+ 86-18052080815 | info@harsle.com
Jsi tady: Domov » Zprávy » Blog » Simulace konečných prvků procesu ortogonálního řezání kovem pro kvalitativní porozumění účinkům kráteru při procesu tvorby třísek

Simulace konečných prvků procesu ortogonálního řezání kovem pro kvalitativní porozumění účinkům kráteru při procesu tvorby třísek

Zobrazení:20     Autor:Editor webu     Čas publikování: 2018-08-29      Původ:Stránky Zeptejte se

  Úvod

  Řezání kovů, jako důležitý výrobní postup, který odstraňuje nežádoucí materiály z obrobku, byl podrobně studován. Spolu s nevratnými deformacemi a přenosem tepla je řezání kovu spojenotermomechanický proces. V důsledku velkých deformací, vysokých deformačních rychlostí, výrazného zvýšení teploty, nadměrného tření a komplikovaných zatěžovacích podmínek spojených s procesem řezání kovem jsou velmi přesné analytické modelyobtížné se vyvíjet. Většina stávajících modelů je spíše popisná než přediktivní a v důsledku toho nemůže být přímo použita k určení optimálních řezných podmínek ve fázi návrhu. Na druhé straně jsou experimentální metodyinherentně specifické pro konfiguraci a mají tendenci být velmi drahé pro modelování složitých procesů obrábění. Proto se modely založené na detailních numerických simulacích stávají kriticky důležitými při vývoji prediktivních teorií kovuřezání.

  Metoda konečných prvků (FEM) byla nejčastěji používaným numerickým nástrojem v simulacích řezání kovů od roku 1973, kdy byla metoda poprvé použita na modelové obráběcí procesy Klamecki [1]. Použití FEM v kovuanalýza řezání umožňuje začlenit skutečný konstitutivní vztah mezi kovem (obrobek), přesně modelovat interakci mezi čipem a řezným nástrojem a zohlednit hraniční efekty volného povrchu třísky[2]. Ještě důležitější je, že FEM, jako technická metoda v plném rozsahu, umožňuje stanovení napětí, deformací a teplotních polí v obrobku, jakož i globálních parametrů (včetně řezné síly, síly posuvu a geometrie čipů). ThePodrobné informace o rozložení napětí a teploty jsou zásadní při předvídání optimálních podmínek řezání. V důsledku toho bylo provedeno hodně výzkumu simulací řezných kovů s použitím různých modelů konečných prvků (FE)z nichž většina byla přezkoumána v [3-5].

  Řezání kovů jako proces odstraňování materiálu typicky zahrnuje velké deformace a velmi vysoké deformační rychlosti. Čip vyráběný při řezání je v kontaktu s čelní plochou nástroje ve vysokotlaké zóně, která způsobuje lepenítření, které se bude přeměňovat na kluzné tření dále na čelní stranu nástroje. Velké plastické deformace a intenzivní tření spojené s řezáním kovu vytvářejí obrovské množství tepelné energie, což vede k výraznému nárůstuteplota. Proces řezání by se proto měl považovat za spojený termomechanický proces. V poslední době se v tomto směru provádí výzkumné úsilí. Např. Model termomechanického modelu s rovinným napětím pro konečné prvkymodelování ortogonálního řezání s kontinuálním tvarováním čipů prezentoval Lei et al. [6], který zanedbával třecí síly na rozhraní nástrojového čipu a předpokládal, že rovnoměrný tok tepla přímo aplikovaný na čip, který odpovídáteplo přenášené třením. Liu a Guo [7] publikovali termoelastický visko-plastický FE model, který byl vyvinut pro studium vlivu tření nástrojových čipů a sekvenčních řezů na zbytkové napětí v obráběných vrstvách. Teplotanárůst obrobku byl odhadnut v jejich analýze s využitím tepla generovaného plastovými deformacemi, přičemž práce tvořené třením byly zanedbatelné a předpokládaly se adiabatické podmínky. Shet a Deng [8] poskytli FE analýzuortogonální řezání kovu na základě modifikovaného Coulombova tření a kritéria pro separaci třísek na bázi stresu. Ve své studii se předpokládalo, že adiabatické podmínky ohřevu určují lokální nárůst teploty v obou smykových podmínkáchzón způsobených plastickými deformacemi a třecími pracemi. Vzhledem k tomu, že se v obrobku, čipu a řezacím nástroji vyskytuje vždy teplo a mezi čipem a nástrojem, je adiabatické vytápění pouzecož může způsobit nepřijatelné výsledky, zvláště když se používá nízká nebo střední řezná rychlost [9]. Zlepšené modely FE, které mohou plně zastupovat termomechanickou spojku v procesu řezání kovem, jsou proto stále v provozupotřeba.

