Un modelo de elementos finitos de corte de metal de alta velocidad con cizallamiento adiabático (2)

Técnica de separación de nodos

Como primer método, hemos elegido una línea de separación predefinida. Esta técnica ha sido utilizada por muchos autores anteriormente, p. [13,18,22,27].

Es importante garantizar el posicionamiento vertical correcto de la línea en relación con la herramienta. Esto se puede hacer comparando cepas plásticas en la simulación con cepas plásticas medidas experimentalmente. Para esto se usa un espécimen dividido, donde una cuadrícula tiene muescas en las superficies internas. La deformación de esta cuadrícula se puede medir mediante un método óptico y se puede comparar con los valores de simulación.

En la simulación, los nodos a lo largo de la línea de separación están obligados a tener grados de libertad idénticos al principio. Si se alcanza una distancia crítica a la punta de la herramienta, los nodos están separados. Se ha demostrado en [13] que este método no es muy sensible contra los detalles del proceso de ración sepA. Sería preferible un criterio basado físicamente, pero dicho criterio no está disponible a las altas velocidades de corte estudiadas aquí. Además de la separación de materiales la mayoría Probablemente ocurra directamente frente a la punta de la herramienta (aunque es difícil probar esto), de modo que cualquier criterio físico en esencia reflejaría este hecho y también conduciría a una separación material bastante cerca de la punta de la herramienta.

Debido al avance de la herramienta, el material frente a la punta de la herramienta puede estar en exceso, de modo que un nodo que se separe se encuentra sobre la punta de la herramienta. Si esto sucede, este nodo contactaría a la superficie del rastrillo de la herramienta y después de la separación De los nodos, ambos se moverían hacia arriba en la dirección del flujo del chip, en lugar de un nodo que se mueve debajo de la cara del flanco según sea necesario para la separación correcta del material. Un problema similar puede ocurrir con un nodo del chip después de la separación: si Este nodo está muy cerca de la punta de la herramienta, la fuerza resultante en este nodo se dirige hacia abajo, de modo que el nodo no se mueve en la dirección del flujo del chip (ver Fig. 7 (a)). En este caso, la malla se deforma severamente localmente y La convergencia de la iteración es difícil.

Este problema se puede aliviar si se introducen dos superficies de conteo auxiliares como se muestra en la Fig. 7 (b). Estas superficies transportan los nodos a la herramienta. Ya que solo afectan una región muy pequeña (generalmente solo un nodo está en contacto con Estas superficies), el error introducido por ellas es comparable al error de discretización general. Solo en el cálculo de la fuerza de corte total se tendrán en cuenta, ya que, por supuesto, tendrán parte de la carga general de la herramienta.

La técnica de separación del nodo en la forma descrita aquí introduce dos errores: se prescribe la línea de separación del material y las superficies auxiliares causan una fuerza adicional que separa el chip y la pieza de trabajo. Para verificar La influencia de estos errores, se ha implementado una segunda técnica.

Técnica de deformación pura

También es posible simular el proceso de corte de metal sin separación de nodo. En cambio, puede considerarse como un proceso de deformación [21]. A medida que avanza la herramienta, todos los nodos se mueven en la superficie de la herramienta y los elementos pueden deformarse fuertemente (Ver Fig. 8). El material que se superpone con la herramienta se puede eliminar durante un paso de remover. El remesing frecuente es necesario para que la cantidad de material eliminado permanezca pequeña. El caso que se muestra usa una herramienta infinitamente nítida, que es El peor de los casos como herramienta con un borde redondeado conducirá a menos material que penetra en la herramienta. Para la simulación descrita aquí, el remeshing se realizó después de una penetración de herramientas de 2: 5 lm. El material eliminado corresponde a un pequeño Relaje de aproximadamente 1 lm de espesor frente a la punta de la herramienta.

Este enfoque simple tiene la ventaja de que conlleva más fácilmente, ya que no se producen discontinuidades (ya que es el caso cuando un par de nodos se separa). La segunda ventaja es que no se prescribe ninguna línea de separación de material; en su lugar es Posible para el material que se encuentra debajo de una línea horizontal a través de la punta de la herramienta para deformarse y moverse hacia la región de la chip. Después de un paso de remover, se quedará en esta región. Así uno de los principales problemas con la separación del nodo Se alivia la técnica.

Fig. 7.

