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Finite-Elemente-Simulation des orthogonalen Zerspanungsprozesses zum qualitativen Verständnis der Auswirkungen des Kraterverschleißes auf den Spanbildungsprozess

Anzahl Durchsuchen:27     Autor:Site Editor     veröffentlichen Zeit: 2018-08-29      Herkunft:Powered erkundigen

  Einführung

  Das spanabhebende Schneiden als wichtiges Herstellungsverfahren, das unerwünschte Materialien von einem Werkstück entfernt, wurde eingehend untersucht. Metallschneiden ist gekoppelt mit irreversiblen Verformungen und Wärmeübertragungthermomechanischer Prozess. Aufgrund großer Verformungen, hoher Verformungsraten, erheblicher Temperaturanstiege, übermäßiger Reibung und komplizierter Belastungsbedingungen, die bei einem Metallschneidprozess auftreten, sind genaue Analysemodelle sehr wichtigschwer zu entwickeln. Die meisten vorhandenen Modelle sind beschreibend und nicht prädiktiv. Daher können sie nicht direkt zur Bestimmung der optimalen Schnittbedingungen in der Konstruktionsphase angewendet werden. Auf der anderen Seite stehen experimentelle MethodenInhärent konfigurationsspezifisch und für die Modellierung komplexer Bearbeitungsprozesse tendenziell sehr teuer. Daher werden Modelle, die auf detaillierten numerischen Simulationen basieren, für die Entwicklung prädiktiver Theorien von Metall von entscheidender BedeutungSchneiden.

  Die Finite-Elemente-Methode (FEM) ist seit 1973 das am häufigsten verwendete numerische Werkzeug in Zerspanungssimulationen. Damals wurde die Methode erstmals auf Modellierungsprozesse von Klamecki angewendet [1]. Die Verwendung der FEM in einem MetallDie Schneideanalyse ermöglicht es, die reale konstituierende Beziehung des Metalls (Werkstücks) einzubeziehen, die Wechselwirkung zwischen Span und Schneidwerkzeug genau zu modellieren und die Randeffekte der freien Spanfläche zu berücksichtigen[2]. Noch wichtiger ist, dass die FEM als Vollfeldtechnik die Bestimmung von Spannungs-, Dehnungs- und Temperaturfeldern im Werkstück sowie der globalen Parameter (einschließlich Schnittkraft, Vorschubkraft und Spangeometrie) ermöglicht. Dasdetaillierte informationen zu spannungs- und temperaturverteilungen sind entscheidend für die Vorhersage optimaler schnittbedingungen. Infolgedessen wurde eine Vielzahl von Forschungen zu Zerspanungssimulationen unter Verwendung verschiedener Finite-Elemente-Modelle (FE-Modelle) durchgeführt.die meisten wurden in [3-5] überprüft.

