Pochopení dopadu opotřebení kráteru na proces tvorby čipů

Úvod

Řezání kovů, jako důležitý výrobní proces, který odstraňuje nežádoucí materiály z obrobku, bylo rozsáhle studováno. Být doprovázen jak nevratnými deformacemi a přenosem tepla, řezání kovů je spojenotermomechanický proces. Vzhledem k velkým deformacím, vysokým rychlostem deformace, značného zvyšování teploty, nadměrným třením a komplikovaným podmínkám zatížení zapojené do procesu řezání kovů jsou přesné analytické modely velmiobtížné se vyvinout. Většina existujících modelů je spíše popisná než prediktivní a v důsledku toho nelze přímo použít pro stanovení optimálních podmínek řezání ve fázi návrhu. Na druhé straně jsou experimentální metodyVe své podstatě specifické pro konfiguraci a tendenci být velmi drahý pro modelování komplexních obráběcích procesů. Proto se modely založené na podrobných numerických simulacích stanou kriticky důležitými při vývoji prediktivních teorií kovuřezání.

Metoda konečných prvků (FEM) je nejčastěji používaným numerickým nástrojem při simulacích řezání kovů od roku 1973, kdy byla metoda poprvé aplikována na modelové obráběcí procesy Klacki [1]. Použití FEM v kovuŘezací analýza umožňuje zahrnout skutečný konstitutivní vztah kovového (obrobku), přesně modelovat interakci mezi čipem a řezacím nástrojem a zohlednit hraniční účinky povrchu volného čipu[2]. Ještě důležitější je, že FEM, jako technika plného pole, umožňuje stanovení napětí, napětí a teplotních polí v obrobku a také globální parametry (včetně řezné síly, přívodní síly a geometrie čipu). ThePodrobné informace o distribuci napětí a teploty jsou zásadní při předpovídání optimálních řezných podmínek. V důsledku toho bylo provedeno mnoho výzkumů na simulacích řezání kovů pomocí různých modelů konečných prvků (Fe),Většina z nich byla přezkoumána v [3-5].

Řezání kovů jako proces odstraňování materiálu obvykle zahrnuje velké deformace a velmi vysoké rychlosti deformace. Čip vytvořený v procesu řezání je v kontaktu s nářadí na nástroj ve vysoce tlakové zóně, která způsobuje lepeníTření, které se transformuje na posuvné tření dále po obličeji nástroje. Velké plastové deformace a intenzivní tření zapojené do řezání kovů vytvářejí obrovské množství tepelné energie, což má za následek významné zvýšení vteplota. Proces řezání by proto měl být považován za vázaný termomechanický proces. Nedávno bylo v této linii vyvinuto výzkumné úsilí. Pro příklad, model termomechanického rovinného kmene konečných prvků proLei et al. [6], které zanedbávaly třecí síly na rozhraní čipu nástroje a předpokládaly jednotný tok tepla přímo aplikovaný na čip, aby odpovídalPřenos tepla generovaného třením. Liu a Guo [7] uvedli termoelastic-viscoplastický FE model, který byl vyvinut pro studium účinků tření a sekvenčních škrtů na zbytkové napětí v obrobených vrstvách. TeplotaVzestup v obrobku byl odhadnut v jejich analýze pomocí tepla generovaného plastickými deformacemi, přičemž zanedbávala tření generovaná tření a předpokládaly adiabatické podmínky. Shet a Deng [8] poskytli Fe analýzuOrtogonální proces řezání kovů na základě modifikovaného Coulombův tření a kritéria separace čipů založených na stresu. Ve své studii se předpokládaly, že se adiabatické podmínky vytápění určují, aby se stanovila zvýšení místní teploty ve dvou smycíchZóny způsobené plastovými deformacemi a třecí prací. Vzhledem k tomu, že v obrobku, čipu a řezném nástroji a mezi čipem a nástrojem, je adiabatické vytápění pouze ve voření tepla.aproximace, která může přinést nepřijatelné výsledky, zejména pokud se použije nízká nebo střední rychlost [9]. Vylepšené modely FE, které mohou plně reprezentovat termomechanické spojení v procesu řezání kovůpotřeba.

Při řešení opotřebení nástroje, ke kterému dochází v procesu řezání ortogonálních kovů, předchozí vyšetřovatelé identifikovali dva mechanismy pro formování opotřebení: opotřebení kráteru a opotřebení boku. Účinky změn geometrie nástroje způsobené bokemOpotřebení procesu řezání bylo rozsáhle studováno [10-12] se zvláštním zájmem o výpočet zbytkového napětí, odpište oddělení čipu od obrobku. Interakce čipového nástroje bude považována za posuvné zasunutí abude reprezentován Coulombovým zákonem. Rovnice konstrukce tepla bude vyřešena pro stanovení teplotního pole způsobeného zahříváním v důsledku plastových deformací a tření. Obecný kód konečných prvků ABAQUS [16]Slouží jako výpočetní nástroj v současném modelu. Pole napětí a teploty budou stanovena současně pomocí ABAQUS. Proveditelnost tohoto kódu pro simulace řezání kovů byla úspěšně prokázána vPředchozí studie [6-8]. Část prediktivních výsledků získaných v současném modelu bude porovnána s experimentálními údaji uvedenými v [14,15].

