+ 86-18052080815 | info@harsle.com
Usted está aquí: Casa » Noticias » Blog » Simulación de elementos finitos del proceso de corte de metal ortogonal para la comprensión cualitativa de los efectos del desgaste del cráter en el proceso de formación de viruta

Simulación de elementos finitos del proceso de corte de metal ortogonal para la comprensión cualitativa de los efectos del desgaste del cráter en el proceso de formación de viruta

Número Navegar:34     Autor:Editor del Sitio     publicar Tiempo: 2018-08-29      Origen:motorizado Su mensaje

  Introducción

  El corte de metales, como un importante proceso de fabricación que elimina materiales no deseados de una pieza de trabajo, ha sido ampliamente estudiado. Al estar acompañado de deformaciones irreversibles y transferencia de calor, el corte de metal está acopladoproceso termomecánico. Debido a las grandes deformaciones, altas tasas de deformación, aumentos de temperatura sustanciales, fricciones excesivas y complicadas condiciones de carga involucradas en un proceso de corte de metal, los modelos analíticos precisos son muydifícil de desarrollar La mayoría de los modelos existentes son descriptivos en lugar de predictivos y, como resultado, no se pueden aplicar directamente para determinar las condiciones de corte óptimas en la fase de diseño. Por otro lado, los métodos experimentales sonintrínsecamente específicos 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 adquieren una importancia crítica en el desarrollo de las teorías predictivas del metalcorte.

  El método de elementos finitos (FEM) ha sido la herramienta numérica más utilizada en las simulaciones de corte de metales desde 1973, cuando el método se aplicó por primera vez a los procesos de mecanizado de modelos por Klamecki [1]. El uso del FEM en un metalel análisis de corte permite 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, el FEM, como técnica de campo completo, permite la determinación de los campos de tensión, deformación y temperatura en la pieza de trabajo, así como los parámetros globales (incluida la fuerza de corte, la fuerza de avance y la geometría de los segmentos). losla información detallada sobre las distribuciones de estrés y temperatura es crucial para predecir las condiciones óptimas de corte. En consecuencia, se han llevado a cabo muchas investigaciones sobre simulaciones de corte de metales usando varios modelos de elementos finitos (FE).la mayoría de los cuales fueron revisados ​​en [3-5].

  El corte de metal, como proceso de eliminación de material, típicamente implica grandes deformaciones y velocidades de deformación muy altas. El chip producido en el proceso de corte está en contacto con la cara del rastrillo de la herramienta en una zona altamente presionada que causa la adherenciafricción, que se transformará en fricción deslizante más arriba en la cara de la herramienta. Las grandes deformaciones plásticas y las intensas fricciones 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, los esfuerzos de investigación se han realizado a lo largo de esta línea. Por ejemplo, un modelo de elemento finito de deformación plana termomecánica paramodelado de corte ortogonal con formación continua de viruta fue presentado por Lei et al. [6], que descuidó las fuerzas de fricción en la interfaz de la herramienta-chip y asumió un flujo de calor uniforme aplicado directamente al chip para tener en cuenta latransferencia de calor generada por fricción. Liu y Guo [7] informaron sobre un modelo FE termoelástico-viscoplástico que se desarrolló para estudiar los efectos de la fricción del chip de la herramienta y los cortes secuenciales sobre las tensiones residuales en las capas mecanizadas. La temperaturaEl aumento en la pieza de trabajo se estimó en su análisis utilizando el calor generado por deformaciones plásticas, con el trabajo generado por fricción descuidado y las condiciones adiabáticas asumidas. Shet y Deng [8] proporcionaron un análisis FE de laProceso de corte de metal ortogonal basado en una ley de fricción de Coulomb modificada y un criterio de separación de viruta basado en el esfuerzo. En su estudio, se supuso que las condiciones de calentamiento adiabático determinarían el aumento de la temperatura local en las dos cizallaszonas causadas por las deformaciones plásticas y el trabajo de fricción. Dado que siempre hay 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 unaaproximación, que puede producir resultados inaceptables, especialmente cuando se usa una velocidad de corte 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 están todavía ennecesitar.

