Comprender el impacto del desgaste del cráter en el proceso de formación de chips

Introducción

El corte de metal, como un importante proceso de fabricación que elimina los materiales no deseados de una pieza de trabajo, se ha estudiado ampliamente. Al estar acompañado de deformaciones irreversibles y transferencia de calor, el corte de metal es un acopladoproceso termomecánico. Debido a grandes deformaciones, altas tasas de deformación, aumentos sustanciales de temperatura, fricciones excesivas y condiciones de carga complicadas involucradas en un proceso de corte de metales, los modelos analíticos precisos son muydifícil de desarrollar. La mayoría de los modelos existentes son descriptivos en lugar de predictivos y, como resultado, no pueden aplicarse directamente para determinar condiciones de corte óptimas en la fase de diseño. Por otro lado, los métodos experimentales sonInherentemente específico de la configuración y tienden a ser muy caros para modelar procesos de mecanizado complejos. Por lo tanto, los modelos basados ​​en simulaciones numéricas detalladas se vuelven críticamente importantes en el desarrollo de teorías predictivas de metalcorte.

El método de elementos finitos (FEM) ha sido la herramienta numérica más utilizada en simulaciones de corte de metales desde 1973, cuando el método se aplicó por primera vez a los procesos de mecanizado modelo por Klamecki [1]. El uso de la fem en un metalEl análisis de corte permite a uno incorporar la relación constitutiva real del metal (pieza de trabajo), modelar con precisión la interacción entre el chip y la herramienta de corte, y tener en cuenta los efectos límite de la superficie del chip libre[2]. Más importante aún, la FEM, como técnica de campo completo, permite la determinación de los campos de estrés, tensión y temperatura en la pieza de trabajo, así como los parámetros globales (incluida la fuerza de corte, la fuerza de alimentación y la geometría de los chips). ÉlLa información detallada sobre las distribuciones de estrés y temperatura es crucial para predecir condiciones de corte óptimas. En consecuencia, se han realizado mucha investigación sobre simulaciones de corte de metales utilizando varios modelos de elementos finitos (Fe),La mayoría de los cuales fueron revisados ​​en [3-5].

El corte de metal, como un proceso de eliminación de materiales, generalmente implica grandes deformaciones y tasas de deformación muy altas. El chip producido en el proceso de corte está en contacto con la cara de rastrillo de la herramienta en una zona altamente presionada que causa pegajosfricción, que se transformará en fricción deslizante más arriba en la cara de la herramienta. Las grandes deformaciones plásticas y las fricciones intensivas involucradas en el corte de metales generan una enorme cantidad de energía térmica, lo que resulta en un aumento significativo entemperatura. Por lo tanto, el proceso de corte debe tratarse como un proceso termomecánico acoplado. Recientemente, se han realizado esfuerzos de investigación en esta línea. Por ejemplo, un modelo de elemento finito de deformación del plano termomecánico paraEl modelado de corte ortogonal con formación de chips continuos fue presentado por Lei et al. [6], que descuidó las fuerzas de fricción en la interfaz de chip de herramienta y asumió un flujo de calor uniforme aplicado directamente al chip para tener en cuenta elTransferencia de calor generada por fricción. Liu y Guo [7] informaron un modelo de Fe termoelástico-viscoplástico que se desarrolló para estudiar los efectos de la fricción de chip de herramienta y los cortes secuenciales en las tensiones residuales en capas mecanizadas. La temperaturaEl aumento en la pieza de trabajo se estimó en su análisis utilizando el calor generado por las deformaciones plásticas, con el trabajo generado por fricción descuidado y las condiciones adiabáticas asumidas. Shet y Deng [8] proporcionaron un análisis FE delProceso de corte de metales ortogonales basado en una ley de fricción de Coulomb modificada y un criterio de separación de chips basado en el estrés. En su estudio, se supuso que las condiciones de calentamiento adiabático determinaban el aumento de la temperatura local en los dos cizallamientosZonas causadas por las deformaciones plásticas y el trabajo de fricción. Dado que siempre hay una conducción de calor dentro de la pieza de trabajo, el chip y la herramienta de corte, y entre el chip y la herramienta, el calentamiento adiabático es solo unAproximación, que puede producir resultados inaceptables, especialmente cuando se usa una velocidad de reducción baja o media [9]. Por lo tanto, los modelos FE mejorados que pueden representar completamente el acoplamiento termomecánico en un proceso de corte de metal todavía están ennecesidad.

Al tratar con el desgaste de la herramienta que ocurre en el proceso de corte de metales ortogonales, los investigadores anteriores han identificado dos mecanismos de formación de desgaste: desgaste del cráter y desgaste del flanco. Los efectos de los cambios de geometría de la herramienta causados ​​por el flancoEl desgaste en el proceso de corte se ha estudiado ampliamente [10-12] con un interés especial en calcular el estrés residual Desencribir la separación de chips de la pieza de trabajo. La interacción de la herramienta de chip se considerará como el cierre deslizante yestará representado por la ley de Coulomb. La ecuación de concepción de calor se resolverá para determinar el campo de temperatura causado por el calentamiento debido a las deformaciones y fricciones plásticas. El código de elementos finitos de uso general Abaqus [16]Servir como la herramienta computacional en el presente modelo. Los campos de estrés y temperatura se determinarán simultáneamente utilizando Abaqus. La viabilidad de este código para simulaciones de corte de metal se ha demostrado con éxito enEstudios anteriores [6-8]. Parte de los resultados predictivos obtenidos en el modelo actual se comparará con los datos experimentales informados en [14,15].