Úvahy o modelování

Předpoklady

V tomto vyšetřování se provádějí tři hlavní předpoklady. Za prvé, předpokládá se stav rovinného napětí, jak bylo provedeno téměř ve všech předchozích studiích. Protože šířka řezání je mnohem větší než nedeformovaná tloušťka čipů, je tento předpokladoprávněné. Za druhé, s ohledem na velký elastický modul nástrojového materiálu vzhledem k modulu obrobku je řezací nástroj považován za naprosto rigidní. Toto je přijatelná aproximace, jako elastické výchylky řezáníNástroj je bezvýznamný ve srovnání s velkými plastovými deformacemi obrobku. Nakonec je řezací nástroj považován za dokonale ostrý pro usnadnění simulace.

Konstitutivní vztah

V této studii je zvažována ocel O1 oleje O1. Ekvivalentní stres tohoto materiálu, σ, může být reprezentován modelem Johnson-Cooka jako [15]SES. Pro vliv opotřebení kráteru však bylo hlášeno jen velmi málo studií, i když tento formovací mechaISM je stejně důležitý. Komvopoulos a Erpenbeck [13]zkoumali kombinované účinky opotřebení kráteru a zabudovaného okraje (Bue) pomocí modelu FE a izotermálního předpokladu. Abychom lépe porozuměli účinkům změn geometrie nástroje způsobené opotřebením kráteru na parametrech řezání, měl by být použit termomechanický model s ohledem na spojené tepelné a mechanické reakce, protože opotřebení nástrojeje silně spojen se zvýšením teploty během procesu obrábění.

Cílem tohoto článku je vyvinout plně spojený model termomechanického konečného prvku pro simulaci ortogonálního řezného procesu se zvláštním důrazem na účinky opotřebení kráteru. Napětí v ustáleném stavu a rovinyBudou zváženy podmínky řezání. Použije se konstitutivní rovnice nástroje O1, jejíž forma, jejíž formabyl dříve stanoven pomocí testu Split Hopkinson Bar [14,15]. Kritiorium kritického napětí bude použito na to, kde jsou konstitutivní konstanty A, B, C, M a NRychlost plastu, ε · 0 Referenční ekvivalentní rychlost plastu, kt faktor použitý k úpravě napětí v důsledku tepelného změkčovacího efektů, t 丰 homologní teplota, teplota obrobku a tmelt a t0 jsou,,, jsou, jsou,Teplota tání materiálu a referenční teplota okolního okolí. Pro zvažovanou ocel O1 byly tyto konstantyurčeno Zhengem a Sutherlandem [15], s použitím testu Split Hopkinson Bar, je a = 625,3 MPa, B = 650,0 MPa, n = 0,42, C = 0,011, ε · 0 = 451 S-1, M = 1, T0 = 25 ° C a Tmelt = 1500 ° C. Vlastnosti materiálu obrobku, včetněV případě potřeby jsou uvedeny závislosti na teplotě, jsou uvedeny v tabulce 1. Eqs. (1) a (2), spolu s tímto materiálem

Vlastnosti budou v této studii přijaty tak, aby představovaly konstitutivní chování oceli.

1nitial konečný prvek síť

Počáteční síť konečných prvků je znázorněna na obr. 1. Šířka řezu 3,861 mm je 76krát větší než hloubka řezu, 50,8 um, a proto se předpokládá stav rovinného napětí. Používá se pět vrstev prvků, 10,16 µm vysoko v každé vrstvěmodelovat potenciální tvorbu čipů. Čtyři vrstvy prvků, přičemž jejich výšky klesají ze spodní části obrobku k řeznému povrchu podle pravidla zkreslení (tj. Výškový poměr sousedních prvků je 0,6), jsou, jsou, jsou, jsou, jsouPoužívá se pro obrobku pod řeznou plochou. Pro usnadnění tvorby čipu se předpokládá počáteční čip, který je modelován pěti vrstvami prvků, s 20 prvky v každé vrstvě. Existuje celkem 640 prvků rovinného napětí (známéjako CPET4 v Abaqus), které jsou parametrické, čtyř uzel a teplotní posun spojené a 791 uzlů použitých v této síti. Prvky v potenciálním čipu jsou navrženy tak, že jsou zpětně obsaženy s jejich velikostí vhorizontální směr je větší než ty ve svislém směru. Tato konfigurace, původně navržená Stren-KOWSKI a Carroll [17], může vyrovnat závažné zkreslení prvků v důsledku intenzivní komprese, střihuNamáhání a třecí klouzání, čímž se zabrání možné divergenci během numerických iterací. Pro stanovení vhodných formulářů a velikostí prvků [18] musí být provedeny zkušební a omylové běhy. V této studii byly všechny prvky zvykléSimulovat potenciální čip je dlouhý 50 um a jejich úhel orientace je 70 ° vzhledem k svislému směru.