  Al tratar con el desgaste de la herramienta que se produce en el proceso de corte de metal ortogonal, los investigadores anteriores han identificado dos mecanismos de formación de desgaste: el desgaste del cráter y el desgaste del flanco. Los efectos de los cambios en la geometría de la herramienta causados ​​por el flancoel desgaste en el proceso de corte se ha estudiado extensamente [10-12] con un interés especial en el cálculo de la tensión residual, describe la separación de la pieza de trabajo. La interacción del chip-herramienta se considerará como deslizante yestará representado por la ley de Coulomb. La ecuación de conducción de calor se resolverá para determinar el campo de temperatura causado por el calentamiento debido a deformaciones y fricciones plásticas. El código de elemento finito de uso general ABAQUS [16]servir como la herramienta computacional en el modelo actual. Los campos de tensión y temperatura se determinarán simultáneamente utilizando ABAQUS. La viabilidad de este código para simulaciones de corte de metales se ha demostrado con éxito enestudios previos [6-8]. Parte de los resultados predictivos obtenidos en el modelo actual se compararán con los datos experimentales informados en [14,15].

  Consideraciones de modelado

  Suposiciones

  Se hacen tres suposiciones principales en esta investigación. En primer lugar, se supone el estado de deformación plana, como se hizo en casi todos los estudios previos. Dado que el ancho de corte es mucho mayor que el grosor del chip no deformado, esta suposición esjustificado. En segundo lugar, en vista del gran módulo elástico del material de la herramienta con relación al de la pieza de trabajo, se considera que la herramienta de corte es perfectamente rígida. Esta es una aproximación aceptable, como deflexiones elásticas del corteherramienta son insignificantes en comparación con grandes deformaciones plásticas de la pieza de trabajo. Finalmente, la herramienta de corte se considera perfectamente afilada para facilitar la simulación.

  Relación constitutiva

  En este estudio se considera el acero para herramientas de temple al aceite O1. El estrés equivalente de von Mises de este material, σ, puede ser representado por el modelo de Johnson-Cook como [15]Ses. Para la influencia del desgaste del cráter, sin embargo, se han reportado muy pocos estudios, aunque esto forma la mecánica.ismo es igualmente importante. Komvopoulos y Erpenbeck [13]investigó los efectos combinados del desgaste del cráter y el borde acumulado (BUE) usando un modelo FE y un supuesto isotérmicoción. Para comprender mejor los efectos de los cambios en la geometría de la herramienta causados ​​por el desgaste del cráter en los parámetros de corte, se debe aplicar un modelo termomecánico que considere respuestas térmicas y mecánicas acopladas, porque el desgaste de la herramientaestá fuertemente asociado con el aumento de temperatura durante el proceso de mecanizado.

  El objetivo de este trabajo es desarrollar un modelo de elemento finito termomecánico totalmente acoplado para simular el proceso de corte ortogonal, con un énfasis particular en los efectos del desgaste del cráter. Cepa de estado estable y planose considerarán las condiciones de corte. Se empleará la ecuación constitutiva del acero para herramientas de temple al aceite O1, cuya formase determinó previamente mediante el uso de la prueba Split Hopkinson Bar [14,15]. Se usará un criterio de esfuerzo crítico para A, B, C, myn 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 esfuerzo debido a los efectos de suavizado térmico, T 丰 la temperatura homóloga, T 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 la barra de Split Hopkinson, 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, incluidola dependencia de la temperatura cuando sea apropiado, se enumeran en la Tabla 1. Eqs. (1) y (2), junto con estos materiales

Simulación de elementos finitos (1)

propiedades, serán adoptadas en este estudio para representar el comportamiento constitutivo del acero.