(a) Movimiento de un nodo del chip "atrapado" entre la herramienta y la pieza de trabajo. El movimiento del nodo no está en la dirección del flujo de material, lo que lleva a problemas de convergencia.

(b) Las superficies de contacto auxiliar conducen los nodos al dirección correcta. La superficie 1 actúa sobre los nodos en el chip, superficie 2 en los de la pieza de trabajo.

Fig. 8. Separación del material sin separación del nodo: (a) antes de remeshing; (b) Después de remeshing. En esta técnica, los nodos en la superficie se mueven en la superficie sin separación. El material se elimina en cada paso de remover. Si el remeshing es Hecho con frecuencia y la densidad de malla es alta, el error introducido a través de esta eliminación se puede mantener muy pequeño.

Como los elementos solo se eliminan cuando se realiza un remeshing, pueden llevar una carga entre la herramienta y la pieza de trabajo que no es física. Contrariamente a la carga artificial en la técnica de separación de nodos, esta carga intenta mantener el chip y pieza de trabajo juntos y, por lo tanto, tiene un signo de OP POSITE.

El uso de dos criterios con efectos opuestos permite estudiar la influencia del criterio de separación. Si los resultados para una simulación realizados con ambos métodos están de acuerdo, la influencia de la fuerza artificial sobre el resultado debe ser despreciable. Dichos resultados se mostrarán en la Sección 4.2.

3.8. Logrando la convergencia

Para un algoritmo implícito, es importante garantizar la convergencia con incrementos de tiempo razonables. En esta sección, se describen algunas técnicas adicionales que ayudan a lograr la convergencia.

El software ABAQUS utilizado en la simulación verifica la mayor fuerza residual y compara esto con la fuerza promedio dentro del modelo para probar la convergencia. Este método no es apropiado para el proceso de corte de metal, como el La fuerza promedio en el modelo está en comparación con las fuerzas máximas que ocurren en la zona de corte.

Este criterio de convergencia estándar es, por lo tanto, demasiado estricto. Los controles de convergencia deben ajustarse con cable y la comparación debe hacerse con un valor típico de la fuerza dentro de la zona de corte. Lo mismo se aplica para el Cálculo de temperaturas y flujos de calor.

Se puede asegurar que este criterio de convergencia sea lo suficientemente estricto al comparar las correcciones calculadas con los incrementos calculados durante el procedimiento de iteración y garantizar su pequeñez.

Después del recuerdo, el equilibrio de fuerza puede no cumplirse debido a la interpolación de la deformación y las variables de estado material. Esto puede causar deformaciones iniciales y, por lo tanto, conducir a problemas de convergencia que obstaculizan reinicio de simulación. Para evitar esto, se ha introducido la amortiguación artificial para el primero 5 × 10-11 s de una simulación, de modo que esta deformación es mantenido pequeño. Esta amortiguación agrega una fuerza proporcional a la velocidad del nodo en cada nodo y, por lo tanto, reduce las fuertes deformaciones iniciales. 3 Se ha asegurado que la cantidad de energía de amortiguación artificial es inferior al 0,1% del total Trabaje, para que tenga una influencia insignificante en los resultados generales.

Formación de chip de Ti6al4v

Parámetros de proceso y propiedades del material

La figura 9 muestra un chip segmentado producido a una velocidad de corte de 40 m/s, una profundidad de corte de 42 lm y un rastrillo ángulo de 0 ° bajo corte ortogonal discontinuo Condiciones como se describe en [10]. La forma del chip no depende en gran medida de los parámetros de corte. A diferencia del experimento, el ángulo de rastrillo utilizado en la simulación generalmente era de 10 °, como lo han hecho los ángulos de rastrillo ligeramente positivos Un mejor comportamiento de convergencia. Dado que no se aspiró el acuerdo cuantitativo entre la simulación y el experimento aquí (debido a las incertidumbres en las curvas de flujo de plástico, ver más abajo), esta diferencia no es sustancial.