Řezací nástroj a jeho opotřebení

V praktických obráběcích operacích není opotřebení nástroje jednotné podél obličeje nástrojů. To vyžaduje specifikaci umístění a stupně opotřebení, pokud je třeba rozhodnout o přípustné hodnotě opotřebení. Obrys nejvyššíTeplota při obrábění nízkohlíkové oceli je obvykle umístěna ve vzdálenosti podél hrabání od řezné hrany, což vede k opotřebení ve formě kráteru odpovídajícího této kontury teploty [19]. Typický jednorázový bodNástroj s opotřebením kráteru je znázorněn na obr. 2, ve kterém je hloubka kráteru KT obecně považována za míru množství opotřebení kráteru [20]. Kráter, jak je znázorněno, je součástí kruhu, přičemž KB měří vertikální vzdálenost od středuKruh ke špičce řezacího nástroje. V procesu řezání zahrnujícího opotřebení kráteru bude teplo proudit z horkého bodu směrem k řezné hraně, jak se doba řezání uplyne nebo stoupá rychlost řezání [19]. Na druhou stranu může kráterPocházejí také z špičkového hrany při obrábění materiálů s vysokou vodivostí. Proto existují dva druhy možných vzorců opotřebení kráteru před dosažením přípustného prahu opotřebení, tj. Opotřebení kráteru s KB = km/2 a KB ＞Km/2. V této studii budou simulovány čtyři případy. Geometrické parametry nástrojů, z nichž všechny mají stejný úhel sráznutí 10 °, jsou uvedeny v tabulce 2.

Jak je znázorněno na obr. 3, obrobku je upevněno na jeho spodní a pravé povrchy a řezací nástroj se může pohybovat horizontně zleva doprava, přičemž se svisle omezí.

Obr. 1. Počáteční síť modelu konečných prvků. Obr. 2. Konfigurace obličeje nástroje.

Také horní povrch obrobku a povrchy čipu vystaveného vzduchu jsou považovány za adiabatické, takže jsou to horní a levé povrchy obrobené části obrobku, protože přenos tepla mezi nimi a vzduchem je bezvýznamnýa lze proto zanedbávat. Pravé a spodní povrchy obrobku zůstávají při počáteční teplotě, protože jsou umístěny daleko od deformačních zón.

Řezací nástroj s jeho elastickým modulem je podstatně větší než u obrobku, je modelován jako tuhé tělo. Vzhledem k tomu, že se tento nástroj předpokládá, že je naprosto ostrý, musí být pouze segment hracího obličejeTuhý prvek uzlu. Kinematická omezení a zatížení nástroje jsou předepsány referenčním uzlem, který je připojen k tuhému nástroji. Prostřednictvím tohoto referenčního uzlu je k nástroji přiřazena rychlost řezu s vybraným časeminterval a odpovídající posun nástroje v horizontálním směru. Před modelováním interakce a separace čipů nástrojů musí být definovány dva páry povrchových kontaktů, tj.Pár čipových obrodek. Počáteční podmínkou druhého páru je, že dva identické uzly podél prospektivní linie rozdělení jsou zcela spojeny. Další počáteční podmínka v této studii jepočáteční teplota, 25 ° C, která má být uložena na všechny prvky.

V posuvné oblasti se předpokládá konstantní koeficient tření µ, zatímco v oblasti lepení se ukládá ekvivalentní limit smykového napětí τmax. Třecí napětí τfr na rozhraní proto lze vyjádřit jakokde σs je normální napětí podél obličeje nástrojů. Je zřejmé, že tento model tření je založen na Coulombově zákonu.

Eq. (3) představuje posuvnou oblast, zatímco rovnice. (4) popisuje lepicí oblast. Chcete -li využít Abaqus, τmax = σ s/y'3 jePřijato v této studii, kde σ s je von Mises ekvivalentní napětí v sekundární smykové zóně sousedící s obličejem nástroje. Jako aproximace lze průměrovaný koeficient tření v posuvné oblasti vypočítat z měřenéhořezání a krmivo. τmax lze odhadnout z dělení naměřené přívodní síly (když je úhel hracího 0 °) zabavenou oblastí kontaktu na hrací ploše [19]. V této studii se získá µ = 0,85 a τmax = 500 MPaPoužití experimentálních údajů poskytovaných v [14].

2.6. Účinky teploty

Nevratné plastové deformace a tření na rozhraní čipu nástroje generují teplo a vedou ke zvýšení teploty. Plastové deformace vedou kkde · p je objemový tepelný tok v důsledku plastových prací, ηp plastového konverzního faktoru práce a l ', e · pare, respektive, tenzor Cauchy napětí a tenzor plastového deformace.

2.5. Tření na rozhraní čipu nástroje

Interakce mezi nástrojem pro řezání a čipem je složitý problém s kontaktem. Experimentální pozorování [21] ukázala, že na hrací ploše řezného nástroje, tj. Lepené a posuvné oblasti, jsou dva odlišné oblasti.

