondersteld een eerste chip, die wordt gemodelleerd door vijf elementlagen, met 20 elementen in elke laag. Er zijn volledig 640 vlakke spanningselementen (bekendals CPet4 in Abaqus), die zijn oparametrisch, vier knooppunt en temperatuurverplaatsing gekoppeld, en 791 knooppunten die in dit gaas worden gebruikt. De elementen in de potentiële chip zijn zodanig ontworpen dat ze achteruit zijn met hun maten in dehorizontale richting is groter dan die in verticale richting. Deze configuratie, aanvankelijk voorgesteld door Stren-Kowski en Carroll [17], kan de ernstige vervorming van de elementen compenseren vanwege de intense compressie, afschuifOverbelasting en wrijvings glijden, waardoor mogelijke divergentie tijdens numerieke iteraties wordt vermeden. Trial-and-error runs moeten worden uitgevoerd om de geschikte elementvormen en -maten te bepalen [18]. In deze studie kwamen alle elementen toeSimuleren van de potentiële chip is 50 µm lang en hun oriëntatiehoek is 70 ° ten opzichte van de verticale richting.

Snijgereedschap en zijn slijtage

Bij praktische bewerkingen is de gereedschapslijtage niet-uniform langs de gezichten van het gereedschap. Dit vereist de specificatie van de locatie en de mate van slijtage wanneer de toegestane slijtagewaarde moet worden beslist. De contour van het hoogstTemperatuur, bij het bewerken van koolstofarme staal, bevindt zich meestal op een afstand langs het harkvlak, weg van de snijkant, wat leidt tot slijtage in de vorm van een krater die overeenkomt met deze temperatuurcontour [19]. Een typisch enkelpuntGereedschap met kraterslijtage wordt getoond in figuur 2, waarin de kraterdiepte KT in het algemeen wordt genomen als een maat voor de hoeveelheid kraterslijtage [20]. De getoonde krater maakt deel uit van een cirkel, waarbij KB de verticale afstand van het midden van meetDe cirkel op de punt van het snijgereedschap. In een snijproces met kraterslijtage zal warmte van de hotspot naar de snijkant stromen naarmate de snijtijd verloopt of snijsnelheid stijgt [19]. Aan de andere kant kan de kraterOok afkomstig van de snijkant bij het bewerken van materialen met hoge geleidbaarheid. Daarom zijn er twee soorten mogelijke kraterslijtagepatronen voordat de toegestane slijtage -drempel wordt bereikt, d.w.z. kraterkleding met KB = km/2 en KB ＞Km/2. Vier gevallen zullen in deze studie worden gesimuleerd. De geometrische parameters van de tools, die allemaal dezelfde harkhoek 10 ° hebben, worden weergegeven in tabel 2.

Zoals getoond in Fig. 3, wordt het werkstuk op de onderkant en rechteroppervlakken bevestigd en kan het snijgereedschap horizonaal van links naar rechts bewegen en verticaal ingehouden.

Fig. 1. Eerste gaas van het eindige -elementenmodel. Fig. 2. Configuratie van de gereedschapsgezichten.

Ook worden het bovenoppervlak van het werkstuk en de oppervlakken van de chip die worden blootgesteld aan lucht als adiabatisch beschouwd, net als de bovenste en linkeroppervlakken van het bewerkte deel van het werkstuk, omdat warmteoverdracht tussen hen en lucht onbeduidend isen kan daarom worden verwaarloosd. De rechter- en onderoppervlakken van het werkstuk blijven bij de begintemperatuur, omdat ze zich ver van de vervormingszones bevinden.

Het snijgereedschap, met zijn elastische modulus aanzienlijk groter dan dat van het werkstuk, is gemodelleerd als een rigide lichaam. Aangezien de tool is verondersteld perfect scherp te zijn, hoeft alleen een segment van het harkgezicht te worden bepaald door een tweeNode rigide element. De kinematische beperkingen en de belastingen van het gereedschap worden voorgeschreven door een referentieknooppunt, dat is bevestigd aan het rigide hulpmiddel. Een snijsnelheid wordt toegewezen aan het gereedschap via dit referentieknooppunt met de gekozen tijdInterval en de overeenkomstige gereedschapsverplaatsing in de horizontale richting. Voordat u de gereedschap-chip-interactie en chipscheiding modelleert, moeten twee oppervlakte-contactparen worden gedefinieerd, d.w.z. het gereedschapspotentiaalchippaar en dewerkstuk-potentieel chippaar. De initiële voorwaarde voor het laatste paar is dat de twee identieke knooppunten langs de potentiële scheidingslijn volledig zijn verbonden. Een andere eerste aandoening in deze studie is deDe initiële temperatuur, 25 ° C, op te leggen aan alle elementen.