  Při řešení opotřebení nástroje, ke kterému dochází v procesu ortogonálního řezání kovem, předchozí výzkumníci identifikovali dva mechanizmy tváření opotřebením: opotřebení kráterů a opotřebení boků. Účinky změn geometrie nástroje způsobené bokemopotřebení řezného procesu bylo rozsáhle studováno [10-12] se zvláštním zájmem o výpočet zbytkového napětí - popisuje oddělování čipů od obrobku. Interakce s čipovými nástroji bude považována za posuvnou a přilnavoubude zastoupen Coulombovým zákonem. Rovnice tepelné kondukce bude vyřešena k určení teplotního pole způsobeného ohříváním v důsledku plastických deformací a tření. Obecný kód konečných prvků ABAQUS [16]slouží jako výpočetní nástroj v současném modelu. Pole napětí a teploty budou určeny současně pomocí ABAQUS. Byla úspěšně prokázána proveditelnost tohoto kódu pro simulace řezání kovů v roce 2008předchozí studie [6-8]. Část prediktivních výsledků získaných v současném modelu bude porovnána s experimentálními údaji uvedenými v [14,15].

  Zvažování modelování

Předpoklady

  V tomto šetření jsou učiněna tři hlavní předpoklady. Nejprve se předpokládá stav rovinného deformace, jak tomu bylo v téměř všech předchozích studiích. Vzhledem k tomu, že šířka řezu je mnohem větší než deformovaná tloušťka čipu, tento předpoklad jeoprávněné. Za druhé, vzhledem k velkému modulu pružnosti materiálu nástroje vzhledem k obrobku, je řezný nástroj považován za dokonale tuhý. To je přijatelná aproximace, jako pružné vychýlení řezujsou ve srovnání s velkými plastovými deformacemi obrobku nevýznamné. Nakonec je řezací nástroj považován za dokonale ostrý, který usnadňuje simulaci.

  Ustavující vztah

  V této studii je uvažována olejová ocelová nástrojová ocel O1. Ekvivalentní stres tohoto materiálu von Mises, σ, může být reprezentován modelem Johnson-Cook jako [15]ses. Pro vliv opotřebení kráteru však bylo zaznamenáno velmi málo studií, ačkoli toto vytváření mechanismuism je stejně důležité. Komvopoulos a Erpenbeck [13]zkoumali kombinované účinky kráteru a stavěného okraje (BUE) pomocí modelu FE a izotermického předstihuvání. Abychom lépe porozuměli změnám geometrie nástroje způsobenému opotřebením kráteru na parametry řezání, měl by být použit termomechanický model s ohledem na spřažené tepelné a mechanické odezvy, protože opotřebení nástrojeje silně spojen s nárůstem teploty během procesu obrábění.

  Cílem této práce je vyvinout plně spojený termomechanický model konečných prvků pro simulaci ortogonálního řezacího procesu se zvláštním důrazem na účinky opotřebení kráteru. Rovnovážný stav a rovinné namáháníbudou brány v úvahu podmínky řezání. Použije se konstitutivní rovnice oleje-kalené nástrojové oceli O1, jejíž formabyla dříve určena použitím testu Split Hopkinson Bar [14,15]. Kritérium kritického stresu bude použito tam, kde A, B, C, m a n jsou konstitutivní konstanty, ε von Mises ekvivalentní plastický kmen, ε · ekvivalentplastová deformační rychlost, ε · 0 referenční ekvivalentní plastiková deformační rychlost, KT faktor použitý k úpravě namáhání v důsledku tepelných změkčovacích účinků, T the homologická teplota, T teplota obrobku a Tmelt a T0 jsou,teplota tání materiálu a referenční teplota okolí. Pro O1 oceli byly tyto konstantyZheng a Sutherland [15] s použitím testu Split Hopkinson Bar, A = 625,3 MPa, B = 650,0 MPa, n = 0,42, C = 0,011, ε = 0 = 451 s-1 = 25 ° C a Tmelt = 1500 ° C. Vlastnosti materiálu obrobku, včetněkde je to vhodné, jsou uvedeny v tabulce 1. Eqs. (1) a (2) spolu s tímto materiálem

Simulace konečných prvků (1)

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

  1 síťová síť konečných prvků

  Počáteční síť konečných prvků je znázorněna na obr. 1. Šířka řezu, 3,861 mm, je 76 krát větší než hloubka řezu, 50,8 μm, a tak se předpokládá stav rovinného deformace. Používá se pět vrstev prvků o výšce 10,16 μm v každé vrstvěmodelovat potenciální tvorbu čipů. Čtyři vrstvy prvků, jejichž výška se snižuje od dna obrobku k řezacímu povrchu podle pravidla předpětí (tj. Poměru výška sousedních prvků je 0,6), jsoupoužitý pro obrobek pod řezným povrchem. Pro usnadnění tvorby čipu se předpokládá počáteční čip, který je modelován pěti vrstvami prvků, přičemž každá vrstva obsahuje 20 prvků. Existuje celkem 640 rovinných deformačních prvků (známýchjako CPET4 v ABAQUS), které jsou oparametrické, spojeny se čtyřmi uzly a teplotou a 791 uzlů použitých v této síti. Prvky v potenciálním čipu jsou navrženy tak, aby byly zpětně nakloněny jejich velikostí vhorizontální směr je větší než ve svislém směru. Tato konfigurace, původně navržená Stren-kowskim a Carroll [17], může kompenzovat silné zkreslení prvků v důsledku intenzivní komprese, smykunapínáním a třecím posuvem, čímž se zabrání možné odchylce během číselných iterací. Pro určení vhodných forem a velikostí prvků musí být provedeny zkušební a chyby [18]. V této studii byly použity všechny prvkysimulace potenciálního čipu je dlouhá 50 μm a jejich orientační úhel je 70 ° vzhledem k vertikálnímu směru.