  Das spanabhebende Schneiden als Materialentfernungsprozess beinhaltet typischerweise große Verformungen und sehr hohe Dehnungsraten. Der im Schneidprozess erzeugte Span steht in einem Bereich mit hohem Druck in Kontakt mit der Werkzeugspanfläche, wodurch ein Anhaften verursacht wirdReibung, die sich in Gleitreibung weiter auf der Werkzeugfläche umwandelt. Große plastische Verformungen und intensive Reibungen beim Metallschneiden erzeugen eine enorme Menge an thermischer Energie, was zu einer erheblichen Erhöhung der Energie führtTemperatur. Daher sollte der Schneidprozess als gekoppelter thermomechanischer Prozess behandelt werden. In letzter Zeit wurden Forschungsanstrengungen in dieser Richtung unternommen. Zum Beispiel ein thermomechanisches ebenes Dehnungselement fürDie Modellierung des orthogonalen Schneidens mit kontinuierlicher Spanbildung wurde von Lei et al. [6], wobei Reibungskräfte an der Schnittstelle zwischen Werkzeug und Chip vernachlässigt wurden und ein gleichmäßiger Wärmefluss angenommen wurde, der direkt auf den Chip einwirktdurch Reibung erzeugte Wärmeübertragung. Liu und Guo [7] berichteten über ein thermoelastisch-viskoplastisches FE-Modell, das entwickelt wurde, um die Auswirkungen von Werkzeug-Span-Reibung und sequentiellen Schnitten auf Restspannungen in bearbeiteten Schichten zu untersuchen. Die TemperaturDer Anstieg des Werkstücks wurde in seiner Analyse anhand der durch plastische Verformungen erzeugten Wärme geschätzt, wobei die durch Reibung erzeugte Arbeit vernachlässigt und die adiabatischen Bedingungen angenommen wurden. Shet und Deng [8] lieferten eine FE-Analyse derorthogonales Zerspanungsverfahren basierend auf einem modifizierten Coulomb-Reibungsgesetz und einem stressbasierten Spanabscheidungskriterium. In ihrer Studie wurde angenommen, dass adiabatische Erwärmungsbedingungen den lokalen Temperaturanstieg in den beiden Scheren bestimmenZonen, die durch plastische Verformungen und Reibungsarbeit verursacht werden. Da innerhalb des Werkstücks, des Chips und des Schneidwerkzeugs und zwischen dem Chip und dem Werkzeug stets Wärmeleitung stattfindet, ist die adiabatische Erwärmung nur eineeine Annäherung, die zu unzulässigen Ergebnissen führen kann, insbesondere wenn mit niedriger oder mittlerer Schnittgeschwindigkeit gearbeitet wird [9]. Daher gibt es immer noch verbesserte FE-Modelle, die die thermomechanische Kopplung in einem Zerspanungsprozess vollständig darstellen könnenbrauchen.

  Frühere Forscher haben beim Verschleiß des Werkzeugs beim orthogonalen Zerspanungsprozess zwei Verschleißbildungsmechanismen identifiziert: Kraterverschleiß und Flankenverschleiß. Die Auswirkungen von Werkzeuggeometrieänderungen durch die FlankeDer Verschleiß des Schneidprozesses wurde ausführlich untersucht [10-12], mit besonderem Interesse an der Berechnung der Eigenspannung, die die Spanabscheidung vom Werkstück beschreibt. Die Wechselwirkung zwischen Chip und Werkzeug wird als gleitendes Kleben betrachtetwird durch das Coulomb-Gesetz vertreten. Die Wärmeleitungsgleichung wird gelöst, um das Temperaturfeld zu bestimmen, das durch Erwärmung aufgrund von plastischen Verformungen und Reibungen verursacht wird. Der Mehrzweck-Finite-Elemente-Code ABAQUS [16] wird dies tundienen als Rechenwerkzeug im vorliegenden Modell. Die Spannungs- und Temperaturfelder werden gleichzeitig mit ABAQUS bestimmt. Die Machbarkeit dieses Codes für Zerspanungssimulationen wurde erfolgreich in demonstriertfrühere Studien [6-8]. Ein Teil der vorhersagenden Ergebnisse des aktuellen Modells wird mit den experimentellen Daten in [14,15] verglichen.

  Überlegungen zur Modellierung

  Annahmen

  Bei dieser Untersuchung werden drei Hauptannahmen getroffen. Zunächst wird der ebene Dehnungszustand angenommen, wie dies in fast allen früheren Studien der Fall war. Da die Schnittbreite viel größer ist als die nicht verformte Spandicke, gilt diese Annahmegerechtfertigt. Zweitens wird angesichts des großen Elastizitätsmoduls des Werkzeugmaterials relativ zu dem des Werkstücks das Schneidwerkzeug als vollkommen starr angesehen. Dies ist eine annehmbare Näherung als elastische Auslenkungen des SchnittesWerkzeug sind im Vergleich zu großen plastischen Verformungen des Werkstücks unbedeutend. Schließlich wird das Schneidwerkzeug als perfekt scharf angesehen, um die Simulation zu erleichtern.