In het glijdende gebied wordt verondersteld een constante wrijvingscoëfficiënt, µ, te worden aangenomen, terwijl in het stokgebied de equivalente schuifspanningslimiet, τmax, wordt opgelegd. De wrijvingsspanning τfr op de interface kan daarom worden uitgedrukt alsWaar σs de normale spanning is langs het gereedschapsharkgezicht. Het is duidelijk dat dit wrijvingsmodel gebaseerd is op de wet van Coulomb.

Eq. (3) vertegenwoordigt het schuifgebied, terwijl Vgl. (4) beschrijft het stokgebied. Om abaqus te gebruiken, τmax = σ s/y'3 isOvergenomen in deze studie, waarbij σ s de Von Mises -equivalente stress is in de secundaire afschuifzone grenzend aan het gereedschapsgezicht. Als een benadering kan de gemiddelde wrijvingscoëfficiënt in het glijdende gebied worden berekend uit gemetenKnippen en voedingskrachten. τmax kan worden geschat op basis van de verdeling van de gemeten voedingskracht (wanneer de harkhoek 0 ° is) door het in beslag genomen gebied van contact op het harkvlak [19]. In deze studie worden µ = 0,85 en τmax = 500 MPa verkregenmet behulp van experimentele gegevens in [14].

2.6. Effecten van temperatuur

De onomkeerbare plastische vervormingen en wrijvingen op de gereedschap-chip-interface genereren warmte en resulteren in temperatuurstijging. Plastic vervormingen leiden totwaarbij q · ​​p de volumetrische warmteflux is als gevolg van plastic werk, ηp de plastic werkconversiefactor en l ', e · pare, respectievelijk, de cauchy stress tensor en de plastic spanningssnelheid tensor.

2.5. Wrijving op de tool-chip-interface

De interactie tussen het snijgereedschap en de chip is een complex contactprobleem. Experimentele waarnemingen [21] hebben aangetoond dat er twee verschillende gebieden op het harkgezicht van het snijgereedschap zijn, d.w.z. plakken en schuifgebieden.

Fig. 3. Grensvoorwaarden in orthogonaal metaalknippen (plat gereedschap).

waarbij q · ​​f de volumetrische warmteflux is als gevolg van wrijvingswerk, y · de slipsnelheid, ηf de wrijvingswerkconversiefactor, ff de fractie van de thermische energie in de chip en τfr wordt gedefinieerd nabij eq. (3). Opmerken datHet grootste deel van het plastic werk wordt omgezet in warmte, ηp wordt 0,9 beschouwd. Door aan te nemen dat al het wrijvingswerk wordt omgezet in warmte, zal ηf = 1,0 in deze parametrische studie worden gebruikt. De waarde van FF wordt bepaald door de thermischeEigenschappen van het gereedschaps- en werkstukmateriaal en de temperatuurgradiënt in de buurt van de gereedschap-chip-interface. In deze studie wordt FF = 0,5 (het gemiddelde) genomen. Soortgelijke waarden zijn gebruikt voor deze parameters in eerdere gebaseerde studiesover dezelfde argumenten [6,22].

De energievergelijking die het temperatuurveld definieert, iswaarbij Q · = q · P + q · f de totale volumetrische warmteverwikkelingssnelheid is, zijn ρ, k en cp respectievelijk dichtheid, thermische geleiding en specifieke warmte van het werkstukmateriaal en 72 is de Laplace-operator. Het is duidelijk dat Eqs. (1), (2)en (5)- (7) laten zien dat de stress- en rekvelden volledig zijn gekoppeld aan het temperatuurveld, wat resulteert in een gekoppeld thermo-mechanisch model, zoals eerder vermeld. Deze vergelijkingen zullen tegelijkertijd worden opgelost met behulp van AbaqustoBepaal de stress-, spannings- en temperatuurvelden.