  Řezný nástroj a jeho opotřebení

  Při praktických obráběcích operacích je opotřebení nástroje nepravidelné po stranách nástroje. To vyžaduje specifikaci polohy a stupně opotřebení při určení přípustné hodnoty opotřebení. Obrys nejvyššíteplota při obrábění nízkouhlíkové oceli je obvykle umístěna ve vzdálenosti podél hrany hřebenu od břitu, což vede k opotřebení ve formě kráteru odpovídající tomuto teplotnímu obrysu [19]. Typický jednobodový bodnástroj s opotřebením kráteru je znázorněn na obr. 2, kde hloubka kráteru KT je obecně vzata jako měřítko množství opotřebení kráteru [20]. Kráter, jak je znázorněn, je součástí kruhu, přičemž KB měří svislou vzdálenost od středukruh na špičku řezného nástroje. Při řezání, při kterém dochází k opotřebení kráterů, teplo proudí z horkého bodu směrem k břitu, jakmile trvá řezná doba nebo se zvýší řezná rychlost [19]. Na druhé straně může krátertaké pocházejí z ostří při obrábění materiálů s vysokou vodivostí. Proto existují dva druhy možných vzorů opotřebení kráterů před dosažením přípustné prahové hodnoty opotřebení, tj. Opotřebení kráterů s KB = KM / 2 a KB>KM / 2. V této studii budou simulovány čtyři případy. Geometrické parametry nástrojů, z nichž všechny mají stejný úhel sklonu 10 °, jsou uvedeny v tabulce 2.

  Jak je znázorněno na obr. 3, obrobek je upevněn na jeho spodním a pravém povrchu a řezný nástroj se může pohybovat horizontálně zleva doprava, zatímco je vertikálně zdržen.

Simulace konečných prvků (2) Simulace konečných prvků (3)

Obrázek 1. Počáteční oko modelu konečných prvků. Obrázek 2. Konfigurace čelních ploch nástroje.

Také horní povrch obrobku a plochy čipu vystaveného působení vzduchu jsou považovány za adiabatické, stejně tak jsou horní a levé plochy obrobené části obrobku, protože přenos tepla mezi nimi a vzduchem je nevýznamnýa proto lze zanedbat. Pravý a spodní povrch obrobku zůstává na počáteční teplotě, protože jsou umístěny daleko od deformačních zón.

  Řezný nástroj, jehož pružný modul je podstatně větší než modulovaný obrobek, je modelován jako tuhé těleso. Vzhledem k tomu, že nástroj byl považován za dokonale ostrý, je třeba definovat pouze část segmentu hřebenu dvěmapevný prvek uzlu. Kinematické omezení a zatížení nástroje jsou předepsány referenčním uzlem, který je připojen k tuhému nástroji. Rychlost řezání je nástroji přiřazena prostřednictvím tohoto referenčního uzlu s zvoleným časeminterval a odpovídající posunutí nástroje ve vodorovném směru. Před modelováním interakce mezi nástrojem a čipem a oddělením čipů je třeba definovat dva páry kontaktních ploch, tj. Dvojice nástrojů s potenciálním čipem aobrobek - potenciální pár čipů. Počáteční podmínkou pro druhý pár je to, že dva identické uzly podél perspektivní dělicí čáry jsou zcela spojeny. Dalším počátečním stavem této studie jepočáteční teplota, 25 ° C, která se uloží na všechny prvky.

  V kluzné oblasti se předpokládá konstantní součinitel tření μ, zatímco v oblasti slepování je stanoven ekvivalentní mez pevnosti ve smyku, τmax. Třecí napětí τfr na rozhraní může být tedy vyjádřeno jakokde σs je normální namáhání podél čelní plochy nástroje. Je zřejmé, že tento model tření je založen na Coulombově zákonu.

  Ekv. (3) představuje posuvnou oblast, zatímco ekv. (4) popisuje oblast lepení. Chcete-li využít ABAQUS, τmax = σ s / y'3 jepřijatých v této studii, kde σ s je ekvivalentní napětí von Mises v sekundární smykové zóně přiléhající k čelu nástroje. Jako přibližný prvek může být vypočtený průměrný součinitel tření v kluzné oblastiřezných a napájecích sil. tmax lze odhadnout z rozdělení naměřené posuvové síly (když je úhel sklonu 0 °) zachycenou oblastí styku na čelní ploše [19]. V této studii byly získány μ = 0,85 a τmax = 500 MPapomocí experimentálních údajů uvedených v [14].

  2.6. Účinky teploty

  Nevratné plastické deformace a tření na rozhraní nástrojového čipu vytvářejí teplo a vedou ke zvýšení teploty. Plastové deformace vedou kkde q · p je objemový tok tepla způsobený plastovou prací, ηp konstanční poměr plastické hmoty a l ', E · pare napětí tenzoru Cauchy a plastický tenzor napětí.

  2.5. Tření na rozhraní nástroj-čip

  Interakce mezi řezným nástrojem a čipem je komplexní problém s kontaktem. Experimentální pozorování [21] ukázaly, že na řezné ploše řezacího nástroje existují dvě odlišné oblasti, tj. Oblasti slepování a posuvu.