Obr. 3. Hraniční podmínky v ortogonálním řezání kovů (plochý nástroj).

kde · f je objemový tepelný tok v důsledku třecí práce, y · rychlost skluzu, ηF třecí konverzní faktor pracovního konverze, ff zlomek tepelné energie provedené do čipu a τfr je definován poblíž ekv. (3). Poznamenat toVětšina plastových prací se přeměňuje na teplo, ηp je považována za 0,9. V této parametrické studii se také za předpokladu, že veškerá třecí práce přeměňuje na teplo, bude použito ηF = 1,0. Hodnota FF je určena tepelnýmVlastnosti materiálů nástroje a obrobku, jakož i teplotní gradient v blízkosti rozhraní čipu nástroje. V této studii se odebírá FF = 0,5 (průměr). Podobné hodnoty byly použity pro tyto parametry v předchozích studiích založenýchna stejných argumentech [6,22].

Energetická rovnice, která definuje teplotní pole, jekde · = q · p + · f je celková míra tvorby tepla, ρ, k a CP jsou hustota, tepelná vodivost a specifické teplo materiálu obrobku a 72 je operátorem Laplace. Je zřejmé, že ekv. (1), (2)a (5)- (7) ukazují, že pole napětí a napětí jsou plně spojena s teplotním polem, čímž vede k spojenému termo-mechanickému modelu, jak bylo uvedeno výše. Tyto rovnice budou vyřešeny současně pomocí ABAQUSTOUrčete pole napětí, napětí a teploty.

2.7. Kritérium separace čipů

Existují dvě hlavní formulace FE, tj. Lagrangian a euleriánské formulace. V lagrangovské vzorci jsou prvky, které přesně pokrývají oblast analýzy, připojeny k materiálu a deformovány společně sobrobku. Na druhé straně euleriánská formulace považuje prvky jako fixované ve vesmíru a vypočítá vlastnosti materiálu na pevných prostorových místech, když mateřská protéká sítí.

V procesu obrábění se čip, který je zpočátku součástí obrobku, odděluje od obrobeného povrchu na špičce nástroje. Pro modelování tohoto procesu pomocí formulace LaGrangian FE musí kritérium upravovat oddělení čipubýt dán. V literatuře byla hlášena různá taková kritéria. Mohou být kategorizovány jako dva typy, tj. Geo-metrické a fyzické [23]. Podle geometrického separačního kritéria bude čip oddělen, kdyžVzdálenost mezi špičkou nástroje a nejbližším uzlem těsně před špičkou nástroje se rovná nebo menší než daná hodnota. Nevýhodou geometrické metody je, že nemá žádný fyzický význam. Fyzikální kritéria jsou založena naHodnoty vybraných fyzikálních proměnných, jako je napětí, ekvivalentní plastová napětí nebo hustota energie napětí, v prvku bezprostředně před špičkou nástroje. V takovém fyzickém kritériu je předepsáno pár shodných uzlůPředpokládá se, že jak je to dokonale spojeno, se předpokládá, že se hodnota zadané fyzické proměnné v určeném prvku je větší než vybraná prahová hodnota.

V této studii se používá kritérium kritického stresu, jedno z fyzických kritérií. Toto kritérium říká, že uzel crack-tip debonds, když místní ekvivalentní napětí ve stanovené vzdálenosti před špičkou trhliny na předpokládané rozděleníŘádek dosáhne kritické hodnoty. Kritiorium kritického stresu je definováno jako [16]

Je známo, že lagrangovská formulace pomocí kritéria separace uzlů má určité nedostatky [24]. Její jednoduchost a související nižší výpočetní náklady však dělají tuto formulaci stále atraktivnější než jináMetody, včetně technik kontinuálního remesingu [25], euleriánské formulace a libovolný Lagrangian-euleriánský přístup [24], pro použití v parametrických studiích zahrnujících více případů. Proto lagrangovská vzorec pomocíVýše uvedené kritérium kritického napětí (separace uzlů) je přijato v této studii. Popularita této formulace je důkaz jejího rozsáhlého použití v mnoha studiích [8,26] a ve velkých počítačových kódech (jako je Abaqus[16]).

Výsledky a diskuze

Čtyři případy uvedené v tabulce 2 jsou simulovány. Mohou být kategorizovány jako tři typy z hlediska geometrie obličeje nástroje: plochá tvář (případ 1), kráterová tvář s KB = km/2 (případ 2) a kráterová tvář s KB ＞ km/2 (případy 3 a 4) . VícePozornost se zde bude věnovat účinkům opotřebení kráteru s KB ＞ KM/2, protože tento typ opotřebení kráteru se v praxi nejvíce setkává. Reprezentativní výsledky, které mohou vrhnout nové světlo na vliv geometrickéhoV této sekci se předpokládá variace nářadí, jako je umístění kráteru, hloubka kráteru a šířka kráteru, v procesu ortogonálního řezání. Konkrétně tyto výsledky zahrnují deformovaná oka, distribuce vonMises ekvivalentní plastový napětí, von Mises ekvivalentní napětí a řeznou teplotu, profil kontaktu na stresovém profilu na rozhraní čipu nástroje a řezací síly.

Řezná rychlost pro všechny čtyři případy je nastavena4,064 m/s. Jako referenční základna srovnání je nejprve simulována pouzdro ploché tváře a získané řezné síly jsou porovnány a ověřeny experimentálními údaji uvedenými v [15]. Poté jsou účinky opotřebení kráteruzkoumán se všemi ostatními podmínkami zbývajícími nezměněnými.