2.7. Chip scheidingscriterium

Er zijn twee grote FE -formuleringen, d.w.z. de Lagrangiaanse en de Euleriaanse formuleringen. In de Lagrangiaanse formulering zijn de elementen, die het gebied van analyse exact bedekken, aan het materiaal bevestigd en samen met dewerkstuk. Aan de andere kant beschouwt de Euleriaanse formulering de elementen als vast in de ruimte en berekent de materiaaleigenschappen op vaste ruimtelijke locaties wanneer de materiële door het gaas stroomt.

In het bewerkingsproces scheidt de chip, die aanvankelijk deel uitmaakt van het werkstuk, van het bewerkte oppervlak op de gereedschapstip. Om dit proces te modelleren met behulp van de Lagrangiaanse Fe -formulering, moet een criterium voor de chipscheidingworden gegeven. Verschillende dergelijke criteria zijn in de literatuur gemeld. Ze kunnen worden gecategoriseerd als twee typen, d.w.z. geo-metrisch en fysiek [23]. Volgens een geometrisch scheidingscriterium zal de chip worden gescheiden wanneer deDe afstand tussen de gereedschapstip en het dichtstbijzijnde knooppunt vlak voor de gereedschapstip is gelijk aan of minder dan een bepaalde waarde. Het nadeel van de geometrische methode is dat deze geen fysieke betekenis heeft. De fysieke criteria zijn gebaseerd op deWaarden van geselecteerde fysieke variabelen, zoals stress, equivated plastic spanning of spanning-energiedichtheid, in het element direct voor op de tip van het gereedschap. In zo'n fysiek criterium, een paar toevallige knooppunten, die worden voorgeschrevenZoals aanvankelijk perfect verbonden, wordt aangenomen dat ze scheiden wanneer de waarde van de opgegeven fysieke variabele in het aangewezen element groter is dan de geselecteerde drempelwaarde.

Een kritisch stresscriterium, een van de fysieke criteria, wordt in deze studie gebruikt. Dit criterium zegt dat de crack-tip knooppunt ontleent wanneer de lokale equivalente stress op een bepaalde afstand voor de scheurtip op de veronderstelde afscheidLijn bereikt een kritieke waarde. Het kritieke stresscriterium wordt gedefinieerd als [16]

Het is bekend dat de Lagrangiaanse formulering met behulp van een knooppuntscheidingscriterium bepaalde tekortkomingen heeft [24]. De eenvoud en de bijbehorende lagere rekenkosten maken deze formulering echter nog aantrekkelijker dan andereMethoden, waaronder continue remeshingtechnieken [25], de Euleriaanse formulering en de willekeurige Lagrangiaanse benadering [24], voor het gebruik in parametrische onderzoeken met meerdere gevallen. Vandaar de Lagrangiaanse formulering met behulp vanHet hierboven genoemde kritieke stress (knoopscheiding) criterium wordt aangenomen in de huidige studie. De populariteit van deze formulering wordt bewezen door het uitgebreide gebruik ervan in talloze studies [8,26] en in belangrijke computercodes (zoals Abaqus[16]).

resultaten en discussies

De vier gevallen die in tabel 2 worden vermeld, worden gesimuleerd. Ze kunnen worden gecategoriseerd als drie typen in termen van de gezichtsgeometrie van het gereedschap: plat gezicht (geval 1), kraterd gezicht met KB = km/2 (geval 2) en kraterd gezicht met KB ＞ km/2 (gevallen 3 en 4) . MeerEr zal hier aandacht worden besteed aan de effecten van kraterkleding met KB ＞ km/2, omdat dit type kraterkleding het meest in de praktijk wordt aangetroffen. Representatieve resultaten die nieuw licht kunnen werpen op de invloed van geometrischVariaties van het gereedschapsharkgezicht, zoals kraterlocatie, kraterdiepte en kraterde breedte, op het orthogonale snijproces worden in dit gedeelte gepresenteerd. In het bijzonder omvatten deze resultaten vervormde mazen, verdelingen van de vonMises Equivalent Plastic Strain, de Von Mises equivalente stress en snijtemperatuur, contactstressprofiel op de gereedschap-chip-interface en snijkrachten.

De snijsnelheid voor alle vier gevallen is ingesteld4.064 m/s. Als een referentiebasis van vergelijking wordt het platte gezichtsgeval eerst gesimuleerd en worden de verkregen snijkrachten vergeleken met en geverifieerd door de experimentele gegevens die zijn gerapporteerd in [15]. Nadien zijn de drater slijtage -effectenonderzocht met alle andere voorwaarden die ongewijzigd blijven.