Simulace konečných prvků (4)

Obr. 3. Hraniční podmínky při ortogonálním řezání kovem (plochý nástroj).

  kde q · f je objemový tok tepla způsobený třecími pracemi, y · rychlost sklouznutí, konverzní faktor třecího dílu, ff zlomek tepelné energie vedený do čipu a τfr je definován u Eq. (3). Všimněte si tohovětšina plastových prací se přemění na teplo, ηp se považuje za 0,9. Také za předpokladu, že se veškeré třecí práce přemění na teplo, bude v této parametrické studii použito ηf = 1,0. Hodnota ff je určena teplotouvlastnosti nástroje a materiálů obrobku, jakož i teplotní gradient v blízkosti rozhraní nástrojového čipu. V této studii je ff = 0,5 (průměr). Podobné hodnoty byly pro tyto parametry použity v předchozích studiíchna stejných argumentech [6,22].

  Energetická rovnice, která definuje teplotní pole, jekde q · = q · p + q · f je celková objemová rychlost výroby tepla, ρ, k a cp jsou hustota, tepelná vodivost a specifické teplo materiálu obrobku a 72 je operátor Laplace. Je zřejmé, že rovnice. (1), (2)a (5) - (7) ukazují, že pole napětí a deformace jsou plně spojeny s teplotním polem, což vede ke spojenému termomechanickému modelu, jak bylo zmíněno výše. Tyto rovnice budou řešeny současně pomocí ABAQUStourčují pole napětí, deformace a teploty.

  2.7. Kritérium separace třísek

  Existují dvě hlavní formulace FE, tj. Lagrangian a Eulerian formulace. V Lagrangeově formulaci jsou prvky, které přesně pokrývají oblast analýzy, připojeny k materiálu a deformovány spolu sobrobku. Na druhé straně Eulerian formulace považuje elementy za fixované ve vesmíru a počítá materiálové vlastnosti v pevných prostorových místech, když materiál protéká sítí.

  Při obrábění se čip, který je původně součástí obrobku, odděluje od obráběného povrchu na špičce nástroje. K modelování tohoto procesu pomocí formulace Lagrangian FE musí splňovat kritérium pro oddělení čipůbýt dán. V literatuře byly popsány různé takové kritéria. Mohou být kategorizovány jako dva typy, tj. Geometrické a fyzické [23]. Podle kritéria geometrického oddělení bude čip oddělen, kdyžvzdálenost mezi špičkou nástroje a nejbližším uzlem těsně před špičkou nástroje se rovná nebo je menší než daná hodnota. Nevýhodou geometrické metody je to, že nemá žádný fyzický význam. Fyzická kritéria jsou založena nahodnoty vybraných fyzikálních proměnných, jako je napětí, ekvivalentní deformace plastické deformace nebo deformační energie, v prvku bezprostředně před špičkou nástroje. V takovém fyzickém kritériu je dvojice koincidujících uzlů, které jsou předepsányjak se původně dokonale spojí, se předpokládá, že se oddělí, když je hodnota určené fyzické proměnné v určeném prvku větší než zvolená prahová hodnota.

  V této studii je použito kritérium kritického stresu, jedno z fyzických kritérií. Toto kritérium říká, že uzel hrotu trhliny se odděluje, když lokální ekvivalentní napětí ve stanovené vzdálenosti před špičkou trhliny na předpokládaném odstupuline dosáhne kritické hodnoty. Kritické kritické kritérium je definováno jako [16]

  Je známo, že Lagrangian formulace používající kritérium rozdělení uzlů má určité nedostatky [24]. Nicméně jeho jednoduchost a související nižší výpočetní náklady činí tuto formulaci ještě atraktivnější než ostatnímetody, včetně postupů průběžného vylepšování [25], formulace Eulerian a libovolný Lagrangian-Eulerian přístup [24], pro použití v parametrických studiích zahrnujících více případů. Proto používáme Lagrangian formulacikritický stres (kritérium oddělení) uvedený výše je přijat v současné studii. Popularita této formulace je důkazem jejího rozsáhlého použití v řadě studií [8,26] a ve významných počítačových kódů (jako ABAQUS[16]).

  Výsledky a diskuze

  Všechny čtyři případy uvedené v tabulce 2 jsou simulovány. Mohou být rozděleny do tří typů, pokud jde o geometrii obličeje nástroje: plochá plocha (pouzdro 1), zkrácená plocha s KB = KM / 2 (případ 2) a zkrácená strana s KB> KM / 2 (případy 3 a 4) . Vícepozornost bude věnována účinkům kráteru s KB> KM / 2, protože tento typ opotřebení kráterů se v praxi nejčastěji vyskytuje. Reprezentativní výsledky, které mohou odrážet vliv geometrieV této části jsou uvedeny změny obrysu nástroje, jako je umístění kráteru, hloubka kráteru a šířka kráteru, na ortogonálním řezacím procesu. Konkrétně tyto výsledky zahrnují deformované sítě, rozdělení vonMisesově ekvivalentní plastické deformace, ekvivalentní namáhání a teplota řezání von Mises, profil kontaktního napětí na rozhraní nástrojového čipu a řezné síly.