  Konstitutive Beziehung

Ölhärtender Werkzeugstahl O1 wird in dieser Studie berücksichtigt. Die von Mises äquivalente Beanspruchung dieses Materials σ kann durch das Modell von Johnson-Cook als [15] dargestellt werden.ses Für den Einfluss der Kraterabnutzung wurden jedoch nur sehr wenige Studien berichtet, obwohl dieser Umformmechanismusism ist ebenso wichtig. Komvopoulos und Erpenbeck [13]untersuchten die kombinierten Auswirkungen von Kraterabnutzung und Aufbauschneide (BUE) anhand eines FE-Modells und eines isothermen Staubsaugersnung. Um die Auswirkungen von Werkzeuggeometrieänderungen durch Kraterverschleiß auf die Schnittparameter besser zu verstehen, sollte ein thermomechanisches Modell unter Berücksichtigung gekoppelter thermischer und mechanischer Reaktionen verwendet werden, da Werkzeugverschleiß auftrittist stark mit dem Temperaturanstieg während des Bearbeitungsprozesses verbunden.

  Das Ziel dieser Arbeit ist die Entwicklung eines vollständig gekoppelten thermomechanischen Finite-Elemente-Modells zur Simulation des orthogonalen Schneidprozesses mit besonderem Schwerpunkt auf den Auswirkungen der Kraterabnutzung. Steady-State und ebene BelastungSchneidbedingungen werden berücksichtigt. Es wird die konstitutive Gleichung des ölhärtenden Werkzeugstahls O1 verwendet, dessen Formwurde zuvor mit dem Split Hopkinson Bar-Test bestimmt [14,15]. Ein kritisches Spannungskriterium wird verwendet, wenn A, B, C, m und n konstituierende Konstanten sind, ε die von Mises äquivalente plastische Dehnung, ε · das Äquivalentplastische Verformungsrate, · · 0 das Bezugsäquivalent plastische Verformungsrate, KT ein Faktor, der zur Einstellung der Spannung infolge thermischer Erweichungseffekte verwendet wird, T 丰 die homologe Temperatur, T die Werkstücktemperatur und Tmelt und T0 sind,jeweils die Materialschmelztemperatur und die Referenzumgebungstemperatur. Für den betrachteten O1-Stahl wurden diese Konstantenbestimmt durch Zheng und Sutherland [15] unter Verwendung des Split Hopkinson Bar-Tests zu A = 625,3 MPa, B = 650,0 MPa, n = 0,42, C = 0,011, & epsi; · 0 = 451 s & supmin; ¹, m = 1, T0 = 25 ° C und T schmelzen = 1500 ° C. Die Materialeigenschaften des Werkstücks inklDie Temperaturabhängigkeit ist gegebenenfalls in Tabelle 1 aufgeführt. (1) und (2) zusammen mit diesen Materialien

Finite-Elemente-Simulation (1)

Eigenschaften, werden in dieser Studie übernommen, um das konstitutive Verhalten des Stahls darzustellen.