Over het algemeen moet het snijgereedschap minimaal 20 keer de snijdiepte doorgaan om ervoor te zorgen dat de stabiele chipvorming is bereikt [18]. Bijgevolg is de tool voor elk geval in deze studie verstreken bijminimaal 2 mm onder de voorgeschreven snijomstandigheden naar zijn bestemming. Om elke simulatie te voltooien, is ongeveer 2,5 uur CPU-tijd van een zonwerkstation (Ultra SPARC-III 440 MHz) nodig.waarbij σ22 de normale spanningscomponent is in de 2 (verticale) richting op het gespecificeerde punt, τ21 de schuifspanning in de 1 (horizontale) richting op hetzelfde punt, en σf en τf zijn respectievelijk het falen normaal en afschuifSpanningen van het werkstukmateriaal. De aanvankelijk gebonden knooppunten scheiden wanneer f = 1 士! Als, waar! Als de gegeven tolerantie is. Simulaties van proef- en error zijn in het algemeen nodig om de positie te bepalen waar de spanningen worden geëvalueerd.

Het is handig om de crack -tip te nemen omdat dit punt en het scheidingsgedrag redelijk bevredigend blijken te zijn.

Case met een plat gereedschap

Het vervormde gaas wordt getoond in Fig. 4. In deze figuur en de daaropvolgende cijfers is de vergrotingsfactor ingesteld op 3,5 tenzij anders aangegeven. Opgemerkt wordt dat de aanvankelijk achterwaartse gekoppelde elementen ongeveer loodrecht wordennaar het harkgezicht na het passeren van de primaire afschuifzone. De toename van de hoogten en de afname van de breedtes van de elementen veroorzaken een hogere chipdikte dan de snijdiepte.

Fig. 4. vervormd gaas (geval 1: vlak gereedschap).

De onderste laag van de elementen ervaart schaar in de primaire zone, glijdt langs het harkgezicht en kantelt naar voren voordat hij het harkgezicht krult. De bovenste twee elementlagen van het bewerkte onderdeel blijven geneigd, hoewel deTool is ver weggegaan. Dienovereenkomstig worden resterende stammen en spanningen gegenereerd in het werkstuk na het bewerken.

Fig. 5 geeft de verdeling van de Von Mises-equivalent plastic spanning aan. Blijkbaar begint plastic vervorming in de primaire afschuifzone aan de ondergrens en neemt toe naarmate het materiaal naar de bovengrens blijft bewegenvan deze zone. Daarom, in plaats van een afschuifvlak voorspeld door de klassieke orthogonale snijtheorie [27], wordt de primaire afschuifzone voor dit geval verbreedt bij het strekken van de gereedschapstip naar het vrije oppervlak van de chip. De afschuifhoekExperimenteel verkregen op basis van de klassieke metaalkniptheorie is 22 ° [15]. Blijkbaar bevindt dit afschuifvlak (met de afschuifhoek van 22 °) zich in de primaire afschuifzone, waarvan de afschuifhoek varieert van 14 tot 23 °. Het isgezien dat er een merkbare spanningsgradiënt is van de onderkant van de chip, met de maximale stamwaarde die onderaan bestaat. Dit is fysiek redelijk omdat de elementen in de onderste laag door dePrimaire afschuifzone en zijn interactie met het harkgezicht door wrijving. Inspectie van Fig. 5 laat ook zien dat het magnement van de resterende plastic spanning op en onder het bewerkte oppervlak op dezelfde volgorde is als die op de onderstegrens van de primaire afschuifzone.

De verdeling van de Von Mises -equivalente spanning wordt getoond in Fig. 6equivalente plastic stam getoond in Fig. 5

Fig. 5. Contouren van de Von Mises Equivalent Plastic Strain (Case 1: Flat Tool).

Fig. 6. Contouren van de Von Mises -equivalente spanning (geval 1: plat gereedschap).

Snijdtemperatuur. Het is ook belangrijk om het uiterlijk van resterende equivalente spanning onder het bewerkte oppervlak en op het vrije oppervlak van de chip op te merken (zie Fig. 6).