Un parámetro importante que ingresa a la simulación es el coeficiente de fricción entre la herramienta y la pieza de trabajo. Los experimentos conducen a la conclusión de que este valor es bastante pequeño [11]. Ya que no está claro si la fricción juega un Un papel importante para la formación de bandas de corte, se supuso que no se produce fricción en la simulación. El flujo de calor en la herramienta también se descuidó. Esta simplificación no influirá fuertemente en el proceso de formación de chips, como térmico conductividad de La aleación de titanio es baja, por lo que el calor de la superficie de la herramienta no propina la puerta en el chip. Agregar fricción y flujo de calor en simulaciones posteriores permitirá estudiar la influencia de

Fig. 9. Chip segmentado producido experimentalmente. Las bandas de corte están claramente marcadas por líneas de grabado. Condiciones de corte: velocidad de corte 40 ms, profundidad de corte 42 lm, ángulo de rastrillo 0 °.

estos efectos por separado. Esto es importante para una comprensión profunda de la influencia de los diferentes fenómenos ena en el proceso de formación de chips.

Las propiedades térmicas de la aleación de titanio utilizada han sido medidas por el Fraunhofer Institut Fu € r Keramische Technologien und sinterwerkstoffe (comunicación privada) en un rango de temperatura entre espacio temperatura y 1200 ° C usando un dispositivo láser-flash y Un calorímetro de escaneo diferencial. La conductividad térmica varía entre un valor de 6.8 w/m k a temperatura ambiente y 24.4 w/m k a 1185 ° C, el específico El calor es de 502 J/kg K a temperatura ambiente y 953 J/kg K a 890 ° C, y el coeficiente de expansión térmica es casi constante a un valor de 10-5 K-1.

La figura 10 muestra las curvas de flujo de plástico utilizadas para el simulación. Los valores entre los dados están linealmente en terpolado. Los valores para las cepas de hasta ～ 0.25 se observan mediante mediciones de deformación plástica de alta velocidad [14] a velocidades de deformación de 3000 S-1; Para las cepas superiores a este valor, se suponía que el material se suavizará, como se observa para Ti6al4v a tasas de deformación más bajas [8].

Esta Fig. 10. Curvas de flujo de plástico utilizados para la simulación. Para los valores de deformación superiores a 0.25, se asumió el ablandamiento isotérmico.

El ablandamiento es difícil de determinar en los experimentos, ya que se forman bandas de corte en las muestras de prueba y las mediciones de la deformación general de la muestra, por lo tanto, no se correlacionan bien con el verdadero comportamiento del material. El bastante fuerte El ablandamiento asumido aquí probablemente no sea realista, sin embargo, facilita la formación de bandas de corte adiabáticas y, por lo tanto, permite estudiar el proceso de segmentación más fácilmente.

Con la ley material descrita aquí, la falla de corte estótrico del material en la zona de corte es causada simplemente por el exceso de una tensión crítica. El ancho de la banda de corte está determinado por el tamaño del elemento, que tiene Se ha elegido para producir un ancho de banda de corte comparable al visto en los experimentos. Una ley material más realista no utilizaría un suave ablandamiento de la tensión y, en cambio, dependería del ablandamiento térmico para formar las bandas de corte. Además, El rendimiento dependiente de la tasa también debe tenerse en cuenta. Con tal ley material, el ancho de la banda de corte estaría determinado por la conducción térmica y sería independiente de la densidad de la malla. Como estamos principalmente interesados ​​en el Deformación de los segmentos, el enfoque más simple se ha utilizado aquí para ahorrar tiempo de computadora. Las simulaciones con una ley más realista se harán en el futuro [6].

La fracción de energía de deformación plástica convertida en calor (coeficiente de Taylor -Quinney) también es difícil de medir. Se ha utilizado un valor de 0.9 de acuerdo con [17].

Detalles sobre las simulaciones

El número de elementos en la simulación es variable a medida que aumenta con el número de segmentos. Para la simulación que se muestra en la siguiente sección, se usaron alrededor de 5000 elementos y 7000 nodos al comienzo de la simulación y 10 000 elementos y 12 000 nodos cerca del final, donde se deben engranarse varios segmentos. La longitud del borde del elemento era de aproximadamente 0: 7 lm en la zona de corte. El tiempo de computadora necesario para esta simulación ascendió a cinco días en una estación de trabajo HP C360.

Algunos ejemplos de malla se pueden ver en la figura 11. 4

La simulación de baja velocidad descrita en la Sección 4.4 se realizó con una densidad de malla aún más fina con longitudes de borde de aproximadamente 0: 3 lm en la dirección perpendicular a la banda de corte. El número de elementos fue correspondientemente mayor, con hasta 17 000 elementos utilizados.