Obecně by se řezací nástroj měl pokračovat v pohybu na vzdálenost nejméně 20násobek hloubky řezu, aby bylo zajištěno, že bylo dosaženo tvorby čipu v ustáleném stavu [18]. V důsledku toho pro každý případ v této studii tento nástroj prošel nanejméně 2 mm za předepsaných řezných podmínek směrem k cíli. K dokončení každé simulace je zapotřebí asi 2,5 hodinová doba CPU na pracovní stanici (Ultra SPARC-III 440 MHz).kde σ22 je normální složkou napětí ve směru 2 (vertikální) ve stanoveném bodě, τ21 smykové napětí ve směru 1 (horizontální) ve stejném bodě, a σf a τf jsou normální a smykové selhání normální a střihnapětí materiálu obrobku. Původně spojené uzly se oddělují, když f = 1 士! Pokud, kde! Pokud je daná tolerance. K určení polohy, kde jsou napětí vyhodnocena, jsou obecně zapotřebí simulace pokusů a omylu.

Je vhodné vzít špičku trhliny, protože tento bod a separační chování se ukáže jako přiměřeně uspokojivé.

Pouzdro s plochým nástrojem

Deformovaná síť je znázorněna na obr. 4. Na tomto obrázku a následných číslech je faktor zvětšení nastaven na 3,5, pokud není uvedeno jinak. Je třeba poznamenat, že původně nakloněné prvky se zhruba kolmona rukovou tvář po průchodu primární smykovou zónou. Zvýšení výšek a pokles šířky prvků způsobuje vyšší tloušťku čipu než hloubka řezu.

Obr. 4. Deformovaná síť (případ 1: plochý nástroj).

Spodní vrstva prvků zažívá střih v primární zóně, sklouzne podél hrabání a nakloní se dopředu, než se zvlněná s rake. Horní dva vrstvy prvků obrobené části zůstávají nakloněny, i kdyžNástroj se posunul daleko daleko. V souladu s tím jsou zbytkové kmeny a napětí generovány v obrobku po obrábění.

Obr. 5 ukazuje distribuci von Mises ekvivalentní plastové napětí. Zdá se, že plastická deformace v primární smykové zóně začíná na její dolní hranici a zvyšuje se, jak se materiál stále pohybuje směrem k horní hranicitéto zóny. Proto se namísto smykové roviny předpovídané klasickou teorií ortogonálního řezání [27] primární smyková zóna pro tento případ rozšiřuje, když se rozprostírá od špičky nástroje k volnému povrchu čipu. Smykový úhelZískané experimentálně na základě klasické teorie řezání kovů je 22 ° [15]. Je zřejmé, že tato smyková rovina (s úhlem smyku 22 °) je umístěna v primární smykové zóně, jejíž smykový úhel se pohybuje od 14 do 23 °. to jeZobrazení patří k znatelnému gradientu napětí zdola k horní části čipu s maximální hodnotou napětí existující ve spodní části. To je fyzicky rozumné, protože prvky ve spodní vrstvě prošlyPrimární smyková zóna a interagují s rukovou tváří třením. Kontrola obr. 5 také ukazuje, že magnede zbytkového plastového napětí a pod obrobeným povrchem je na stejném pořadí jako na dolní částiHranice primární smykové zóny.

Distribuce ekvivalentního napětí Von Mises je znázorněno na obr. 6. Je třeba poznamenat, že napěťový obrys vrcholu von Mises zahrnuje centrální oblast primární smykové zóny, přičemž její vzorec je velmi podobný jako u Von MisesEkvivalentní plastové napětí znázorněné na obr. 5. Velikost ekvivalentního napětí v sekundární smykové zóně je nižší než v primární smykové zóně v důsledku změkčovacího účinku

Obr. 5. Obrysy ekvivalentního plastového napětí von Mises (případ 1: plochý nástroj).

Obr. 6. Obrysy ekvivalentního napětí von Mises (případ 1: plochý nástroj).

řezná teplota. Rovněž je důležité si všimnout vzhledu zbytkového ekvivalentního napětí pod obráběným povrchem a na volném povrchu čipu (viz obr. 6).

Obr. 7 ukazuje rozložení řezné teploty. Zvýšení teploty začíná na dolní hranici primární smykové zóny a pokračuje v čipu, i když neexistuje žádná intenzivní plastická deformace (střih) odSmykové zóny. Vedení představuje tento jev. Kromě toho teplo generované třecí interakcí mezi nástrojem a čipem také přispívá ke zvýšení teploty. Proto dochází k nejvyšší teplotěrozhraní čipu nástroje. Stojí za zmínku, že v čipu je významný teplotní gradient, podobný ekvivalentnímu gradientu plastového napětí zobrazeného na obr. 5.