Fig. 7 toont de snijtemperatuurverdeling. De temperatuurstijging begint aan de ondergrens van de primaire afschuifzone en gaat verder in de chip, hoewel er geen intensieve plastic vervorming (afschuiving) bestaat, weg van deafschuifzones. Geleiding verklaart dit fenomeen. Bovendien draagt ​​de warmte gegenereerd door de wrijvingsinteractie tussen het gereedschap en de chip ook bij aan de temperatuurstijging. Daarom vindt de hoogste temperatuur plaatsde tool-chip-interface. Het is vermeldenswaard dat er een eminente temperatuurgradiënt in de chip is, vergelijkbaar met de equivalente plastic stamgradiënt weergegeven in figuur 5.

Fig. 8 toont een profiel van de normale en afschuifcontactspanningen verdeeld over het harkgezicht. De grootte van de normale spanning, die compressief is, wordt geïllustreerd in Fig. 8. Dit geldt voor de daaropvolgende figuren die beschrijvenNeem contact op met stressprofielen. De oppervlakte -elementen zijn genummerd in een oplopende volgorde van de gereedschapstip tot het uiteinde van de contactlengte, waarbij de chip begint weg te krullen van het gereedschapsgezicht. Uit figuur 8 wordt gezien dat de normale spanningbereikt de hoogste waarde nabij de toolpunt, verlaagt scherp in het derde element, neemt geleidelijk af door element nr. 22, en eindigt uiteindelijk abrupt naar beneden bij het einde van het contact. Het fenomeen voor het verslikken van de sticking is duidelijk gerelateerd op deShear Stress Curve: de waarde van de schuifspanning blijft constant in het gebied dicht bij de tip van de gereedschap (d.w.z. het stokgebied) en evenredig met de normale spanning in de rest van de contactzone (d.w.z. het glijdende gebied). Zo'nProfiel is in kwalitatieve overeenstemming met de experimentele observaties van USUI en Takeyama [21].

Fig. 9 toont een vergelijking tussen de gesimuleerde en experimenteel verkregen snijkrachten. De gesimuleerde snijkracht (FCS) en voedingskracht (FTS) hebben duidelijk hun steady-state waarden bereikt nadat het gereedschap is verplaatst voor ongeveer 1,2mm, die ongeveer 24 keer zo groot is als de diepte van de snede. Alleen steady-state experimentele gegevens voor de snijkracht (FCE) en de voedingskracht (FTE) worden gegeven in [15], die ook worden getoond in Fig. 9. De golving van de krachtwaardenis

Fig. 7. Contouren van snijtemperatuur (Case 1: plat gereedschap).

Fig. 8. Distributies van contactstresscomponenten op de gereedschap-chip-interface (Case 1: plat gereedschap).

toegeschreven aan de Bonding Force -afgifte van de twee aanvankelijk verbonden knooppunten terwijl ze ontladen. Zowel FCS als FT's vertonen een eerste scherpe toename. Dit is het gevolg van het initiële contact tussen het gereedschapsgezicht en de aanvankelijk veronderstelde chip. ZijBegin geleidelijk te stijgen wanneer de nieuwe chip zich begint te vormen. Een vergelijking van de snij- en voedingskrachten verkregen uit de simulatie en de experimenten toont een goede overeenkomst. Dit verifieert het huidige eindige elementmodel, dat zal zijngebruikt om de andere drie gevallen te simuleren met kraterte tools vermeld in tabel 2 in de volgende secties.

Case met een kraterdool met KM/2

Om het effect van het eerste type kraterslijtage (geval 2 in tabel 2) op het snijproces te onthullen, wordt een kraterdool, met een krater die begint bij de gereedschapstip, gebruikt in plaats van de AT -gereedschap om de simulatie uit te voeren. Dezelfde set vanRepresentatieve resultaten, zoals getoond in Fig. 10-15, worden verkregen en vergeleken met die besproken in de voorgaande sectie.

Zoals aangetoond in Fig. 10, heeft de aanwezigheid van een krater een merkbare inname van de chipvorming. De voorrand van de krater verhoogt daadwerkelijk de harkhoek van het gereedschap, waardoor de innerlijke stroom van het werkstuk gemakkelijker wordt.materiaal in de uitsparing en dus het verminderen van de afschuiving door het materiaal in de primaire afschuifzone. Dunnere chipdikte dan dat in figuur 4 ontstaat als gevolg van de verminderde afschuifbaarheid in de primaire afschuifzone. De vervormdeMateriaal voldoet nauw aan het krateroppervlak. Opgemerkt wordt dat de onderste elementlaag van de chip hun oriëntatie niet omkeert tot het naderen van de achterrand van de krater, die de opwaartse materiaalstroom remt enVoorkomt dat de chip langs het daaropvolgende platte harkgezicht glijdt. Als zodanig moet de achterste kraterrand een zeer hoge compressie doorstaan, wat kan blijven hangen, en dus ontstaat de secundaire afschuifzone in de buurt van deze rand. Dezekan worden bevestigd door te verwijzen naar figuur 11, waar de hoogste von mises equivalente plastic stamcontour begint naast de achterste kraterrand en een lagere stamcontour bestaat in het materiaal in contact met het onderste deel van dekrater. Inspectie van Fig. 11 geeft aan dat de Von Mises equivalente plastic spanning in de primaire afschuifzone lager is en de diepte van de resterende plastic rekzone onder het bewerkte oppervlak is kleiner in vergelijking met die inFig. 5.