  Rychlost řezání pro všechny čtyři případy je nastavena4,064 m / s. Jako srovnávací referenční základna je nejprve simulována plochá čelní skříň a získané řezné síly jsou porovnávány a ověřovány experimentálními údaji uvedenými v [15]. Poté jsou efekty opotřebení kráterupřičemž všechny ostatní podmínky zůstaly nezměněny.

  Obecně řezný nástroj by měl pokračovat v pohybu nejméně 20 násobek hloubky řezu, aby se zajistilo dosažení ustáleného stavu třísky [18]. Následně pro každý případ v této studii nástroj prošelnejméně 2 mm za předepsaných podmínek řezání směrem k cíli. K dokončení každé simulace je zapotřebí cca 2,5 hodiny procesoru Sun Workstation (Ultra SPARC-Iii 440 MHz).kde σ22 je složka normálního namáhání ve směru 2 (vertikální) v daném místě, τ21 smykové napětí v 1 (horizontálním) směru ve stejném bodě a σf a τf jsou porucha normální a smykovánamáhání materiálu obrobku. Původně propojené uzly se oddělí, když f = 1 士! Pokud, kde! Je-li daná tolerance. Simulace zkušebních a chybových stavů jsou obecně potřebné k určení polohy, kde jsou vyhodnocovány namáhání.

  V tomto bodě je vhodné vzít špičku trhliny a oddělovací chování se jeví být přiměřeně uspokojivé.

  Pouzdro s plochým nástrojem

  Deformovaná síť je znázorněna na obr. 4. Na tomto obrázku a na dalších obrázcích je faktor zvětšení 3,5, není-li uvedeno jinak. Je třeba poznamenat, že zpočátku dozadu nakloněné prvky jsou zhruba kolména plochu hřebenu po průchodu první zónou. Zvýšení výšky a snížení šířky prvků způsobují vyšší tloušťku čipu než hloubka řezu.

Simulace konečných prvků (5)

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

  Spodní vrstva prvků zažívá střih v primární zóně, sklouzne podél obrysové plochy a nakloní se dopředu předtím, než se zvedne čelní plocha. Horní dvě vrstvy prvků obrobené části zůstávají nakloněné, i kdyžnástroj se přesunul daleko. V důsledku toho se po obrábění vytvářejí v obrobku zbytkové napětí a napětí.

  Na obr. 5 je znázorněno rozložení ekvivalentního plastického kmene von Mises. Zdá se, že plastická deformace v primární smykové zóně začíná na své spodní hranici a zvyšuje se tím, jak se materiál pohybuje směrem k horní hranicizóny. Proto namísto smykové roviny předpovězené klasickou teorou řezu [27] se primární smyková zóna pro tento případ rozšiřuje, když se rozprostírá od špičky nástroje k volnému povrchu čipu. Úhel střihuzískaná experimentálně na základě klasické teorie řezání kovů je 22 ° [15]. Je zřejmé, že tato smyková rovina (s úhlem střihu 22 °) je umístěna uvnitř primární smykové zóny, jejíž smykový úhel se pohybuje od 14 do 23 °. to ježe je zřejmé, že je od dolní části do horní části čipu zřejmý gradient deformace s maximální hodnotou deformace v dolní části. To je fyzicky rozumné, protože elementy ve spodní vrstvě prošliprimární smykové zóny a interagují s třecí plochou třením. Kontrola podle obr. 5 rovněž ukazuje, že velikost zbytkového plastického deformace na obráběcí ploše a pod ním je stejná jako u magnetuhranice primární smykové zóny.

  Rozložení ekvivalentního namáhání von Mises je znázorněno na obr. 6. Je třeba poznamenat, že vrcholový obrys napětí von Mises zahrnuje centrální oblast primární smykové zóny se svým vzorem velmi podobným vzoru von Misesekvivalentní plastické deformace znázorněné na obr. 5. Velikost ekvivalentního napětí v sekundární smykové zóně je nižší než velikost v primární smykové zóně kvůli změkčujícímu efektu

Simulace konečných prvků (6)

Obr. 5. Kontury ekvivalentního plastického deformace von Mises (případ 1: plochý nástroj).

Simulace konečných prvků (7)

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

řezné teploty. Důležité je také zaznamenat vzhled reziduálního ekvivalentního napětí pod obráběným povrchem a na volném povrchu čipu (viz obr. 6).

Na obr. 7 je znázorněno rozdělení řezné teploty. Zvýšení teploty začíná na dolním okraji primární smykové zóny a pokračuje v čipu, i když neexistuje intenzivní plastická deformace (strihání)smykové zóny. Vedení tohoto fenoménu vede. Kromě toho teplo vytvářené třecí interakcí mezi nástrojem a čipem také přispívá ke zvýšení teploty. Proto dochází k nejvyšší teplotěrozhraní rozhraní nástroj-čip. Stojí za zmínku, že v čipu existuje výrazný teplotní gradient, podobný ekvivalentnímu gradientu plastického deformace zobrazenému na obr. 5.