  Malla de elemento finito 1nitial

  La malla del elemento finito inicial 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 plana. Se usan cinco capas de elementos, 10.16 μm de altura en cada capapara modelar la formación de chips prospectiva. Cuatro capas de elementos, con sus alturas que disminuyen desde el fondo de la pieza de trabajo hasta la superficie de corte de acuerdo con una regla de desviación (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 del chip, se supone un chip inicial, que está modelado por cinco capas de elementos, con 20 elementos en cada capa. Hay elementos de deformación plana totalmente 640 (conocidoscomo CPET4 en ABAQUS), que son acoplados oparamétricos, de cuatro nodos y de temperatura acoplados, y 791 nodos utilizados en esta malla. Los elementos en el chip potencial están diseñados de tal manera que están inclinados hacia atrás con sus tamaños en eldirección horizontal que es más grande que aquellos en la dirección vertical. Esta configuración, inicialmente propuesta por Stren-kowski y Carroll [17], puede compensar la fuerte distorsión de los elementos debido a la compresión intensa, cortanteesfuerzo y deslizamiento por fricción, evitando así la posible divergencia durante las iteraciones numéricas. Se deben realizar pruebas de prueba y error para determinar las formas y tamaños de elementos adecuados [18]. En este estudio, todos los elementos utilizados parasimular el chip potencial son de 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 de mecanizado prácticas, 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 de desgaste cuando se decide el valor de desgaste permitido. El contorno de la más altaLa temperatura, al mecanizar acero con bajo contenido de carbono, generalmente se ubica a una distancia a lo largo de la cara del rastrillo lejos del borde cortante, lo que lleva a un desgaste en forma de un cráter que corresponde a este contorno de temperatura [19]. Un típico punto únicoLa 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 hasta 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 borde de corte a medida que transcurre el tiempo de corte o aumenta la velocidad de corte [19]. Por otro lado, el cráter puedetambién se originan desde la vanguardia cuando se mecanizan materiales de alta conductividad. Por lo tanto, hay dos tipos de posibles patrones de desgaste del cráter antes de que se alcance el umbral de desgaste permisible, es decir, desgaste del cráter con KB=KM / 2 y KB>KM / 2. Cuatro casos serán simulados en este estudio. Los parámetros geométricos de las herramientas, que tienen el mismo ángulo de inclinación 10 °, se muestran en la Tabla 2.

  Como se muestra en la Fig. 3, la pieza de trabajo está fijada en su superficie inferior y derecha, y la herramienta de corte puede moverse horizontalmente de izquierda a derecha mientras está sujeta verticalmente.

Simulación de elementos finitos (2) Simulación de elementos finitos (3)

Fig. 1. Malla 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, al igual que las superficies superior e izquierda de la pieza mecanizada de la pieza de trabajo, ya que la transferencia de calor entre ellas 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 ha asumido que la herramienta es perfectamente nítida, solo un segmento de la cara del rastrillo debe ser definido por doselemento rígido del nodo. Las restricciones cinemáticas y las cargas de la herramienta están prescritas por un nodo de referencia, que está unido 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 entre la herramienta y el chip y la separación de los chips, se deben definir dos pares de contactos superficiales, es decir, el par de chips de potencial de herramienta y elpar de chips de potencial de pieza de trabajo. La condición inicial para el último par es que los dos nodos idénticos a lo largo de la línea de partición prospectiva están totalmente unidos. Otra condición inicial en este estudio es latemperatura inicial, 25 ° C, que se impondrá a todos los elementos.

  En la región deslizante, se supone un coeficiente de fricción constante, μ, mientras que en la región de adherencia se impone el límite equivalente de esfuerzo cortante, τmax. La tensión de fricción τfr en la interfaz se puede expresar comodonde σs es la tensión normal a lo largo de la cara del rastrillo de la herramienta. Claramente, este modelo de fricción se basa en la ley de Coulomb.

  Eq. (3) representa la región deslizante, mientras que Eq. (4) describe la región de adherencia. 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 secundaria de cizallamiento adyacente a la cara de la herramienta. Como una aproximación, el coeficiente de fricción promediado en la región deslizante se puede calcular a partir de medicionescortar y alimentar fuerzas. τmax puede estimarse a partir de la división de la fuerza de alimentación medida (cuando el ángulo de incidencia es 0 °) por el área de contacto incautada en la cara de inclinación [19]. En este estudio, se obtienen μ = 0,85 y τmax = 500 MPautilizando datos experimentales proporcionados en [14].