Fig. 9. Snijkrachten versus gereedschapsverplaatsing (Case 1: plat gereedschap).

Fig. 10. vervormd gaas (geval 2: kraterdool).

Fig. 11. Contouren van de Von Mises Equivalent Plastic Strain (Case 2: Cratered Tool).

Fig. 12. Contouren van de Von Mises Equivalent Stress (Case 2: Cratered Tool).

Fig. 13. Contouren van snijtemperatuur (Case 2: kraterd gereedschap).

Fig. 14. Distributies van contactstresscomponenten op de gereedschap-chip-interface (Case 2: Cratered Tool).

Fig. 12 toont de contouren van de Von Mises -equivalente stress. Er bestaat een opvallend verschil in de verdeling van de hoogste von miss spanning bij het vergelijken van Fig. 6 en 12. In plaats van alleen in het centrale gebied van de primaire te wonenSchuifzone In Fig. 6 bedekt de hoogste von Mises spanningscontour in Fig. 12 een groter gebied, dat zich uitstrekt van bijna het gehele kratercontactoppervlak tot het vrije oppervlak van de chip. De gedwongen krullen van de chip bij het achterstand

Fig. 15. Snijkrachten versus gereedschapsverplaatsing (Case 2: kraterdool).

Fig. 13 toont een opgeheven centrum van de hoogste snijstemperatuurcontour, waaruit een eminente gradiënt voortkomt. De locus van dit centrum komt overeen met die van de achterste kraterrand, omdat het plastic en het wrijvingswerk meegaandeKrateroppervlak bereikt het maximum in de secundaire afschuifzone in de buurt van de achterrand.

Een profiel van de contactstresscomponenten op de gereedschaps-chip-interface, zoals weergegeven in figuur 14, geeft directe informatie over de mechanische interactie tussen de chipbodem en het krateroppervlak. Er is een scherpe afname van de normaalStress rond de voorrand van de krater (nabij element 3), en dan blijft de normale spanning toenemen naar het achterstandrand, waar de spanningswaarde ongeveer drie keer zo groot is als die aan de voorrand. In feite is het duidelijk uit figuur 14 datDe achterrand speelt een veel belangrijkere rol bij het ondersteunen van de chip dan het resterende deel van de krater. Het grootste deel van de chipbodem die in contact staat met het krateroppervlak blijft onder de stickconditie (d.w.z.met constante schuifspanning). De zeer intense mechanische en thermische belastingen die aan de achterrand werken, zullen slijtenDeze rand versnelt snel en versnelt de groei van de krater in de bovenste richting.

Fig. 15 toont de snijkrachten (FC) en feed (FT) krachten, die ongeveer 100 n kleiner zijn in vergelijking met die in Fig. 9. Dit is te wijten aan de significante vermindering van de contactlengte, d.w.z. de helft daarvan voor het geval 1, hoewel de piekNormale spanning in Fig. 14 is hoger dan die in Fig. 8.

Gevallen met een kraterdool met KB ＞ km/2

Het effect van het tweede type kraterslijtage (gevallen 3 en 4 in tabel 2) op het metaalsnijproces wordt in deze subsectie bestudeerd. Verschillend van het eerste type (geval 2), vindt dit type krater zich op een afstand van het snijden van het snijdenRand, d.w.z. de krater blijft tussen twee segmenten van het gereedschapsgezicht.