  Na obr. 8 je znázorněn profil normálních a smykových kontaktních napětí, rozložených podél čela hřebene. Rozsah normálního napětí, který je kompresivní, je znázorněn na obr. 8. To se týká následných čísel, které popisujíkontaktních profilů napětí. Povrchové prvky jsou očíslovány ve vzestupném pořadí od hrotu nástroje až po konec kontaktní délky, při kterém se čip začne kroutit od čelu nástroje. Z obrázku 8 je zřejmé, že normální napětídosáhne své nejvyšší hodnoty blízko špičky nástroje, prudce se snižuje ve třetím prvku, postupně klesá skrz prvek č. 22 a nakonec náhle skáče na konci kontaktu. Klasický jev je jasně popsán nakřivka smykového napětí: hodnota střihového napětí zůstává konstantní v oblasti blízké špičce nástroje (tj. oblasti lepení) a je úměrná normálnímu namáhání v zbytku kontaktní oblasti (tj. v kluzné oblasti). Takovýprofil je v kvalitativní shodě s experimentálními pozorováními Usui a Takeyamy [21].

  Na obr. 9 je znázorněno porovnání simulovaných a experimentálně získaných řezných sil. Simulační řezná síla (Fcs) a posuvná síla (Fts) samozřejmě dosáhly svých hodnot ustáleného stavu poté, co se nástroj pohyboval kolem 1,2mm, což je zhruba 24krát větší než hloubka řezu. Pouze ustálené experimentální údaje o řezné síle (Fce) a napájecí síle (Fte) jsou uvedeny v [15], které jsou také zobrazeny na obrázku 9. Vlnění hodnot sílyje

Simulace konečných prvků (8)

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

Simulace konečných prvků (9)

Obrázek 8. Rozložení prvků kontaktního napětí na rozhraní nástrojového čipu (pouzdro 1: plochý nástroj).

přiřazené uvolnění pojistné síly dvou původně spojených uzlů, které se oddělují. Fcs a FTS vykazují počáteční prudký nárůst. To vyplývá z počátečního kontaktu mezi čelem nástroje a původně předpokládaným čipem. onizačnou se postupně zvyšovat, jakmile se začíná vytvářet nový čip. Srovnání řezných a krmných sil získaných ze simulace a experimentů ukazuje dobrou shodu. Tím se ověří aktuální model konečných prvků, který budekteré simulovaly další tři případy s krabicovými nástroji uvedenými v tabulce 2 v následujících částech.

  Pouzdro s krabicovým nástrojem s KM / 2

  K odhalení vlivu prvního opotřebení kráteru (případ 2 v tabulce 2) na řezání se použije krabičkový nástroj s kráterem začínajícím na špičku nástroje namísto nástroje pro provádění simulace. Stejná skupinareprezentativní výsledky, jak je znázorněno na obr. 10-15, byly získány a porovnány s těmi, které byly popsány v předcházející části.

  Jak je ukázáno na obr. 10, přítomnost kráteru má značný vliv na tvorbu čipů. Přední okraj kráteru skutečně zvyšuje úhel sklonu nástroje, což usnadňuje průtok obrobku dovnitřdo výklenku, čímž se sníží střih, který je v materiálu v primární smykové zóně. Tenčí tloušťka třísky než na obr. 4 vzniká v důsledku redukovaného střihu v primární smykové zóně. Deformovanémateriál těsně odpovídá povrchu kráteru. Je poznamenáno, že vrstva spodního prvku čipu nezmění orientaci, dokud se nedostane k zadní hraně kráteru, což brání toku materiálu vzhůru azabraňuje posunutí čipu podél následující ploché čelisti. Jako takový, okraj zadního kráteru musí vydržet velmi vysokou kompresi, která může způsobit přilepení, a tak vzniká v blízkosti tohoto okraje sekundární smyková zóna. Tentolze potvrdit s odkazem na obr. 11, kde nejvyšší obrys plastického deformace von Mises začíná vedle zadní hrany kráteru a v materiálu, který je ve styku se spodní částíkráter. Kontrola podle obr. 11 ukazuje, že ekvivalentní napětí plastické hmoty von Mises v primární smykové zóně je nižší a hloubka zbytkové plastické deformační zóny pod obráběným povrchem je menší ve srovnání s těmi vObr. 5.

Simulace konečných prvků (10)

Obr. 9. Síly řezání proti posunutí nástroje (případ 1: plochý nástroj).

Simulace konečných prvků (11)

Obr. 10. Deformovaná síť (případ 2: nástroj s krabičkou).

Simulace konečných prvků (12)

Obr. 11. Kontury ekvivalentní plastické deformace von Mises (případ 2: nástroj s krabičkou).

Simulace konečných prvků (13)

Obr. 12. Kontury ekvivalentního napětí von Mises (případ 2: nástroj s krabičkou).

Simulace konečných prvků (14)

Obr. 13. Obrysy teploty řezání (případ 2: nástroj s krájením).

Simulace konečných prvků (15)

Obrázek 14. Distribuce komponentů kontaktního napětí na rozhraní nástrojového čipu (případ 2: nástroj s krabičkou).

  Na obr. 12 jsou znázorněny obrysy ekvivalentního napětí von Mises. Pozitivní rozdíl existuje při distribuci nejvyššího napětí von Mises při srovnání obr. 6 a 12. Namísto pobytu pouze v centrální oblasti primárníhoV obr. 6 je nejvyšší zátěžový obrys von Mises na obr. 12 pokrývá větší plochu, která se rozprostírá od téměř celého povrchu, který se dotýká kráterů, k volnému povrchu čipu. Nucené převrácení čipu na trati

Simulace konečných prvků (16)

Obr. 15. Řezné síly versus posunutí nástroje (případ 2: nástroj s krabičkou).