Consideraciones de modelado

Suposiciones

Se hacen tres supuestos principales en esta investigación. En primer lugar, se supone que el estado de deformación del plano, como se hizo en casi todos los estudios anteriores. Dado que el ancho de corte es mucho más grande que el grosor del chip no deformado, esta suposición esjustificado. En segundo lugar, en vista del gran módulo elástico del material de la herramienta en relación con el de la pieza de trabajo, la herramienta de corte se considera perfectamente rígida. Esta es una aproximación aceptable, como desviaciones elásticas del corteLa herramienta es insignificante en comparación con grandes deformaciones plásticas de la pieza de trabajo. Finalmente, la herramienta de corte se considera perfectamente nítida para facilitar la simulación.

Relación constitutiva

La herramienta de endurecimiento de aceite O1 se considera en este estudio. La tensión equivalente de von Mises de este material, σ, puede estar representada por el modelo de Johnson-Cook como [15]ses Sin embargo, para la influencia del desgaste del cráter, se han informado muy pocos estudios, aunque este mecanismo de formaciónISM es igualmente importante. Komvopoulos y Erpenbeck [13]investigó los efectos combinados del desgaste del cráter y el borde acumulado (BUE) utilizando un modelo FE y un suposición isotérmicación. Para comprender mejor los efectos de los cambios de geometría de la herramienta causados ​​por el desgaste del cráter en los parámetros de corte, se deben aplicar un modelo termomecánico considerando respuestas térmicas y mecánicas acopladas, porque el desgaste de la herramientaestá fuertemente asociado con el aumento de la temperatura durante el proceso de mecanizado.

El objetivo de este documento es desarrollar un modelo de elemento finito termomecánico completamente acoplado para simular el proceso de corte ortogonal, con un énfasis particular en los efectos del desgaste del cráter. Tensión de estado estacionario y planoSe considerarán las condiciones de corte. Se empleará la ecuación constitutiva de la herramienta de endurecimiento de petróleo el acero O1, cuya formase determinó previamente utilizando la prueba de barra de Hopkinson Split [14,15]. Se utilizará un criterio de estrés crítico donde A, B, C, M y N son constantes constitutivas, ε la tensión plástica equivalente de von Mises, ε · el equivalenteVelocidad de deformación plástica, ε · 0 La tasa de deformación plástica equivalente de referencia, kt un factor utilizado para ajustar el estrés debido a los efectos de ablandamiento térmico, t 丰 la temperatura homóloga, la temperatura de la pieza de trabajo y tmelt y t0 son,respectivamente, la temperatura de fusión del material y la temperatura ambiente de referencia. Para el acero O1 considerado, estas constantes han sidoDeterminado por Zheng y Sutherland [15], usando la prueba de barra de Hopkinson dividida, para ser A = 625.3 MPa, B = 650.0 MPa, n = 0.42, C = 0.011, ε · 0 = 451 S-1, M = 1, T0 = 25 ° C y tMelt = 1500 ° C. Las propiedades del material de la pieza de trabajo, incluidoLa dependencia de la temperatura, cuando sea apropiado, se enumeran en la Tabla 1. Eqs. (1) y (2), junto con este material

Las propiedades se adoptarán en este estudio para representar el comportamiento constitutivo del acero.

1 malla de elementos finitos

La malla de elementos finitos iniciales se muestra en la Fig. 1. El ancho de corte, 3.861 mm, es 76 veces más grande que la profundidad de corte, 50.8 µm y, por lo tanto, se supone el estado de deformación del plano. Se utilizan cinco capas de elementos, de 10.16 µm de altura en cada capaPara modelar la formación de chip prospectivo. Cuatro capas de elementos, con sus alturas disminuyendo desde el fondo de la pieza de trabajo hasta la superficie de corte de acuerdo con una regla de sesgo (es decir, la relación de altura de los elementos adyacentes es 0.6), sonutilizado para la pieza de trabajo debajo de la superficie de corte. Para facilitar la formación de chip, se presume un chip inicial, que está modelado por cinco capas de elementos, con 20 elementos en cada capa. Hay totalmente 640 elementos de deformación plana (conocidosComo CPET4 en abaqus), que son oparamétricos, desplazados de cuatro nodos y temperatura acoplados, y 791 nodos utilizados en esta malla. Los elementos en el chip potencial están diseñados de tal manera que están hacia atrás con sus tamaños en elLa dirección horizontal es más grande que las de la dirección vertical. Esta configuración, inicialmente propuesta por Stren-Kowski y Carroll [17], puede compensar la distorsión severa de los elementos debido a la intensa compresión, cizallamientoSoltar y deslizar fricciones, evitando así la posible divergencia durante las iteraciones numéricas. Las ejecuciones de prueba y error deben realizarse para determinar las formas y tamaños de elementos adecuados [18]. En este estudio, todos los elementos solíanSimular el chip potencial tiene 50 µm de largo, y su ángulo de orientación es de 70 ° con respecto a la dirección vertical.