  2.6. Efectos de la temperatura

  Las deformaciones y las fricciones plásticas irreversibles en la interfaz del chip de la herramienta generan calor y aumentan la temperatura. Las deformaciones plásticas conducen adonde q · p es el flujo de calor volumétrico debido al trabajo plástico, ηp el factor de conversión de trabajo plástico, y l ', E · pare, respectivamente, el tensor de tensión de Cauchy y el tensor de la tasa de deformación 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 desprendimiento de la herramienta de corte, es decir, regiones de adherencia y deslizamiento.

Simulación de elementos finitos (4)

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

  donde q · f es el flujo de calor volumétrico debido al trabajo de fricción, y · la tasa de deslizamiento, ηf el factor de conversión de trabajo por fricción, ff la fracción de la energía térmica conducida al chip, y τfr se define cerca de Eq. (3) Señalando quela mayor parte del trabajo plástico se convierte en calor, ηp se toma como 0.9. Además, suponiendo que todo el trabajo de fricción se convierta en calor, ηf = 1.0 se utilizará en este estudio paramétrico. El valor de ff está determinado por la temperaturalas propiedades de la herramienta y los materiales de la pieza de trabajo, así como el gradiente de temperatura cerca de la interfaz del chip de herramienta. En este estudio, se toma ff = 0.5 (el promedio). Valores similares se han utilizado para estos parámetros en estudios previos basadosen 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, Ecs. (1), (2)y (5) - (7) muestran que los campos de tensión y tensión están completamente acoplados con el campo de temperatura, lo que resulta en un modelo termo-mecánico acoplado, como se mencionó anteriormente. Estas ecuaciones se resolverán simultáneamente usando ABAQUStodeterminar los campos de estrés, tensión y temperatura.

  2.7. Criterio de separación de viruta

  Hay dos formulaciones principales de EF, es decir, las formulaciones de Lagrange y Eulerian. En la formulación lagrangiana, los elementos, que cubren exactamente la región de análisis, se unen al material y se deforman junto con elpieza de trabajo. Por otro lado, la formulación euleriana considera los elementos como fijos 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 FE de Lagrange, un criterio que rige la separación de chips debeser dado. Varios de estos criterios han sido reportados en la literatura. Se pueden categorizar como dos tipos, es decir, geométrico y físico [23]. De acuerdo con un criterio de separación geométrica, el chip se separará cuando ella distancia entre la punta de la herramienta y el nodo más cercano justo antes de la punta de la herramienta es igual o menor que un valor dado. La desventaja del método geométrico es que no tiene un significado físico. Los criterios físicos se basan envalores de variables físicas seleccionadas, como tensión, deformación plástica equivalente o densidad de energía de deformación, en el elemento inmediatamente anterior a la punta de la herramienta. En tal criterio físico, un par de nodos coincidentes, que están prescritoscomo perfectamente unido inicialmente, se supone que se separan 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 punta de grieta se desembraga cuando el esfuerzo equivalente local a una distancia especificada por delante de la punta de la grieta en la separación asumidala línea alcanza un valor crítico El criterio de estrés crítico se define como [16]

  La formulación de Lagrange utilizando un criterio de separación de nodos tiene ciertas deficiencias [24]. Sin embargo, su simplicidad y el menor costo computacional asociado hacen que esta formulación sea aún más atractiva que otrasmétodos, incluidas las técnicas de remeshing continuo [25], la formulación euleriana y el enfoque lagrangiano-euleriano arbitrario [24], para su uso en estudios paramétricos que involucran casos múltiples. 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 amplio uso en numerosos estudios [8,26] y en los principales códigos informáticos (como ABAQUS).[dieciséis]).