Obr. 8 ukazuje profil normálních a smykových kontaktních napětí rozložených podél hrabání. Velikost normálního stresu, který je kompresní, je znázorněn na obr. 8. To platí pro následující popisované obrázky, které popisujíKontaktní profily napětí. Povrchové prvky jsou očíslovány ve vzestupném pořadí od špičky nástroje na konec délky kontaktu, při kterém se čip začne stočit od obličeje nástroje. Z obr. 8 je vidět normální stresdosahuje své nejvyšší hodnoty v blízkosti špičky nástroje, ve třetím prvku ostře snižuje, postupně klesá přes prvek č. 22, a nakonec náhle skočí dolů na kontaktní konec. Fenomén prosazování na trh je jasně recetován naKřivka smykového napětí: Hodnota smykového napětí zůstává konstantní v oblasti blízké špičce nástroje (tj. Slepicí oblast) a úměrná normálnímu napětí ve zbytku kontaktní zóny (tj. Posuvná oblast). TakovýProfil je v kvalitativní dohodě s experimentálními pozorováními USUI a Takeyama [21].

Obr. 9 ukazuje srovnání mezi simulovanými a experimentálně získanými řeznými silami. Simulovaná síla řezu (FCS) a síla krmiva (FTS) zjevně dosáhla svých hodnot v ustáleném stavu poté, co se nástroj přesunul asi 1,2mm, který je zhruba 24krát větší než hloubka řezu. V [15] jsou uvedeny pouze experimentální údaje v ustáleném stavu pro řeznou sílu (FCE) a Feed Force (FTE), které jsou také znázorněny na obr. 9. Zvlhčení hodnot sílyje

Obr. 7. Obrysy řezné teploty (případ 1: plochý nástroj).

Obr. 8. Distribuce komponent kontaktního napětí na rozhraní čipu nástroje (případ 1: plochý nástroj).

Přiřazeno uvolnění spojovací síly dvou původně vázaných uzlů, když jsou debandové. FCS i FTS vykazují počáteční ostré zvýšení. To je vyplývající z počátečního kontaktu mezi obličejem nástroje a původně předpokládaným čipem. OnyZačněte stoupat postupně, když se začne vytvářet nový čip. Porovnání řezacích a krmných sil získaných ze simulace a experimentů ukazuje dobrou shodu. To ověří současný model konečných prvků, který budePoužíváno k simulaci dalších tří případů s kráterovými nástroji uvedenými v tabulce 2 v následujících částech.

Pouzdro s kráterovým nástrojem majícím km/2

Pro odhalení účinku prvního typu opotřebení kráteru (případ 2 v tabulce 2) na proces řezání se namísto nástroje pro provádění simulace používá kráterový nástroj s kráterem začínajícím na špičce nástroje. Stejná sadaReprezentativní výsledky, jak je znázorněno na obr. 10-15, jsou získány a porovnány s těmi diskutovanými v předchozí části.

Jak je prokázáno na obr. 10, přítomnost kráteru má na tvorbě čipu značné insuence. Náběžná hrana kráteru ve skutečnosti zvyšuje úhel hrázů nástroje, což usnadňuje vnitřní tok obrobkumateriál do výklenku a tím snižování střihu, které zažívá materiál v primární smykové zóně. Tloušťka tenčího čipu než na obr. 4 vzniká v důsledku sníženého smyku v primární smykové zóně. DeformovanéMateriál úzce odpovídá povrchu kráteru. Je pozorováno, že vrstva spodního prvku čipu nezmění jejich orientaci, dokud se blíží k zadní hraně kráteru, což brání proudění materiálu vzestupně aZabraňuje klouzání čipu podél následující ploché ruční plochy. Proto musí koncová hrana kráteru vydržet velmi vysokou kompresi, což může způsobit lepení, a tak v blízkosti této okraje vzniká sekundární smyková zóna. Tentolze potvrdit odkazem na obr. 11, kde nejvyšší kontur plastového napětí von Mises začíná vedle koncové hrany kráteru a v materiálu v kontaktu s spodní částíkráter. Kontrola obr. 11 ukazuje, že ekvivalentní plastové napětí von Mises v primární smykové zóně je nižší a hloubka zbytkové zóny plastového napětí pod obrobeným povrchem je menší ve srovnání s těmi, které jsou v jednotlivýchObr. 5.

Obr. 9. Řezací síly versus posunutí nástroje (případ 1: plochý nástroj).

Obr. 10. Deformovaná síť (Případ 2: Kratered Tool).

Obr. 11. Obrysy ekvivalentního plastového napětí von Mises (případ 2: kráterovaný nástroj).

Obr. 12. Obrysy ekvivalentního napětí von Mises (případ 2: Kráskový nástroj).

Obr. 13. Obrysy řezné teploty (případ 2: Kratered Tool).

Obr. 14. Distribuce komponent kontaktního napětí na rozhraní čipu nástroje (Případ 2: Kratered Tool).

Obr. 12 ukazuje obrysy ekvivalentního stresu von Mises. Při porovnávání fíků existuje výrazný rozdíl v distribuci nejvyššího von Misesova stresu. 6 a 12. Místo toho, aby žili pouze v centrální oblasti primárníhoSmyková zóna na obr. 6, nejvyšší napěťový obrys von Mises na obr. 12 pokrývá větší plochu, sahající téměř z celého povrchu kontaktního kráteru k volnému povrchu čipu. Nucené zvlnění kadeřského čipu na koncové

Obr. 15. Řezací síly versus posunutí nástroje (případ 2: kráterovaný nástroj).