Herramienta de corte y su desgaste

En operaciones prácticas de mecanizado, el desgaste de la herramienta no es uniforme a lo largo de las caras de la herramienta. Esto requiere la especificación de la ubicación y el grado del desgaste cuando se debe decidir el valor de desgaste permitido. El contorno de las más altasLa temperatura, al mecanizar el acero bajo en carbono, generalmente se encuentra a una distancia a lo largo de la cara del rastrillo, lejos del filo, lo que lleva al desgaste en forma de un cráter correspondiente a este contorno de temperatura [19]. Un punto único típicoLa herramienta con desgaste del cráter se muestra en la Fig. 2, en la que la profundidad del cráter KT generalmente se toma como una medida de la cantidad de desgaste del cráter [20]. El cráter como se muestra es parte de un círculo, con KB midiendo la distancia vertical desde el centro deEl círculo a la punta de la herramienta de corte. En un proceso de corte que involucra el desgaste del cráter, el calor fluirá desde el punto caliente hacia el filo a medida que aumente el tiempo de corte o aumente la velocidad de corte [19]. Por otro lado, el cráter puedeTambién se origina en la vanguardia al mecanizar los materiales de alta conductividad. Por lo tanto, hay dos tipos de posibles patrones de desgaste de cráter antes de alcanzar el umbral de desgaste permitido, es decir, el desgaste del cráter con kb = km/2 y kb ＞Km/2. Se simularán cuatro casos en este estudio. Los parámetros geométricos de las herramientas, todos los cuales tienen el mismo ángulo de rastrillo 10 °, se muestran en la Tabla 2.

Como se muestra en la Fig. 3, la pieza de trabajo se fija en sus superficies inferiores y derechas, y la herramienta de corte puede moverse horizonamente de la izquierda a la derecha mientras está restringida verticalmente.

Fig. 1. Mala inicial del modelo de elementos finitos. Fig. 2. Configuración de las caras de la herramienta.

Además, la superficie superior de la pieza de trabajo y las superficies del chip expuestas al aire se consideran adiabáticas, también lo son las superficies superior e izquierda de la parte mecanizada de la pieza de trabajo, ya que la transferencia de calor entre ellos y el aire es insignificantey por lo tanto puede ser descuidado. Las superficies derecha e inferior de la pieza de trabajo permanecen a la temperatura inicial, ya que están ubicadas lejos de las zonas de deformación.

La herramienta de corte, con su módulo elástico sustancialmente más grande que el de la pieza de trabajo, se modela como un cuerpo rígido. Dado que se supone que la herramienta es perfectamente nítida, solo un segmento de la cara del rastrillo debe definirse por doselemento rígido de nodo. Las restricciones cinemáticas y las cargas de la herramienta se prescriben mediante un nodo de referencia, que está conectado a la herramienta rígida. Se asigna una velocidad de corte a la herramienta a través de este nodo de referencia con el tiempo elegidointervalo y el desplazamiento de la herramienta correspondiente en la dirección horizontal. Antes de modelar la interacción de chip de herramienta y la separación de chips, se deben definir dos pares de contacto de superficie, es decir, el par de chips-potencial de herramientas y elpareja de chips-chips-chips. La condición inicial para el último par es que los dos nodos idénticos a lo largo de la línea de separación prospectiva están totalmente unidos. Otra condición inicial en este estudio es elLa temperatura inicial, 25 ° C, se impondrá en todos los elementos.

En la región deslizante, se supone un coeficiente constante de fricción, µ, mientras que en la región pegajosa se impone el límite de tensión cortante equivalente, τmax. Por lo tanto, el estrés por fricción τFR en la interfaz se puede expresar comodonde σs es el estrés normal a lo largo de la cara de rastrillo de herramienta. Claramente, este modelo de fricción se basa en la ley de Coulomb.

Eq. (3) representa la región deslizante, mientras que la ecuación. (4) describe la región pegajosa. Para utilizar abaqus, τmax = σ s/y'3 esAdoptado en este estudio, donde σ s es el estrés equivalente de von Mises en la zona de cizallamiento secundario adyacente a la cara de la herramienta. Como aproximación, el coeficiente de fricción promedio en la región deslizante se puede calcular a partir de medidasfuerzas de corte y alimentación. τmax se puede estimar a partir de la división de la fuerza de alimentación medida (cuando el ángulo de rastrillo es 0 °) por el área de contacto incautada en la cara del rastrillo [19]. En este estudio, se obtienen µ = 0.85 y τmax = 500 MPaUso de datos experimentales proporcionados en [14].

2.6. Efectos de la temperatura

Las deformaciones plásticas y fricciones irreversibles en la interfaz de chip de herramienta generan calor y provocan un aumento de la temperatura. Las deformaciones plásticas conducen aDonde Q · P es el flujo de calor volumétrico debido al trabajo de plástico, ηp el factor de conversión de trabajo de plástico, y l ', e · pare, respectivamente, el tensor de tensión de cauchy y el tensor de tasa de tensión plástica.

2.5. Fricción en la interfaz de chip de herramienta

La interacción entre la herramienta de corte y el chip es un problema de contacto complejo. Las observaciones experimentales [21] han demostrado que hay dos regiones distintas en la cara de rastrillo de la herramienta de corte, es decir, regiones de pegado y deslizamiento.