  Resultados y discusiones

  Los cuatro casos enumerados en la Tabla 2 son simulados. Se pueden categorizar como tres tipos en términos de la geometría de la herramienta: cara plana (caso 1), cara con cráteres con KB=KM / 2 (caso 2) y cara con cráteres con KB> KM / 2 (casos 3 y 4) . Másse prestará atención aquí a los efectos del desgaste del cráter con KB> KM / 2, ya que este tipo de desgaste del cráter se encuentra más frecuentemente en la práctica. Los resultados representativos que pueden arrojar nueva luz sobre la influencia de la geometríaEn esta sección se presentan las variaciones de la cara del rastrillo de la herramienta, como la ubicación del cráter, la profundidad del cráter y la anchura del cráter, en el proceso de corte ortogonal. Específicamente, estos resultados incluyen mallas deformadas, distribuciones de la vonLa tensión plástica equivalente de Mises, la tensión y la temperatura de corte equivalentes de von Mises, el perfil de tensión de contacto en la interfaz del chip de herramienta y las fuerzas de corte.

  La velocidad de corte para los cuatro casos está configurada para ser4.064 m / s. Como una base de comparación de referencia, la caja de cara plana se simula primero y las fuerzas de corte obtenidas se comparan y se verifican con los datos experimentales informados en [15]. Después, 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 a una distancia de al menos 20 veces la profundidad de corte para garantizar que se haya alcanzado la formación de viruta en estado estable [18]. En consecuencia, para cada caso en este estudio, la herramienta ha pasado aal menos 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 la 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 cortantetensiones del material de la pieza de trabajo. Los nodos unidos inicialmente se separan cuando f = 1 士! If, donde! If es la tolerancia dada. Las simulaciones de prueba y error generalmente se necesitan para determinar la posición donde se evalúan las tensiones.

  Es conveniente tomar la punta de la grieta como 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 en las figuras siguientes, el factor de ampliación 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 a través de la zona de corte primario. El aumento en las alturas y la disminución en el ancho de los elementos causan un mayor espesor de la viruta que la profundidad de corte.

Simulación de elementos finitos (5)

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

  La capa inferior de los elementos experimenta cizallamiento en la zona primaria, se desliza a lo largo de la cara del rastrillo y se inclina hacia adelante antes de curvar la cara del rastrillo. Las dos capas de elementos superiores de la pieza mecanizada permanecen inclinadas aunque ella herramienta se ha movido muy lejos. Por consiguiente, se generan tensiones residuales y tensiones en la pieza de trabajo después del mecanizado.

  La Fig. 5 indica la distribución de la deformación plástica equivalente de von Mises. Aparentemente, la deformación plástica en la zona de cizalla 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 primario para este caso se ensancha 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 de 22 ° [15]. Evidentemente, este plano de corte (con el ángulo de corte de 22 °) se encuentra dentro de la zona de corte primario, cuyo ángulo de corte varía de 14 a 23 °. Esvisto que hay un gradiente de deformación notable de la parte inferior a la parte superior del chip, con el valor máximo de deformación existente en la parte inferior. Esto es físicamente razonable porque los elementos en la capa inferior han pasado a través delzona de cizalla primaria y están interactuando con la cara del rastrillo por fricción. La inspección de la Fig. 5 también muestra que la magnitud de la tensión plástica residual sobre y debajo de la superficie mecanizada está en el mismo orden que en la inferiorlímite de la zona de corte primario.

  La distribución del estrés equivalente de von Mises se muestra en la Fig. 6. Se observa que el contorno pico de tensión de von Mises comprende la región central de la zona de corte primario, con un patrón muy similar al de von Mises.tensión plástica equivalente que se muestra en la Fig. 5. La magnitud de la tensión equivalente en la zona de cizalla secundaria es menor que en la zona de cizalla primaria debido al efecto de reblandecimiento de

Simulación de elementos finitos (6)

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

Simulación de elementos finitos (7)

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 maquinada y en la superficie libre del chip (ver Fig. 6).