  Na obr. 13 je znázorněno zdvižené středisko s nejvyšším obrysem teploty řezání, z něhož pochází výrazný gradient. Lokus tohoto centra odpovídá místu, kde leží krajní krajní kráter, protože plastové a třecí stroje se pohybujíplocha kráteru dosáhne maxima v sekundární smykové zóně umístěné v blízkosti zadní hrany.  Profil složek kontaktního napětí na rozhraní nástrojového čipu, jak je znázorněno na obr. 14, poskytuje přímé informace o mechanické interakci mezi dnem čipu a povrchem kráteru. Obyčejný pokles zaznamenává prudce

stres kolem předního okraje kráteru (v blízkosti prvku 3), a pak normální napětí stoupá až na konecokraj, kde hodnota napětí je přibližně třikrát větší než hodnota na přední hraně. Ve skutečnosti je z obrázku 14 zřejmé, žezadní okraj 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 namáháním). Velmi intenzivní mechanické a tepelné zatížení působící na zadní hranu se opotřebujítento okraj rychle urychluje růst kráteru v horním směru.  Na obr. 15 jsou znázorněny řezné (Fc) a napájecí (Ft) síly, které jsou ve srovnání s obr. 9 menší než o 100 N. To je způsobeno významným snížením kontaktní délky, tj. 1, ačkoli vrchol

normální napětí na obr. 14 je vyšší než na obr. 8.  Pouzdra s nástrojem s krabičkou s KB> KM / 2

  Účinky druhého typu opotřebení kráterů (případy 3 a 4 v tabulce 2) na proces obrábění kovu jsou studovány v tomto pododdílu. Odlišně od prvního typu (případ 2) se tento typ kráteru nachází v odstupu od řezu

okraj, tj. kráter zůstává mezi dvěma segmenty na čelní straně nástroje.  Proto je úhel sklonu v blízkosti špičky nástroje stejný jako u plochého nástroje (pouzdro 1). Dva případy (tj. Případy 3 a 4) jsou simulovány, aby zkoumaly účinky různých parametrů kráteru. V případě 3, hloubka

KT a šířka 2 (KM-KB) kráteru (viz obr. 2) jsou menší než v případě 4, zatímco vzdálenost od špičky nástroje k přední hraně kráteru je u obou případů stejná. Také KT je stejný pro případ 2 aKT a šířka 2 (KM-KB) kráteru (viz obr. 2) jsou menší než v případě 4, zatímco vzdálenost od špičky nástroje k přední hraně kráteru je u obou případů stejná. Také KT je stejný 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 následujících případech jsou výsledky případů 3 a 4 nejprve srovnány s výsledky případů 1 a 2. Pak jsou porovnány případy 3 a 4navzájem k ilustraci jejich rozdílů a podobností.

  V porovnání s těmi, které jsou znázorněny na obr. 4 a 10, deformované oká na obr. 16 a 22 ukazují, že čipy vytvořené s nástrojem druhého typu s kleštěm jsou tenčí a prvky ve spodních vrstvách čipů jsou silnějšídeformují a změnují orientaci pouze po přesunu daleko za kontaktní zónu a velmi nízký zbytkový (plastický) deformace nastane pod obráběným povrchem. Přítomnost kráteru omezuje kontakt mezi nástrojema čip a vylepšuje curling. Obr. 17 a 23 ukazují, že obrys nejvyšší ekvivalentní plastické deformace v obou případech 3 nebo 4, umístěných na dně čipu, začíná na hrotu nástroje, který je podobný tomu,1 (obr. 5), avšak odlišný od případu 2 (obr. 11). Maximální hodnoty ekvivalentního plastického napětí v případech 3 a 4 jsou vyšší než hodnoty v případech 1 a 2, což znamená, že intenzivnější deformace nastávají v sekundárním střihuv předchozích dvou případech. Zbytkové namáhání pod obrobeným povrchem je stěží pozorovatelné. Obrysy ekvivalentního stresu von Mises, jak je znázorněno na obr. 18 a 24 odhalí prostředek pro rozdělení napětí mezi tímna obr. 6 a na obr. 12. Obrysy s nejvyšším ekvivalentem koncentrace napětí v centrální oblasti primární smykové zóny, zatímco obrysy s druhým nejvyšším rovnocenným namáháním jsou rozmístěny ve větší oblasti,rozšiřující se po

Simulace konečných prvků (17)

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

Simulace konečných prvků (18)

Obr. 17. Kontury ekvivalentního plastického napětí kmene von Mises (případ 3: nástroj s krabičkou).

Simulace konečných prvků (19)

Obr. 18. Kontury ekvivalentního namáhání von Mises (případ 3: nástroj s krabičkou).

primární smykovou zónu a od přímého segmentu nástroje k volnému povrchu třísky. Rozložení teploty řezu je znázorněno na obr. 19 a 25. U obou případů 3 nebo 4 je šířka obrysu nejvyššíteplota je mnohem menší než v případě 1 (obr. 7). Tento obrys je centrován na přední hraně kráteru pro oba případy 3 a 4, na rozdíl od centrování na zadní hraně kráteru v případě 2 (obr. 13). Přehled z obr. 20a 26 ukazuje, že existují nespojitosti v rozložení kontaktního napětí. To je způsobeno lokální ztrátou souladu mezi nástrojem

Simulace konečných prvků (20)

Obr. 19. Kontury teploty řezání (případ 3: nástroj v krabičce).