Fig. 3. Condiciones límite en el corte de metal ortogonal (herramienta plana).

donde q · f es el flujo de calor volumétrico debido al trabajo por fricción, y · la velocidad de deslizamiento, ηf el factor de conversión de trabajo por fricción, de la fracción de la energía térmica realizada en el chip, y τFR se define cerca de la ecuación. (3). Señalando queLa mayor parte del trabajo de plástico se convierte en calor, ηp se considera 0.9. Además, al suponer que todo el trabajo de fricción se convierte en calor, ηf = 1.0 se utilizará en este estudio paramétrico. El valor de FF está determinado por el térmicoPropiedades de la herramienta y los materiales de la pieza de trabajo, así como el gradiente de temperatura cerca de la interfaz de chip de herramienta. En este estudio, se toma FF = 0.5 (el promedio). Se han utilizado valores similares para estos parámetros en estudios anteriores basados ​​enen los mismos argumentos [6,22].

La ecuación de energía que define el campo de temperatura esDonde Q · = Q · P + Q · F es la tasa de generación de calor volumétrico total, ρ, K y CP son, respectivamente, densidad, conductividad térmica y calor específico del material de la pieza de trabajo, y 72 es el operador de Laplace. Claramente, Eqs. (1), (2)y (5)- (7) muestran que los campos de estrés y deformación están completamente acoplados con el campo de temperatura, lo que resulta en un modelo termo mecánico, como se mencionó anteriormente. Estas ecuaciones se resolverán simultáneamente usando AbaqustoDetermine los campos de estrés, tensión y temperatura.

2.7. Criterio de separación de chips

Hay dos formulaciones FE principales, es decir, las formulaciones Lagrangianas y Eulerianas. En la formulación lagrangiana, los elementos, que cubren exactamente la región de análisis, se unen exactamente al material y se deforman junto con elpieza de trabajo. Por otro lado, la formulación euleriana considera los elementos como fijados en el espacio y calcula las propiedades del material en ubicaciones espaciales fijas cuando el material fluye a través de la malla.

En el proceso de mecanizado, el chip, que es inicialmente parte de la pieza de trabajo, se separa de la superficie mecanizada en la punta de la herramienta. Para modelar este proceso utilizando la formulación de Fe lagrangiana, un criterio que rige la separación de chips debeser dado. Se han informado varios de estos criterios en la literatura. Se pueden clasificar como dos tipos, es decir, geométricos y físicos [23]. Según un criterio de separación geométrica, el chip se separará cuando elLa distancia entre la punta de la herramienta y el nodo más cercano justo por delante de la punta de la herramienta es igual o menor que un valor dado. La desventaja del método geométrico es que no tiene significado físico. Los criterios físicos se basan en elValores de variables físicas seleccionadas, como el estrés, la tensión plástica equivalente o la densidad de energía de la tensión, en el elemento inmediatamente por delante de la punta de la herramienta. En tal criterio físico, un par de nodos coincidentes, que se prescribenComo perfectamente unido inicialmente, se supone que se separa cuando el valor de la variable física especificada en el elemento designado es mayor que el valor umbral seleccionado.

En este estudio se utiliza un criterio de estrés crítico, uno de los criterios físicos. Este criterio dice que el nodo de la punta de grieta se desune cuando el estrés equivalente local a una distancia específica antes de la punta de la grieta en la separación supuestaLa línea alcanza un valor crítico. El criterio de estrés crítico se define como [16]

Se sabe que la formulación lagrangiana utilizando un criterio de separación de nodos tiene ciertas deficiencias [24]. Sin embargo, su simplicidad y el costo computacional más bajo asociado hacen que esta formulación sea aún más atractiva que otraMétodos, incluidas las técnicas continuas de remeshing [25], la formulación euleriana y el enfoque arbitrario de lagrangian-eulerian [24], para usar en estudios paramétricos que involucran múltiples casos. Por lo tanto, la formulación lagrangiana usandoEl criterio de estrés crítico (separación de nodos) mencionado anteriormente se adopta en el estudio actual. La popularidad de esta formulación se evidencia por su uso extenso en numerosos estudios [8,26] y en los principales códigos informáticos (como Abaqus[dieciséis]).

Resultados y discusiones

Se simulan los cuatro casos enumerados en la Tabla 2. Se pueden clasificar como tres tipos en términos de la geometría de la cara de la herramienta: cara plana (caso 1), cara cráterada con KB = km/2 (caso 2) y cara cratada con KB ＞ km/2 (casos 3 y 4) . MásAquí se prestará atención a los efectos del desgaste del cráter con KB ＞ Km/2, ya que este tipo de desgaste del cráter se encuentra más con frecuencia en la práctica. Resultados representativos que pueden arrojar una nueva luz sobre la influencia de la geométricaEn esta sección se presenta variaciones de la cara del rastrillo de la herramienta, como la ubicación del cráter, la profundidad del cráter y la amplitud del cráter, en el proceso de corte ortogonal. Específicamente, estos resultados incluyen mallas deformadas, distribuciones del vonLa tensión plástica equivalente de Mises, la tensión equivalente de von Mises y la temperatura de corte, el perfil de tensión de contacto en la interfaz de chip de herramienta y las fuerzas de corte.

La velocidad de corte para todos los cuatro casos está programada para ser4.064 m/s. Como base de referencia de comparación, el caso de la cara plana se simula primero y las fuerzas de corte obtenidas se comparan y verifican por los datos experimentales informados en [15]. Luego, los efectos del desgaste del cráter soninvestigado con todas las demás condiciones que permanecen sin cambios.