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

  La figura 8 muestra un perfil de las tensiones de contacto normales y de cizalladura distribuidas a lo largo de la cara de inclinación. La magnitud de la tensión normal, que es compresiva, se ilustra en la Fig. 8. Esto se aplica a las figuras siguientes que describenperfiles de estrés de contacto. Los elementos de la superficie se numeran en orden ascendente desde la punta de la herramienta hasta el final de la longitud del contacto, en la cual el chip comienza a curvarse hacia fuera de la cara de la herramienta. Se ve en la Fig. 8 que el estrés normalalcanza su valor más alto cerca de la punta de la herramienta, baja bruscamente en el tercer elemento, disminuye gradualmente a través del elemento no. 22, y finalmente salta abruptamente en el extremo de contacto. El fenómeno de adherencia y deslizamiento está claramente indicado encurva de esfuerzo cortante: el valor del esfuerzo cortante permanece constante en la región cercana a la punta de la herramienta (es decir, la región de adherencia) y proporcional a la tensión normal en el resto de la zona de contacto (es decir, la región deslizante). Talperfil está en 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 avance (Fts) obviamente han alcanzado sus valores de estado estacionario después de que la herramienta se haya movido para aproximadamente 1.2mm, que es aproximadamente 24 veces más grande que la profundidad de corte. Solamente los datos experimentales de estado estable para la fuerza de corte (Fce) y la fuerza de alimentación (Fte) se proporcionan en [15], que también se muestran en la Fig. 9. La ondulación de los valores de fuerzaes

Simulación de elementos finitos (8)

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

Simulación de elementos finitos (9)

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

atribuido a la liberación de la fuerza de enlace de los dos nodos inicialmente unidos a medida que se desprenden. Ambos Fcs y Fts muestran un aumento brusco inicial. Esto resulta del contacto inicial entre la cara de la herramienta y el chip presuntamente inicialmente. Elloscomienzan a aumentar gradualmente cuando el nuevo chip comienza 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 de elemento finito actual, que seráempleado para simular los otros tres casos con herramientas de cráteres enumeradas en la Tabla 2 en las siguientes secciones.

  Caso con una herramienta con 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 usa una herramienta con cráteres, con un cráter que comienza en la punta de la herramienta, en lugar de la herramienta a 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 demuestra en la Fig. 10, la presencia de un cráter tiene una influencia apreciable en la formación del chip. El borde delantero del cráter en realidad aumenta el ángulo de inclinación de la herramienta, facilitando el flujo hacia adentro de la pieza de trabajomaterial en el hueco y, por lo tanto, reducir la cizalladura experimentada por el material en la zona de cizalladura primaria. El grosor de la viruta más delgado que el de la Fig. 4 surge como resultado de la cizalladura reducida en la zona de cizalladura primaria. El deformadoel material se ajusta estrechamente a la superficie del cráter. Se observa que la capa de elemento inferior del chip no invierte su orientación hasta aproximarse al borde posterior del cráter, lo que inhibe el flujo ascendente del material yevita que el chip se deslice a lo largo de la cara rastrillo plana que queda. Como tal, el borde del cráter posterior debe soportar una compresión muy alta, lo que puede provocar la adherencia, y así la zona secundaria de cizalladura surge en las proximidades de este borde. Estapuede confirmarse haciendo referencia a la Fig. 11, donde el contorno de deformación plástica equivalente más alto de von Mises comienza junto al borde del cráter posterior y existe un contorno de tensión más bajo en el material en contacto con la parte inferior delcráter. La inspección de la Fig. 11 indica que la deformación plástica equivalente de von Mises en la zona de corte primario es menor y la profundidad de la zona de deformación plástica residual debajo de la superficie mecanizada es menor en comparación con las deFig. 5.

Simulación de elementos finitos (10)

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

Simulación de elementos finitos (11)

Fig. 10. Malla deformada (caso 2: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (12)

Fig. 11. Contornos de la deformación plástica equivalente de von Mises (caso 2: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (13)

Fig. 12. Contornos del estrés equivalente de von Mises (caso 2: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (14)

Fig. 13. Contornos de la temperatura de corte (caso 2: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (15)

Fig. 14. Distribuciones de los componentes del esfuerzo de contacto en la interfaz del chip de herramientas (caso 2: herramienta con cráteres).

  La Fig. 12 muestra los contornos del estrés equivalente de von Mises. Existe una notable diferencia en la distribución del mayor estrés de von Mises cuando se comparan 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 tensión de von Mises más alto en la Fig. 12 cubre un área mayor, que se extiende desde casi toda la superficie de contacto con el cráter hasta la superficie libre del chip. El rizado forzado del chip al final

Simulación de elementos finitos (16)

Fig. 15. Fuerzas de corte versus desplazamiento de la herramienta (caso 2: herramienta con cráteres).