Obr. 13 ukazuje zvednuté centrum nejvyššího obrysu řezné teploty, ze kterého pochází významný gradient. Místo tohoto centra odpovídá místu koncové hrany kráteru, protože plast a třecí se spolupracujeThePovrch kráteru dosahuje maximum v sekundární smykové zóně umístěné poblíž koncové hrany.

Profil komponent kontaktního napětí na rozhraní nástrojového čipu, jak je znázorněno na obr. 14, poskytuje přímé informace o mechanické interakci mezi dnem čipu a povrchem kráteru. Normální dochází k prudkému poklesuStres kolem náběžné okraje kráteru (poblíž prvku 3) a pak normální napětí se stále zvyšuje až k koncovémuhrana, kde je hodnota napětí asi třikrát větší než hodnota na přední hraně. Ve skutečnosti je z obr. 14 zřejmé, žeVlecová hrana hraje mnohem důležitější roli při podpoře čipu než zbývající část kráteru. Většina dna čipu, která je v kontaktu s povrchem kráteru, zůstává pod podmínkou lepení (tj.s konstantním smykovým napětím). Velmi intenzivní mechanické a tepelné zatížení působící na koncové hraně se bude opotřebovatTato hrana rychle a zrychlte růst kráteru v horním směru.

Obr. 15 ukazuje síly řezání (FC) a krmiva (FT), které jsou ve srovnání s silami na obr. 9 menší. 1, i když vrcholNormální napětí na obr. 14 je vyšší než na obr. 8.

Případy s kráterovým nástrojem majícím kb ＞ km/2

V tomto pododdílu je studován účinek druhého typu opotřebení kráteru (případy 3 a 4 v tabulce 2) na proces řezání kovů. Liší se od prvního typu (případ 2), tento typ kráteru nachází ve vzdálenosti od řezáníEdge, tj. Kráter zůstává mezi dvěma segmenty tváře AT nástroje.

Proto je úhel hrabání v blízkosti špičky nástroje stejný jako u plochého nástroje (případ 1). Dva případy (tj. Případy 3 a 4) jsou simulovány pro zkoumání účinků různých parametrů kráteru. V případě 3, hloubkaKT a šířka 2 (km-kB) kráteru (viz obr. 2) jsou menší než v případě 4, zatímco vzdálenost od špičky nástroje k náběžné hraně kráteru se předpokládá, že je pro tyto dva případy stejná. KT je také stejná pro případ 2 aPřípad 4 (viz tabulka 2). Reprezentativní výsledky jsou uvedeny na obr. 16-21 pro případ 3 a na obr. 22-27 pro případ 4. V následujícím případě jsou výsledky případů 3 a 4 nejprve porovnány s výsledky případů 1 a 2. Potom jsou porovnány případy 3 a 4navzájem, aby ilustrovali jejich rozdíly a podobnosti.

Ve srovnání s těmi, které jsou znázorněny na obr. 4 a 10, deformovaná oka na obr. 16 a 22 prokazují, že čipy vytvořené s nástrojem pro kráteru druhého typu jsou tenčí a prvky ve spodních vrstvách žetonů zažívají závažnějšíZkreslení a zvrátí jejich orientaci až po přesunu daleko za kontaktní zónou a pod obrobeným povrchem dochází k velmi malé zbytkové (plastové) deformaci. Přítomnost kráteru omezuje kontakt mezi nástrojema čip a vylepšuje curling. Obr. 17 a 23 naznačují, že obrys nejvyššího ekvivalentního plastového napětí v obou případech 3 nebo 4, umístěných ve spodní části čipu, začíná u špičky nástroje, který je podobný jako v pouzdru1 (obr. 5), ale odlišný od případu 2 (obr. 11). Maximální hodnoty ekvivalentního plastového napětí zde v případech 3 a 4 jsou vyšší než hodnoty v případech 1 a 2, což znamená intenzivnější deformace, které se vyskytují v sekundárním střihuZóny v dřívějších dvou případech. Zbytkový napětí pod obrobeným povrchem je stěží pozorovatelné. Obrysy ekvivalentního napětí von Mises, jak je znázorněno na obr. 18 a 24, odhalte meziprodukt rozložení stresu mezi jednímNa obr. 6 a ten na obr. 12. Obrysy s nejvyšším ekvivalentním napěťovým koncentrátem v centrální oblasti primární smykové zóny, zatímco obrysy s druhým nejvyšším ekvivalentním napětím jsou distribuovány ve větší oblasti.rozprostírá se podél

Obr. 16. Deformovaná síť (faktor zvětšení: 6) (případ 3: kráterovaný nástroj).

Obr. 17. Obrysy ekvivalentního plastového napětí von Mises (případ 3: kráterovaný nástroj).

Obr. 18. Obrysy ekvivalentního napětí von Mises (případ 3: Kráskový nástroj).

Primární smyková zóna a od přímého segmentu nástroje na povrch volného čipu. Distribuce řezné teploty je znázorněna na obr. 19 a 25. Pro obou případu 3 nebo 4 je šířka obrysu s nejvyššíTeplota je mnohem menší než teplota v případě 1 (obr. 7). Tato obrysová se soustředí na přední hranu kráteru pro oba případy 3 a 4, na rozdíl od soustředění na kraterovém okraji v případě 2 (obr. 13). Zkoumání obr. 20a 26 ukazuje, že v distribuci kontaktního stresu jsou diskontinuity. Je to způsobeno lokalizovanou ztrátou shody mezi nástrojem

Obr. 19. Obrysy řezné teploty (případ 3: Kratered Tool).