En general, la herramienta de corte debe continuar moviéndose durante una distancia al menos 20 veces la profundidad de corte para garantizar que se haya alcanzado la formación de chips de estado estacionario [18]. En consecuencia, para cada caso en este estudio, la herramienta ha pasado enmenos 2 mm bajo las condiciones de corte prescritas hacia su destino. Para completar cada simulación, se necesita aproximadamente 2.5 h de tiempo de CPU de una estación de trabajo Sun (Ultra SPARC-III 440 MHz).Donde σ22 es el componente de tensión normal en la dirección 2 (vertical) en el punto especificado, τ21 la tensión de corte en la dirección 1 (horizontal) en el mismo punto, y, σf y τf son, respectivamente, la falla normal y la cizalladuraTresas del material de la pieza de trabajo. Los nodos inicialmente unidos se separan cuando f = 1 士! If, dónde! Si es la tolerancia dada. Las simulaciones de prueba y error generalmente son necesarias para determinar la posición donde se evalúan las tensiones.

Es conveniente tomar la punta de grieta ya que este punto y el comportamiento de separación demuestra ser razonablemente satisfactorio.

Caso con una herramienta plana

La malla deformada se muestra en la Fig. 4. En esta figura y las cifras posteriores, el factor de aumento se establece en 3.5 a menos que se indique lo contrario. Se observa que los elementos inicialmente inclinados hacia atrás se vuelven aproximadamente perpendicularesa la cara del rastrillo después de pasar por la zona de corte primaria. El aumento en las alturas y la disminución en los anchos de los elementos causan un grosor de chip más alto que la profundidad de corte.

Fig. 4. malla deformada (caso 1: herramienta plana).

La capa inferior de los elementos experimenta el cizallamiento en la zona primaria, se desliza a lo largo de la cara del rastrillo y se inclina hacia adelante antes de curvarse la cara del rastrillo. Las dos capas de elementos superiores de la parte mecanizada permanecen inclinadas a pesar deLa herramienta se ha movido lejos. En consecuencia, las cepas y tensiones residuales se generan en la pieza de trabajo después del mecanizado.

La figura 5 indica la distribución de la tensión plástica equivalente de von Mises. Aparentemente, la deformación plástica en la zona de corte primaria comienza en su límite inferior y aumenta a medida que el material se mueve hacia el límite superiorde esta zona. Por lo tanto, en lugar de un plano de corte predicho por la teoría clásica de corte ortogonal [27], la zona de corte primaria para este caso se amplía cuando se extiende desde la punta de la herramienta hasta la superficie libre del chip. El ángulo de corteobtenido experimentalmente sobre la base de la teoría clásica de corte de metales es 22 ° [15]. Evidentemente, este plano de corte (con el ángulo de corte de 22 °) se encuentra dentro de la zona de corte primaria, cuyo ángulo de corte varía de 14 a 23 °. EstáVisto que hay un gradiente de deformación notable desde la parte inferior hasta la parte superior del chip, con el valor de deformación máximo existente en la parte inferior. Esto es físicamente razonable porque los elementos en la capa inferior han pasado por elZona de corte primaria y están interactuando con la cara de rastrillo por fricción. La inspección de la Fig. 5 también muestra que la magnitud de la tensión plástica residual en y debajo de la superficie mecanizada está en el mismo orden que en la parte inferiorlímite de la zona de corte primaria.

La distribución del estrés equivalente de von Mises se muestra en la Fig. 6. Se observa que el contorno de estrés de von Mises pico comprende la región central de la zona de cizallamiento primario, con su patrón muy similar al de Von MisesLa tensión plástica equivalente que se muestra en la Fig.

Fig. 5. Contorios de la tensión plástica equivalente de von Mises (caso 1: herramienta plana).

Fig. 6. contornos del estrés equivalente de von Mises (caso 1: herramienta plana).

temperatura de corte. Además, es importante notar la aparición de tensión equivalente residual debajo de la superficie mecanizada y en la superficie libre del chip (ver Fig. 6).

La figura 7 muestra la distribución de temperatura de corte. El aumento de la temperatura comienza en el límite inferior de la zona de cizallamiento primario y continúa en el chip a pesar de que no existe una deformación plástica intensiva (cizallamiento) lejos delZonas de corte. La conducción explica este fenómeno. Además, el calor generado por la interacción friccional entre la herramienta y el chip también contribuye al aumento de la temperatura. Por lo tanto, la temperatura más alta ocurre a lo largoLa interfaz de chip de herramienta. Vale la pena señalar que hay un gradiente de temperatura eminente en el chip, similar al gradiente de deformación plástica equivalente que se muestra en la figura 5.