  La figura 13 muestra un centro levantado del contorno de temperatura de corte más alto, del que se origina un gradiente eminente. El lugar geométrico de este centro corresponde al del borde del cráter posterior, ya que el trabajo de fricción y plásticoella superficie del cráter alcanza el máximo en la zona secundaria de cizalla ubicada cerca del borde posterior.

  Un perfil de los componentes de tensión de contacto en la interfaz del 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 normalidadestresar alrededor del borde anterior del cráter (cerca del elemento 3), y luego el estrés normal sigue aumentando hasta el finalborde, donde el valor de la tensión es aproximadamente tres veces más grande que en el borde delantero. De hecho, está claro en la figura 14 queel borde posterior juega un papel mucho más importante en el apoyo del chip que la porción restante del cráter. La mayoría del fondo del chip que está en contacto con la superficie del cráter permanece bajo la condición de adherencia (es decir,con tensión de cizallamiento constante). Las cargas mecánicas y térmicas muy intensas que actúan en el borde posterior se desgastaráneste borde rápidamente y acelerar 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 figura 9. Esto se debe a la reducción significativa de la longitud de contacto, es decir, la mitad de eso para el caso 1, aunque el picoEl estrés normal en la Fig. 14 es más alto que el de la Fig. 8.

  Casos con una herramienta con cráteres con 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 del corteborde, es decir, el cráter se mantiene entre dos segmentos de la cara de la herramienta en.

  Por lo tanto, el ángulo de inclinación en la proximidad de la punta de la herramienta es el mismo que el de la herramienta plana (caso 1). Se simulan dos casos (es decir, los casos 3 y 4) para investigar los efectos de diferentes parámetros de un cráter. En el caso 3, la profundidadKT y la anchura 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 anterior del cráter se supone que 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. A continuación, los resultados de los casos 3 y 4 se comparan primero con los de los casos 1 y 2. Luego, se comparan los casos 3 y 4.el uno al otro 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 de cráteres de segundo tipo son más delgados, y los elementos en las capas inferiores de los chips experimentan más severidaddistorsiones e invierta sus orientaciones solo después de moverse mucho más allá de la zona de contacto, y muy poca deformación residual (plástica) se produce debajo de la superficie mecanizada. La presencia del cráter restringe el contacto entre la herramientay el chip y mejora el rizado. Figs. 17 y 23 indican que el contorno de la deformación plástica equivalente más alta en cualquier 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 de la del caso 2 (Fig. 11). Los valores máximos de la deformación plástica equivalente aquí en los casos 3 y 4 son más altos que en los casos 1 y 2, lo que implica deformaciones más intensas que ocurren en la cizalladura secundariazonas en los dos primeros casos. La tensión residual debajo de la superficie mecanizada es difícilmente observable. Los contornos del estrés equivalente de von Mises, como se muestra en las Figs. 18 y 24, revelan una distribución del estrés intermedia entre elen la Fig. 6 y la de la Fig. 12. Los contornos con la tensión equivalente más alta se concentran en la región central de la zona de cizalladura primaria, mientras que los contornos con la segunda tensión equivalente más alta se distribuyen en un área más grande,extendiéndose a lo largo del

Simulación de elementos finitos (17)

Fig. 16. Malla deformada (factor de aumento: 6) (caso 3: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (18)

Fig. 17. Contornos de la deformación plástica equivalente de von Mises (caso 3: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (19)

Fig. 18. Contornos del estrés equivalente de von Mises (caso 3: herramienta con cráteres).

zona de corte primario y del segmento recto de la cara de la herramienta a la superficie del chip 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 en el caso 1 (Fig. 7). Este contorno se centra en el borde delantero del cráter para los casos 3 y 4, en oposición al centrado en el borde posterior del cráter en el caso 2 (figura 13). Un examen de las Figs. 20y 26 muestra que hay discontinuidades en las distribuciones de tensión de contacto. Esto es causado por la pérdida localizada de conformidad entre la herramienta