Daarom is de harkhoek in de buurt van de gereedschapstip dezelfde als die van het platte gereedschap (geval 1). Twee gevallen (d.w.z. gevallen 3 en 4) worden gesimuleerd om de effecten van verschillende parameters van een krater te onderzoeken. In geval 3, de diepteKT en de breedte 2 (km-kb) van de krater (zie Fig. 2) zijn kleiner dan die in geval 4, terwijl de afstand van de gereedschapstip tot de voorrand van de krater wordt verondersteld hetzelfde te zijn voor de twee gevallen. Ook is KT hetzelfde voor geval 2 enCase 4 (zie tabel 2). Representatieve resultaten worden getoond in Fig. 16-21 voor geval 3 en in Fig. 22-27 voor geval 4. In het volgende worden de resultaten van gevallen 3 en 4 eerst vergeleken met die van gevallen 1 en 2. Vervolgens worden gevallen 3 en 4 vergelekenaan elkaar om hun verschillen en overeenkomsten te illustreren.

Vergeleken met die getoond in Fig. 4 en 10, de vervormde mazen in Fig. 16 en 22 tonen aan dat de chips gevormd met een tweede type kraterdool dunner zijn en dat elementen in de onderste lagen van de chips ernstiger ervarenVervormingen en hun oriëntaties alleen om te keren na het beweegt ver buiten de contactzone, en zeer weinig resterende (plastic) vervorming vindt plaats onder het bewerkte oppervlak. De aanwezigheid van de krater beperkt het contact tussen het gereedschapen de chip en verbetert de krullen. Fig. 17 en 23 geven aan dat de contour van de hoogste equivalente plastic spanning in beide gevallen 3 of 4, gelegen aan de onderkant van de chip, begint bij de tip van de gereedschap, die vergelijkbaar is met die van het geval1 (Fig. 5) maar verschillend van die van geval 2 (Fig. 11). De maximale waarden van de equivalente plastic spanning hier in gevallen 3 en 4 zijn hoger dan die in gevallen 1 en 2, wat intensievere vervormingen in de secundaire afschuiving impliceertZones in de voormalige twee gevallen. De resterende stam onder het bewerkte oppervlak is nauwelijks waarneembaar. De contouren van de Von Mises equivalente spanning, zoals getoond in Fig. 18 en 24, onthullen een spanningverdeling tussen de eneIn Fig. 6 en die in Fig. 12. De contouren met het hoogste equivalente spanningsconcentraat in het centrale gebied van de primaire afschuifzone, terwijl de contouren met de tweede hoogste equivalente spanning worden verdeeld in een groter gebied,zich uitstrekkend langs de

Fig. 16. vervormd gaas (vergrotingsfactor: 6) (Case 3: kraterdool).

Fig. 17. Contouren van de Von Mises Equivalent Plastic Strain (Case 3: Cratered Tool).

Fig. 18. Contouren van de Von Mises Equivalent Stress (Case 3: Cratered Tool).

Primaire afschuifzone en van het rechte segment van het gereedschapsgezicht naar het vrije chipoppervlak. De verdeling van de snijtemperatuur wordt getoond in Fig. 19 en 25. Voor beide gevallen 3 of 4, de breedte van de contour met de hoogsteTemperatuur is veel kleiner dan die in geval 1 (Fig. 7). Deze contour centra aan de voorrand van de krater voor beide gevallen 3 en 4, in tegenstelling tot het centreren naar de kraterrand in geval 2 (Fig. 13). Een onderzoek van Fig. 20en 26 laat zien dat er discontinuïteiten zijn in de distributies van de contactstress. Dit wordt veroorzaakt door het gelokaliseerde verlies van conformiteit tussen de tool

Fig. 19. Contouren van snijtemperatuur (Case 3: kraterd gereedschap).

Fig. 20. Snijkrachten versus gereedschapsverplaatsing (Case 3: kraterdool).

Fig. 21. Distributies van contactstresscomponenten op de gereedschap-chip-interface (Case 3: Cratered Tool).

FaceeAndThechipduetothenon-SmoothnessatTheintersections van kraterranden en de platte gereedschapsegmenten. Vergeleken met geval 2 (zie figuur 14), treedt de grotere normale stress op in geval 4 (Fig. 26) aan de voorrand van de kraterovereenkomend met de locus van de hoogste temperaturen. In plaats van de duidelijke trend van snelle groei van de krater in de opwaartse richting (d.w.z. aan de achterrand) in geval 2, is hier in geval 4 de voorrand het meest vatbaar voor slijtage.

Zowel de snij- als de voedingskrachten in gevallen 3

Fig. 22. Vervormde mesh (vergrotingsfactor: 6) (Case 4: Cratered Tool).