La figura 8 muestra un perfil de las tensiones de contacto normales y de corte distribuidas a lo largo de la cara del rastrillo. La magnitud del estrés normal, que es compresivo, se ilustra en la figura 8. Esto se aplica a las figuras posteriores que describenLos perfiles de estrés de contacto. Los elementos de la superficie están numerados en un orden ascendente desde la punta de la herramienta hasta el final de la longitud de contacto, en la que el chip comienza a acurrucarse de la cara de la herramienta. Se ve en la figura 8 que el estrés normalalcanza su valor más alto cerca de la punta de la herramienta, disminuye bruscamente en el tercer elemento, disminuye gradualmente a través del elemento no. 22, y finalmente salta abruptamente al final de contacto. El fenómeno que se inclina con el palo está claramente dirigido en elCurva de tensión de corte: el valor del esfuerzo cortante permanece constante en la región cerca de la punta de la herramienta (es decir, la región pegajosa) y proporcional al esfuerzo normal en el resto de la zona de contacto (es decir, la región deslizante). TalEl perfil está en un acuerdo cualitativo con las observaciones experimentales de Usui y Takeyama [21].

La figura 9 muestra una comparación entre las fuerzas de corte simuladas y obtenidas experimentalmente. La fuerza de corte simulada (FCS) y la fuerza de alimentación (FTS) obviamente han alcanzado sus valores de estado estacionario después de que la herramienta se haya movido durante aproximadamente 1.2mm, que es aproximadamente 24 veces más grande que la profundidad de corte. Solo se proporcionan datos experimentales en estado estacionario para la fuerza de corte (FCE) y la fuerza de alimentación (FTE) en [15], que también se muestran en la Fig. 9. La ondulación de los valores de la fuerzaes

Fig. 7. contornos de la temperatura de corte (caso 1: herramienta plana).

Fig. 8. Distribuciones de componentes de tensión de contacto en la interfaz de chip de herramienta (caso 1: herramienta plana).

atribuido a la liberación de la fuerza de unión de los dos nodos inicialmente unidos mientras se desacreditan. Tanto FCS como FTS muestran un fuerte aumento inicial. Esto resulta del contacto inicial entre la cara de la herramienta y el chip inicialmente presunto. EllosComience a elevarse gradualmente cuando el nuevo chip comience a formarse. Una comparación de las fuerzas de corte y alimentación obtenidas de la simulación y los experimentos muestra un buen acuerdo. Esto verifica el modelo actual de elementos finitos, que seráEmpleado para simular los otros tres casos con herramientas en cráter enumeradas en la Tabla 2 en las siguientes secciones.

Estuche con una herramienta cráteres que tiene km/2

Para revelar el efecto del primer tipo de desgaste del cráter (caso 2 en la Tabla 2) en el proceso de corte, se utiliza una herramienta cráterada, con un cráter que comienza en la punta de la herramienta, se utiliza en lugar de la herramienta AT para realizar la simulación. El mismo conjunto deResultados representativos, como se muestra en las Figs. 10-15, se obtienen y se comparan con los discutidos en la sección anterior.

Como se demostró en la Fig. 10, la presencia de un cráter tiene una insuencia apreciable en la formación de chips. El borde de ataque del cráter en realidad aumenta el ángulo de rastrillo de la herramienta, lo que hace más fácil el flujo interno de la pieza de trabajomaterial en el receso y, por lo tanto, reduciendo el cizallamiento experimentado por el material en la zona de corte primaria. El grosor del chip más delgado que el de la Fig. 4 surge como resultado de la reducción de cizallamiento en la zona de cizallamiento primario. El deformadoEl material se ajusta estrechamente a la superficie del cráter. Se observa que la capa de elemento inferior del chip no revertida su orientación hasta que se acerca al borde posterior del cráter, lo que inhibe el flujo de material hacia arriba yEvita que el chip se deslice a lo largo de la cara de rastrillo plana que sigue. Como tal, el borde del cráter posterior debe soportar una compresión muy alta, lo que puede causar adhesión y, por lo tanto, la zona de cizallamiento secundario surge en las proximidades de este borde. Estese puede confirmar refiriéndose a la Fig. 11, donde el contorno de deformación plástico equivalente de von Mises más alto comienza junto al borde del cráter posterior y existe un contorno de deformación más bajo en el material en contacto con la parte inferior de lacráter. La inspección de la Fig. 11 indica que la tensión plástica equivalente de von Mises en la zona de corte primaria es menor y la profundidad de la zona de cepa plástica residual debajo de la superficie mecanizada es menor en comparación con las deFig. 5.

Fig. 9. Fuerzas de corte versus desplazamiento de la herramienta (caso 1: herramienta plana).

Fig. 10. Mala deformada (Caso 2: herramienta en Cráter).

Fig. 11. Contorios de la tensión plástica equivalente de von Mises (Caso 2: herramienta cráterada).

Fig. 12. Contorios del estrés equivalente de von Mises (caso 2: herramienta cráterada).

Fig. 13. Contorios de la temperatura de corte (caso 2: herramienta cráterada).

Fig. 14. Distribuciones de componentes de tensión de contacto en la interfaz de chip de herramienta (caso 2: herramienta en cráter).

La figura 12 muestra los contornos del estrés equivalente de von Mises. Existe una diferencia sorprendente en la distribución del más alto estrés de von Mises al comparar las Figs. 6 y 12. en lugar de residir solo en la región central de la primariaZona de corte En la Fig. 6, el contorno de estrés de von Mises más alto en la Fig. 12 cubre un área más grande, que se extiende desde casi toda la superficie de contacto del cráter hasta la superficie libre del chip. El forzado rizado del chip en el final

Fig. 15. Fuerzas de corte versus desplazamiento de la herramienta (Caso 2: herramienta cráterada).