  1Nitial Finite Element Mesh

  Das anfängliche Finite-Elemente-Netz ist in Fig. 1 gezeigt. Die Schnittbreite von 3,861 mm ist 76-mal so groß wie die Schnittiefe von 50,8 um, und daher wird der ebene Spannungszustand angenommen. Es werden fünf Elementschichten mit jeweils 10,16 µm Dicke verwendetum die voraussichtliche Chipbildung zu modellieren. Vier Lagen von Elementen, deren Höhen vom Boden des Werkstücks zur Schneidefläche gemäß einer Vorgaberegel abnehmen (d. H. Das Höhenverhältnis benachbarter Elemente beträgt 0,6), sindwird für das Werkstück unter der Schnittfläche verwendet. Um die Chipbildung zu erleichtern, wird ein Anfangschip angenommen, der durch fünf Elementschichten mit 20 Elementen in jeder Schicht modelliert wird. Es gibt insgesamt 640 ebene Dehnungselemente (bekannt)B. CPET4 in ABAQUS), die oparametrisch, mit vier Knoten und mit Temperaturverschiebung gekoppelt sind, und 791 Knoten, die in diesem Netz verwendet werden. Die Elemente im Potentialchip sind so ausgelegt, dass sie mit ihren Größen nach hinten geneigt sindhorizontale Richtung ist größer als in vertikaler Richtung. Diese Konfiguration, die ursprünglich von Stren-kowski und Carroll [17] vorgeschlagen wurde, kann die starke Verzerrung der Elemente aufgrund der starken Kompression (Scherung) ausgleichenDehnen und Reibungsgleiten, wodurch mögliche Abweichungen während numerischer Iterationen vermieden werden. Um die geeigneten Elementformen und -größen zu bestimmen, müssen Versuchs- und Fehlerläufe durchgeführt werden [18]. In dieser Studie wurden alle Elemente verwendetsimulieren, dass der mögliche Chip 50 µm lang ist und sein Orientierungswinkel 70 ° in Bezug auf die vertikale Richtung beträgt.

  Schneidwerkzeug und seine Abnutzung

  Bei praktischen Bearbeitungsvorgängen ist der Werkzeugverschleiß entlang der Werkzeugflächen ungleichmäßig. Dies erfordert die Festlegung von Ort und Grad des Verschleißes, wenn der zulässige Verschleißwert festgelegt werden soll. Die Kontur des höchstenBei der Bearbeitung von Stahl mit niedrigem Kohlenstoffgehalt befindet sich die Temperatur gewöhnlich in einem Abstand entlang der Spanfläche von der Schneidkante, was zu einem dieser Temperaturkontur entsprechenden Krater führt (19). Ein typischer EinzelpunktDas Werkzeug mit Kraterverschleiß ist in Fig. 2 dargestellt, in dem die Kratertiefe KT im Allgemeinen als Maß für die Höhe des Kraterverschleißes genommen wird [20]. Der abgebildete Krater ist Teil eines Kreises, wobei KB den vertikalen Abstand vom Zentrum von misstder Kreis bis zur Spitze des Schneidewerkzeugs. Bei einem Schneidevorgang mit Kraterabnutzung fließt die Wärme mit zunehmender Schneidzeit oder steigender Schneidgeschwindigkeit vom heißen Punkt zur Schneidkante [19]. Auf der anderen Seite kann der KraterBei der Bearbeitung von Materialien mit hoher Leitfähigkeit entstehen auch von der Schneide. Daher gibt es zwei Arten von möglichen Kraterabnutzungsmustern, bevor die zulässige Abnutzungsschwelle erreicht ist, d. H. Kraterabnutzung mit KB = KM / 2 und KB *KM / 2. In dieser Studie werden vier Fälle simuliert. Die geometrischen Parameter der Werkzeuge, die alle den gleichen Spanwinkel von 10 ° haben, sind in Tabelle 2 dargestellt.

  Wie in Fig. 3 gezeigt, ist das Werkstück an seiner unteren und rechten Oberfläche befestigt, und das Schneidwerkzeug kann sich horizontal bewegen, während es vertikal gehalten wird.

Finite-Elemente-Simulation (2) Finite-Elemente-Simulation (3)

Abb. 1. Anfangsnetz des Finite-Elemente-Modells. Abb. 2. Konfiguration der Werkzeugflächen.

  Die obere Oberfläche des Werkstücks und die Oberflächen des Chips, die der Luft ausgesetzt sind, gelten als adiabatisch, ebenso die oberen und linken Oberflächen des bearbeiteten Teils des Werkstücks, da die Wärmeübertragung zwischen ihnen und Luft unbedeutend istund kann daher vernachlässigt werden. Die rechten und unteren Oberflächen des Werkstücks bleiben auf der Ausgangstemperatur, da sie weit entfernt von den Deformationszonen liegen.