Simulación de elementos finitos (20)

Fig. 19. Contornos de la temperatura de corte (caso 3: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (21)

Fig. 20. Fuerzas de corte contra el desplazamiento de la herramienta (caso 3: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (22)

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

faceandthechipduetothenon-smoothness en las intersecciones de los bordes del cráter y los segmentos planos de la herramienta. En comparación con el caso 2 (véase la Fig. 14), la tensión normal pico más grande ocurre en el caso 4 (Fig. 26) en el borde delantero del crátercorrespondiente al locus de las temperaturas más altas. En lugar de la tendencia clara 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 anterior es más susceptible al desgaste.

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

Simulación de elementos finitos (23)

Fig. 22. Malla deformada ed (factor de aumento: 6) (caso 4: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (24)

Fig. 23. Contornos de la deformación plástica equivalente de von Mises (caso 4: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (25)

Fig. 24. Contornos del estrés equivalente de von Mises (caso 4: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (26)

Fig. 25. Contornos de la temperatura de corte (caso 4: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (27)

Fig. 26. Fuerzas de corte frente al desplazamiento de la herramienta (caso 4: herramienta con cráteres).

Simulación de elementos finitos (28)

Fig. 27. Fuerzas de corte frente al desplazamiento de la herramienta (caso 4: herramienta con cráteres).

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

  De la Fig. 16 (caso 3) se observa que las diapositivas del chipsobre el cráter sin tocar la superficie del cráter debido al pequeño tamaño del cráter. La situación es obviamente diferente cuando la profundidad y la amplitud del cráter aumentan, como se muestra en la Fig. 22 (caso 4). En el caso 4, el material giraen el cráter en la esquina delantera y se ve obligado a enrollarse 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 produce menos curvatura que en el caso 3 (Fig. 16).

  Las distribuciones de la deformación plástica equivalente son bastante similares para los casos 3 y 4, como se muestra en las Figs. 17 y 23. Sin embargo, la deformación plástica equivalente más grande en el caso 4 es mayor, ya que en este caso el chip debe dar la vuelta a unaesquina cerrada antes de entrar al cráter. La menor diferencia entre las distribuciones de la tensión equivalente de von Mises en los casos 3 y 4 (véanse las figuras 18 y 24) puede atribuirse a los radios de curvatura de los chips. Un rizado más pequeñoel radio conduce a una mayor compresión concentrada en la esquina superior de la zona de corte primario, como se muestra en la Fig. 18 (caso 3). Es importante tener en cuenta que el contorno de temperatura más alta en el caso 3 cubre una región desde la punta de la herramienta hasta laborde posterior del cráter, como se muestra en la Fig. 19, mientras que en el caso 4 el contorno de temperatura más alta se centra en el borde anterior, como se ilustra en la Fig. 25. Además, el pico de esfuerzo normal ocurre en el borde posterior en el caso 3, como se muestra en laFig. 20, mientras que en el caso 4 (Fig. 26) la tensión normal máxima se alcanza en el borde delantero. 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 delantero) en el caso 4. Finalmente, debe señalarse que la tensión normal en el borde delantero también es alta en el caso 3 (figura 20), lo que implica que la el cráter también crecerásustancialmente en la dirección más baja, aunque la tasa de crecimiento puede ser menor que en el borde posterior.

  Conclusiones

  Se desarrolla un modelo de elemento finito termomecánico totalmente acoplado para simular el proceso ortogonal de corte de metal, con énfasis en los efectos de las variaciones geométricas de la cara del rastrillo de la herramienta. En base a los resultados de simulación ylos análisis presentados, se pueden extraer las siguientes conclusiones:

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

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

  Al cortar herramientas con cráteres que son diferentes en el tipo pero se usan los mismos 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 notable en el proceso de corte, especialmente en las distribuciones de los esfuerzos de contacto del chip de herramienta y la formación de viruta. Cuanto más grande es el tamaño del cráter,más grande el radio de rizado resultante.

Comentarios

Get A Quote

Casa

Derechos de autor2021 Nanjing Harsle Machine Tool Co. Ltd. Todos los derechos reservados.