La figura 13 muestra un centro elevado del contorno de temperatura de corte más alto, del cual se origina un gradiente eminente. El locus de este centro corresponde al del borde del cráter de fines de arrastre, ya que el plástico y el trabajo de fricciónlaLa superficie del cráter alcanza el máximo en la zona de corte secundaria ubicada cerca del borde posterior.

Un perfil de los componentes de tensión de contacto en la interfaz de chip de herramienta, como se muestra en la Fig. 14, proporciona información directa sobre la interacción mecánica entre el fondo del chip y la superficie del cráter. Hay una fuerte disminución en la normalidadestrés alrededor del borde de ataque del cráter (cerca del elemento 3), y luego el estrés normal sigue aumentando hasta el finalborde, donde el valor del estrés es aproximadamente tres veces más grande que el de la vanguardia. De hecho, está claro a partir de la figura 14 queEl borde posterior juega un papel mucho más importante en el apoyo al chip que la parte restante del cráter. La mayoría del fondo de chip que está en contacto con la superficie del cráter permanece bajo la condición de pegamento (es decir,con tensión cortante constante). Las cargas mecánicas y térmicas muy intensas que actúan en el borde posterior se desgastaránEste borde rápidamente y acelera el crecimiento del cráter en la dirección superior.

La figura 15 muestra las fuerzas de corte (fc) y alimentación (ft), que son aproximadamente 100 n más pequeñas en comparación con las de la Fig. 9. Esto se debe a la reducción significativa de la longitud de contacto, es decir, la mitad del caso para el caso 1, aunque el picoEl estrés normal en la Fig. 14 es mayor que el de la Fig. 8.

Casos con una herramienta cráteres que tiene kb ＞ km/2

El efecto del segundo tipo de desgaste del cráter (casos 3 y 4 en la Tabla 2) en el proceso de corte de metal se estudia en esta subsección. A diferencia del primer tipo (caso 2), este tipo de cráter se ubica a una distancia de la corteborde, es decir, el cráter se mantiene entre dos segmentos de la cara de la herramienta AT.

Por lo tanto, el ángulo de rastrillo en las proximidades de la punta de la herramienta es el mismo que el de la herramienta plana (caso 1). Se simulan dos casos (es decir, casos 3 y 4) para investigar los efectos de diferentes parámetros de un cráter. En el caso 3, la profundidadKT y la amplitud 2 (km-kb) del cráter (ver Fig. 2) son más pequeños que los del caso 4, mientras que la distancia desde la punta de la herramienta hasta el borde de ataque del cráter es la misma para los dos casos. Además, KT es lo mismo para el caso 2 yCaso 4 (ver Tabla 2). Los resultados representativos se muestran en las Figs. 16-21 para el caso 3 y en las Figs. 22-27 para el caso 4. En lo siguiente, los resultados de los casos 3 y 4 se comparan primero con los de los casos 1 y 2. Luego, los casos 3 y 4 se comparanentre sí para ilustrar sus diferencias y similitudes.

En comparación con los que se muestran en las Figs. 4 y 10, las mallas deformadas en las Figs. 16 y 22 demuestran que los chips formados con una herramienta cráterada de segundo tipo son más delgadas, y los elementos en las capas inferiores de los chips experimentan más severosLas distorsiones y revertir sus orientaciones solo después de moverse mucho más allá de la zona de contacto, y se produce muy poca deformación residual (plástica) debajo de la superficie mecanizada. La presencia del cráter restringe el contacto entre la herramientay el chip y mejora el curling. Figs. 17 y 23 indican que el contorno de la tensión plástica equivalente más alta en el caso 3 o 4, ubicado en la parte inferior del chip, comienza en la punta de la herramienta, que es similar a la del caso1 (Fig. 5) pero diferente al del caso 2 (Fig. 11). Los valores máximos de la tensión plástica equivalente aquí en los casos 3 y 4 son más altos que los de los casos 1 y 2, lo que implica deformaciones más intensas que ocurren en la cizalla secundariazonas en los dos casos anteriores. La cepa residual debajo de la superficie mecanizada es apenas observable. Los contornos del estrés equivalente de von Mises, como se muestra en las Figs. 18 y 24, revelan una distribución de estrés intermedia entre elen la Fig. 6 y la de la Fig. 12. Los contornos con el concentrado de estrés equivalente más alto en la región central de la zona de cizallamiento primario, mientras que los contornos con el segundo estrés equivalente más alto se distribuyen en un área más grande,extendiendo a lo largo del

Fig. 16. Mala deformada (factor de aumento: 6) (caso 3: herramienta cráterada).

Fig. 17. Contorios de la tensión plástica equivalente de von Mises (Caso 3: herramienta cráterada).

Fig. 18. Contorios del estrés equivalente de von Mises (Caso 3: herramienta cráterada).

Zona de corte primaria y desde el segmento recto de la cara de la herramienta hasta la superficie de chips libre. La distribución de la temperatura de corte se muestra en las Figs. 19 y 25. Para el caso 3 o 4, el ancho del contorno con el más altoLa temperatura es mucho más pequeña que la en el caso 1 (Fig. 7). Este contorno se centra en el borde de ataque del cráter para los casos 3 y 4, en lugar de centrarse en el borde posterior del cráter en el caso 2 (Fig. 13). Un examen de las Figs. 20y 26 muestra que hay discontinuidades en las distribuciones de estrés de contacto. Esto es causado por la pérdida localizada de conformidad entre la herramienta

Fig. 19. Contorios de la temperatura de corte (caso 3: herramienta en cráter).