Obr. 20. Řezací síly versus posunutí nástroje (případ 3: kráterovaný nástroj).

Obr. 21. Distribuce komponent kontaktního napětí na rozhraní čipu nástroje (případ 3: Kratered Tool).

faceAndtHechipduetothenon-Smoothnessatheintectionshectionshections of Crater okraje a plochých segmentů nástrojů. Ve srovnání s případem 2 (viz obr. 14) dochází k většímu vrcholnému normálnímu napětí v případě 4 (obr. 26) na náběžné hraně kráteru kráteruodpovídající lokusu nejvyšších teplot. Namísto jasný trend rychlého růstu kráteru ve směru nahoru (tj. Na koncové hraně) v případě 2 je zde v případě 4 náchylná hrana nejvíce náchylná k opotřebení.

Síly řezání i krmení v případech 3

Obr. 22. Deform ED Mesh (faktor zvětšení: 6) (případ 4: kráterovaný nástroj).

Obr. 23. Obrysy ekvivalentního plastového napětí von Mises (případ 4: Kratered Tool).

Obr. 24. Obrysy ekvivalentního napětí von Mises (případ 4: Kráskový nástroj).

Obr. 25. Obrysy řezné teploty (případ 4: Kratered Tool).

Obr. 26. Řezací síly versus posunutí nástroje (případ 4: kráterovaný nástroj).

Obr. 27. Řezací síly versus posunutí nástroje (případ 4: kráterovaný nástroj).

a 4, jak je znázorněno na obr. 21 a 27, jsou menší než v případě 2 (obr. 15), protože menší množství čipu je v intimním kontaktu s obličejem nástroje.

Z obr. 16 (případ 3) je pozorováno, že čip sklíčkaPřes kráter, aniž by se dotkl povrchu kráteru kvůli malé velikosti kráteru. Situace je zjevně odlišná, když se hloubka a šířka kráteru zvyšuje, jak je znázorněno na obr. 22 (případ 4). V případě 4 se materiál otočído kráteru v předním rohu a je nucen se stočit pryč na zadní hraně po klouzání po celém povrchu kráteru. Postupný svah v horní části kráteru má za následek méně curlingu než v případě 3 (obr. 16).

Distribuce ekvivalentního plastového napětí jsou velmi podobné pro případy 3 a 4, jak je znázorněno na obr. 17 a 23. Největší ekvivalentní plastový napětí v případě 4 je však větší, protože v tomto případě se čip musí otočit aPřed vstupem do kráteru ostrý roh. Menší rozdíl mezi distribucí ekvivalentního napětí Von Mises v případech 3 a 4 (viz obr. 18 a 24) lze připsat curlingovým poloměrům čipů. Menší curlingPoloměr vede k větší kompresi koncentrované na horním rohu primární smykové zóny, jak je znázorněno na obr. 18 (případ 3). Je důležité si uvědomit, že obrys nejvyšší teploty v případě 3 pokrývá oblast od špičky nástroje doVlecová hrana kráteru, jak je znázorněno na obr. 19, zatímco v případě 4 se nejvyšší konturová střediska na přední hraně, jak je znázorněno na obr. 25. Také vrchol normálního napětí nastává na koncové hraně v případě 3, jako Zobrazeno vObr. 20, zatímco v případě 4 (obr. 26) je na špičkovém okraji dosaženo píku normálního napětí. Mechanické a tepelné akce způsobí, že se růst kráteru rychleji vyvíjí v horním směru (tj. Na koncové hraně) vPřípad 3, ale ve spodním směru (tj. Na přední hraně) v případě 4. Nakonec je třeba zdůraznit, že normální napětí na přední hraně je také vysoké v případě 3 (obr. 20), což znamená, že to kráter také porostev podstatě v nižším směru, ačkoli rychlost růstu může být menší než rychlost na koncové hraně.

Závěry

Pro simulaci ortogonálního procesu řezání kovů je vyvinut plně spojený termomechanický model konečných prvků s důrazem na účinky geometrických variací obličeje nástrojů. Na základě výsledků simulace aPrezentované analýzy lze vyvodit následující závěry:

Tento model může dobře popsat hlavní rysy procesu řezání kovů. V případě s plochým nástrojem jsou simulované síly řezání a krmiva v dobré shodě s experimentálně získanými údaji [15], což ověřujesoučasný model.

Přítomnost kráteru na obličeji nástrojů má znatelné účinky na proces řezání.

Když se používají řezání nástrojů s krátery, které se v tomto typu liší, ale stejné v hloubce, dochází k významnému nesrovnalosti v jejich reprezentativních výsledcích.

Porovnání případů 3 a 4 ukazuje, že velikost kráteru má výrazný vliv na proces řezání, zejména na distribuce kontaktních napětí nástroje a tvorbou čipů. Čím větší je velikost kráteru,Větší výsledný poloměr curlingu.