La fuerte curvatura del chip conduce a una penetración del chip en el material. Para evitar esto, se ha introducido una superficie de contacto auxiliar que separa el chip del material sin cortar. Esta superficie de contacto puede ser visto como línea horizontal en la figura 11.

Fig. 11.

Usó mallas de elementos finitos en diferentes etapas del proceso de corte con formación de chip segmentado. Tenga en cuenta el fuerte refinamiento en la zona de corte y el engrosamiento de la malla de los primeros segmentos. Un auxiliar orientado horizontalmente La superficie de contacto sobre el material sin cortar se muestra como una línea.

Antes de interpretar los resultados de la simulación, se debe estudiar la influencia de la técnica de separación. La figura 12 muestra chips producidos con la separación del nodo y la técnica de deformación pura en pasos de tiempo casi idénticos. 5 Las condiciones de corte para ambas simulaciones.

La herramienta se supone como rígida, por lo que el maleteo de la herramienta es irrelevante. Se ha agregado para permitir la conducción de calor y la deformación de la herramienta en una etapa posterior de la simulación.

5 Debido al cálculo automático de los incrementos de tiempo, no fue posible tomar ambas fotos exactamente en el paso de Sametime.

Fig. 12. Cepas plásticas equivalentes en dos simulaciones realizadas con las dos técnicas de separación diferentes: (a) método de separación de nodos; (b) Método de deformación pura. La densidad de la malla en la última simulación fue ligeramente mayor en el Zona de corte, para que las bandas de corte sean más estrechas. El acuerdo entre los patrones de deformación sigue siendo razonablemente bien. Parámetros de corte: profundidad de corte 40 lm,Velocidad de corte 50 ms, ángulo de rastrillo 10 °.fueron los siguientes: profundidad de corte 40 lm, velocidad de corte 50 m/s, ángulo de rastrillo 10 °.

Se puede ver que la deformación general de los chips es muy similar. Incluso detalles de los patrones de deformación, como el grado de segmentación (relación de altura mínima a máxima del chip) y la aparición de bandas de cizallamiento "dividido" Cerca de la punta de la herramienta, acuerde razonablemente bien en ambas simulaciones, aunque ocurren ligeras diferencias. Las bandas de corte son más estrechas en la simulación utilizando la técnica de deformación, esto se debe al hecho de que la densidad de la malla era ligeramente más alto allí.

La fuerza de corte oscila en ambas simulaciones, para la técnica de separación de nodos entre aproximadamente -20 y -42 n, para la técnica de deformación las fuerzas son un poco más grande y se mienta entre -23 y -45 N. La razón es el tenso de material que penetra ligeramente en la herramienta. Se puede esperar que el acuerdo sea aún mejor si la herramienta no sea infinitamente nítida. La frecuencia de las oscilaciones (y por lo tanto de la formación de la banda de corte) es la misma en ambos casos.

Los resultados de esta comparación muestran que los patrones de deformación concuerdan bastante bien. Las fuerzas cambian en aproximadamente un 10% entre las dos técnicas, pero no son demasiado relevantes para las investigaciones que se presentan a continuación. Sin embargo, un Se debe elegir una forma mejorada de la herramienta para el modelo de deformación pura si se van a realizar investigaciones detalladas de la fuerza de corte.

Otro aspecto importante para estudiar es la densidad de malla. Refinar la malla conduce aún más a bandas de corte más estrechas en la simulación, pero solo a pequeñas diferencias en las fuerzas de corte y los patrones de deformación resultantes (el grado de La segmentación, es decir, la relación de altura de segmento máxima y mínima, aumenta ligeramente y el ancho de la banda de corte disminuye). De esto se podría concluir que la malla usada no es lo suficientemente fina. Sin embargo, como no hay dependiente de la tasa Endurecimiento y como las curvas de flujo isotérmico muestran un máximo, no hay mecanismo para restringir el estrechamiento de la banda de corte. En las condiciones utilizadas, se puede esperar que la banda de corte se vuelva singular. Por lo tanto, cualquier malla utilizada Sufre este problema, que se debe a los supuestos demasiado simplificados sobre el comportamiento plástico del material. La densidad de malla para las simulaciones que se muestran a continuación se eligió de tal manera que el ancho de la banda de corte está de acuerdo con valores observados experimentalmente.