Fig. 20. Fuerzas de corte versus desplazamiento de la herramienta (Caso 3: herramienta en Cráter).

Fig. 21. Distribuciones de componentes de tensión de contacto en la interfaz de chip de herramienta (caso 3: herramienta en cráter).

FaceAsandthechipduetothenon-SmoothnessattheNtersections of Crater Bords y los segmentos de herramientas planas. En comparación con el caso 2 (ver Fig. 14), el estrés normal máximo mayor ocurre en el caso 4 (Fig. 26) en el borde de ataque del crátercorrespondiente al locus de las temperaturas más altas. En lugar de la clara tendencia de crecimiento rápido del cráter en la dirección ascendente (es decir, en el borde posterior) en el caso 2, aquí en el caso 4, el borde de ataque es más susceptible al desgaste.

Tanto las fuerzas de corte como la alimentación en los casos 3

Fig. 22. Deform ed Mesh (factor de aumento: 6) (caso 4: herramienta cráterada).

Fig. 23. contornos de la tensión plástica equivalente de von Mises (caso 4: herramienta cráterada).

Fig. 24. Contorios del estrés equivalente de von Mises (caso 4: herramienta cráterada).

Fig. 25. Contorios de la temperatura de corte (caso 4: herramienta cráterada).

Fig. 26. Fuerzas de corte versus desplazamiento de la herramienta (caso 4: herramienta en Cráter).

Fig. 27. Fuerzas de corte versus desplazamiento de la herramienta (caso 4: herramienta cráterada).

y 4, como se muestra en las Figs. 21 y 27, son más pequeños que los del caso 2 (Fig. 15) porque menos cantidad del chip está en contacto íntimo con la cara de la herramienta.

De la figura 16 (caso 3) se observa que el chip se deslizasobre el cráter sin tocar la superficie del cráter debido al pequeño tamaño del cráter. La situación es obviamente diferente cuando aumentan la profundidad y la amplitud del cráter, como se muestra en la Fig. 22 (caso 4). En el caso 4, el material giraen el cráter en la esquina principal y se ve obligado a acurrucarse en el borde posterior después de deslizarse a lo largo de toda la superficie del cráter. La pendiente gradual en la parte superior del cráter da como resultado menos rizos que en el caso 3 (Fig. 16).

Las distribuciones de la tensión plástica equivalente son bastante similares para los casos 3 y 4, como se muestra en las Figs. 17 y 23. Sin embargo, la tensión plástica equivalente más grande en el caso 4 es mayor, ya que en este caso el chip tiene que cambiar unEsquina afilada antes de entrar en el cráter. La diferencia menor entre las distribuciones del estrés equivalente de von Mises en los casos 3 y 4 (ver Figs. 18 y 24) se puede atribuir a los radios de curling de los chips. Un rizado más pequeñoEl radio conduce a más compresión concentrada en la esquina superior de la zona de corte primaria, como se muestra en la Fig. 18 (caso 3). Es importante tener en cuenta que el contorno de temperatura más alto en el caso 3 cubre una región desde la punta de la herramienta hastaEl borde posterior del cráter, como se muestra en la Fig. 19, mientras que en el caso 4 los centros de contorno de temperatura más altos en el borde de ataque, como se ilustra en la Fig. 25. Además, la tensión normal máxima se produce en el borde posterior en el caso 3, como se muestra en laFig. 20, mientras que en el caso 4 (Fig. 26) se alcanza la tensión normal máxima en el borde de ataque. Las acciones mecánicas y térmicas harán que el crecimiento del cráter se desarrolle más rápido en la dirección superior (es decir, en el borde posterior) enCaso 3 pero en la dirección inferior (es decir, en el borde de ataque) en el caso 4. Finalmente, debe señalarse que la tensión normal en el borde de ataque también es alta en el caso 3 (Fig. 20), lo que implica que el El cráter también creceráSustancialmente en la dirección inferior, aunque la tasa de crecimiento puede ser más pequeña que la del borde posterior.

Conclusiones

Se desarrolla un modelo de elemento finito termomecánico completamente acoplado para simular el proceso de corte de metales ortogonales, con énfasis en los efectos de las variaciones geométricas de la cara de rastrillo de herramientas. Basado en los resultados de la simulación yLos análisis presentados, se pueden sacar las siguientes conclusiones:

Este modelo puede describir las características principales del proceso de corte de metales ortogonales. En el caso con una herramienta plana, las fuerzas simuladas de corte y alimentación están en buen acuerdo con los datos obtenidos experimentalmente [15], que verificael modelo actual.

La presencia de un cráter en la cara de rastrillo de herramientas tiene efectos apreciables en el proceso de corte.

Al cortar herramientas con cráteres que son diferentes en el tipo pero se usan lo mismo en la profundidad, se produce una discrepancia eminente en sus resultados representativos.

Una comparación de los casos 3 y 4 muestra que el tamaño del cráter tiene una influencia sorprendente en el proceso de corte, especialmente en las distribuciones de las tensiones de contacto de la herramienta y la formación de chips. Cuanto más grande sea el tamaño del cráter, elMás grande el radio de curling resultante.