Simulace konečných prvků (21)

Obr. 20. Síly řezání proti posunutí nástroje (případ 3: nástroj s krabičkou).

Simulace konečných prvků (22)

Obrázek 21. Distribuce prvků kontaktního napětí na rozhraní nástrojového čipu (případ 3: nástroj v krabičce).

obličejem a jemnou černou částí řezů kráterů a plochých segmentů nástrojů. Ve srovnání s případem 2 (viz obr. 14) se větší špičkové normální napětí vyskytuje v případě 4 (obr. 26) na náběžné hraně kráteruodpovídající místu nejvyšších teplot. Namísto jasného trendu rychlého růstu kráteru směrem vzhůru (tj. Na zadní hraně) v případě 2, zde v případě 4 je náběžná hrana nejvíce náchylná k opotřebení.

Oba řezné a posuvné síly v případech 3

Simulace konečných prvků (23)

Obrázek 22. Deformovaná síť (faktor zvětšení: 6) (případ 4: nástroj s krabičkou).

Simulace konečných prvků (24)

Obr. 23. Kontury ekvivalentního plastického deformace von Mises (případ 4: nástroj s krabičkou).

Simulace konečných prvků (25)

Obr. 24. Kontury ekvivalentního namáhání von Mises (případ 4: nástroj v krabičce).

Simulace konečných prvků (26)

Obr. 25. Obrysy teploty řezání (případ 4: nástroj s krájením).

Simulace konečných prvků (27)

Obrázek 26. Síly řezání proti posunutí nástroje (případ 4: nástroj s krabičkou).

Simulace konečných prvků (28)

Obr. 27. Síly řezání proti posunutí nástroje (případ 4: nástroj s krabičkou).

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

  Z obr. 16 (případ 3) je patrné, že čipové sklíčkapřes kráter bez dotyku povrchu kráteru kvůli malé velikosti kráteru. Situace se samozřejmě liší, když hloubka a šířka kráteru stoupají, jak je znázorněno na obr. 22 (případ 4). V případě 4 se materiál otočído kráteru v předním rohu a po klouzání po celém povrchu kráteru je nucen kroutit po zadní hraně. Postupný svah v horní části kráteru má za následek menší kroužení než v případě 3 (obr. 16).

  Distribuce ekvivalentního plastického deformace jsou pro případy 3 a 4 celkem podobné, jak je znázorněno na obr. 17 a 23. Nicméně největší ekvivalentní plastický deformace v případě 4 je větší, protože v tomto případě se čip musí otáčet kolem aostrý roh před vstupem do kráteru. Menší rozdíl mezi rozloženími ekvivalentního namáhání von Mises v případech 3 a 4 (viz obr. 18 a 24) může být přičítán poloměru curlingu třísek. Menší curlingpoloměr způsobuje větší kompresi soustředěnou 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 až pojak je znázorněno na obr. 19, zatímco v případě 4 se obrysy nejvyšší teploty nacházejí na předním okraji, jak je znázorněno na obr. 25. Také vrcholové normální namáhání nastává u zadní hrany v případě 3, Zobrazeno vObr. 20, zatímco v případě 4 (obr. 26) je dosaženo špičkového normálního napětí na přední hraně. Mechanické a tepelné působení způsobí, že růst kráteru se rozvíjí rychleji v horním směru (tj. Na zadní hraně) vpřípad 3, ale v dolním směru (tj. na přední hraně) v případě 4. Nakonec je třeba zdůraznit, že normální napětí na náběžné hraně je také vysoké v případě 3 (obr. 20), což znamená, že kráter také porostev podstatě ve spodním směru, i když rychlost růstu může být menší než rychlost na zadní hraně.

  Závěry

  Komplexně spojený termomechanický model konečných prvků je vyvinut pro simulaci ortogonálního řezání kovem s důrazem na efekty geometrických změn čelní plochy nástroje. Na základě výsledků simulace az předložených analýz lze vyvodit následující závěry:

  Tento model může dobře popsat hlavní rysy ortogonálního řezání kovem. V případě plochého nástroje jsou simulované řezné a posuvové síly v souladu s experimentálně získanými daty [15], které ověřujísoučasný model.

  Přítomnost kráteru na čelním panelu nástroje má znatelný vliv na proces řezání.

  Při řezání nástrojů s krátery, které jsou v daném typu odlišné, ale používají se v hloubce, vykazují v reprezentativních výsledcích výrazný nesoulad.

  Srovnání případů 3 a 4 ukazuje, že velikost kráteru má výrazný vliv na řezací proces, zejména na rozložení kontaktních napětí mezi nástrojem a čipy a tvorbu čipů. Čím větší je velikost kráteruvětší výsledný poloměr křivky.

Komentáře

 0 / 5

 0  

Podpěra, podpora

Get A Quote

Domov

autorská práva2021 Nanjing Harsle Machine Tool Co. Ltd. Všechna práva vyhrazena.