Fig. 23. Contouren van de Von Mises Equivalent Plastic Strain (Case 4: Cratered Tool).

Fig. 24. Contouren van de Von Mises Equivalent Stress (Case 4: Cratered Tool).

Fig. 25. Contouren van snijtemperatuur (Case 4: kraterd gereedschap).

Fig. 26. Snijkrachten versus gereedschapsverplaatsing (Case 4: kraterdool).

Fig. 27. Snijkrachten versus gereedschapsverplaatsing (Case 4: kraterdool).

en 4, zoals getoond in Fig. 21 en 27, zijn kleiner dan die in geval 2 (Fig. 15) omdat minder hoeveelheid van de chip in intiem contact is met het gereedschapsgezicht.

Uit Fig. 16 (geval 3) wordt waargenomen dat de chipglijbanenover de krater zonder het krateroppervlak aan te raken vanwege de kleine grootte van de krater. De situatie is duidelijk anders wanneer de diepte en breedte van de krater toeneemt, zoals getoond in Fig. 22 (geval 4). In geval 4 draait het materiaal zichin de krater bij de leidende hoek en wordt gedwongen om weg te krullen naar de achterrand na het glijden over het hele krateroppervlak. De geleidelijke helling aan het bovenste deel van de krater resulteert in minder krult dan die in geval 3 (Fig. 16).

De verdelingen van de equivalente plastic spanning zijn vrij vergelijkbaar voor gevallen 3 en 4, zoals getoond in Fig. 17 en 23. De grootste equivalente plastic spanning in het geval 4 is echter groter, omdat in dit geval de chip moet omdraaienscherpe hoek voordat je de krater binnengaat. Het kleine verschil tussen de verdelingen van de Von Mises -equivalente stress in gevallen 3 en 4 (zie figuren 18 en 24) kan worden toegeschreven aan de krullende stralen van de chips. Een kleinere krullenDe straal leidt tot meer compressie geconcentreerd op de bovenste hoek van de primaire afschuifzone, zoals getoond in Fig. 18 (geval 3). Het is belangrijk op te merken dat de hoogste temperatuurcontour in geval 3 een regio van de gereedschapstip tot deachterrand van de krater, zoals getoond in Fig. 19, terwijl in geval 4 de hoogste temperatuurcontour aan de voorrand centra centraal staat, zoals geïllustreerd in Fig. 25. Ook treedt de pieknormale spanning op aan de achterrand in geval 3, AS getoond inFig. 20, terwijl in geval 4 (Fig. 26) de piek normale spanning wordt bereikt aan de voorrand. De mechanische en thermische acties zullen ertoe leiden dat de groei van de krater zich sneller ontwikkelt in de bovenste richting (d.w.z. aan de achterrand) inGeval 3 maar in de onderste richting (d.w.z. aan de voorrand) in geval 4. Ten slotte moet worden opgemerkt dat de normale spanning aan de voorrand ook hoog is in geval 3 (Fig. 20), wat impliceert dat het Krater zal ook groeienIn wezen in de lagere richting, hoewel de groeisnelheid kleiner kan zijn dan die aan de achterrand.

Conclusies

Een volledig gekoppeld thermomechanisch eindig -elementmodel is ontwikkeld om het orthogonale metaalsnijproces te simuleren, met de nadruk op de effecten van de geometrische variaties van het gereedschapsharkgezicht. Op basis van de simulatieresultaten enDe gepresenteerde analyses kunnen de volgende conclusies worden getrokken:

Dit model kan de belangrijkste kenmerken van het orthogonale metalen snijproces goed beschrijven. In het geval met een plat gereedschap zijn de gesimuleerde snij- en voedingskrachten goed overeen met de experimenteel verkregen gegevens [15], die verifieerthet huidige model.

De aanwezigheid van een krater op het gereedschapsharkgezicht heeft aanzienlijke effecten op het snijproces.

Bij het snijden van gereedschap met kraters die verschillen in het type, maar hetzelfde in de diepte wordt gebruikt, treedt een eminente discrepantie voor in hun representatieve resultaten.

Een vergelijking van gevallen 3 en 4 laat zien dat de grootte van de krater een opvallende invloed heeft op het snijproces, vooral op de verdelingen van de gereedschap-chipcontactspanningen en de chipvorming. Hoe groter de kratergrootte is, degroter de resulterende curling straal.