  Das Schneidwerkzeug, dessen Elastizitätsmodul wesentlich größer als das des Werkstücks ist, wird als starrer Körper modelliert. Da angenommen wurde, dass das Werkzeug perfekt scharf ist, muss nur ein Segment der Spanfläche durch eine Zwei definiert werdenKnoten starres Element. Die kinematischen Bedingungen und die Belastungen des Werkzeugs werden durch einen Referenzknoten vorgegeben, der an dem starren Werkzeug befestigt ist. Über diesen Referenzknoten wird dem Werkzeug mit der gewählten Zeit eine Schnittgeschwindigkeit zugewiesenIntervall und die entsprechende Werkzeugverschiebung in horizontaler Richtung. Vor dem Modellieren der Wechselwirkung zwischen Werkzeug und Chip und der Trennung von Spänen müssen zwei Oberflächenkontaktpaare definiert werden, d. H. Das Werkzeugpotential-Chippaar und dasWerkstückpotential-Chippaar. Die Anfangsbedingung für das letztere Paar ist, dass die zwei identischen Knoten entlang der voraussichtlichen Trennlinie vollständig verbunden sind. Eine weitere Anfangsbedingung in dieser Studie ist dieAnfangstemperatur 25 ° C, die für alle Elemente gelten soll.

  Im Gleitbereich wird ein konstanter Reibungskoeffizient & mgr; angenommen, während im Haftbereich die äquivalente Schubspannungsgrenze & tgr; max festgelegt wird. Die Reibungsspannung τfr an der Grenzfläche kann daher ausgedrückt werden alsDabei ist σs die normale Spannung entlang der Werkzeugspanfläche. Dieses Reibungsmodell basiert eindeutig auf dem Coulombschen Gesetz.

  Gl. (3) stellt den Gleitbereich dar, während Gl. (4) beschreibt den Haftbereich. Um ABAQUS zu nutzen, ist τmax = σ s / y'3in dieser Studie übernommen, wobei σ s die von Mises äquivalente Spannung in der sekundären Scherzone neben der Werkzeugfläche ist. Näherungsweise kann der gemittelte Reibungskoeffizient im Gleitbereich aus den gemessenen Werten berechnet werdenSchnitt- und Vorschubkräfte. τmax kann aus der Division der gemessenen Vorschubkraft (wenn der Spanwinkel 0 ° beträgt) durch den feststehenden Kontaktbereich auf der Spanfläche abgeschätzt werden [19]. In dieser Studie werden µ = 0,85 und τmax = 500 MPa erhaltenunter Verwendung experimenteller Daten gemäß [14].

  2.6. Auswirkungen der Temperatur

  Die irreversiblen plastischen Verformungen und Reibungen an der Schnittstelle zwischen Werkzeug und Chip erzeugen Wärme und führen zu einem Temperaturanstieg. Plastische Verformungen führen zuDabei ist qp der volumetrische Wärmefluß aufgrund plastischer Arbeit, ηp der Umwandlungsfaktor für plastische Arbeit und l ', E · pare der Cauchy-Spannungstensor bzw. der plastische Dehnungsgeschwindigkeits-Tensor.

  2,5. Reibung an der Werkzeug-Chip-Schnittstelle

  Die Wechselwirkung zwischen dem Schneidwerkzeug und dem Chip ist ein komplexes Kontaktproblem. Experimentelle Beobachtungen [21] haben gezeigt, dass es zwei verschiedene Bereiche auf der Spanfläche des Schneidwerkzeugs gibt, d. H. Haft- und Gleitbereiche.

Finite-Elemente-Simulation (4)

Abb. 3. Randbedingungen beim orthogonalen Metallschneiden (flaches Werkzeug).

  Dabei ist q · f der volumetrische Wärmefluß aufgrund von Reibarbeit, y · die Schlupfrate, ηf der Reibungsarbeits-Umwandlungsfaktor, ff der Anteil der in den Chip geleiteten thermischen Energie und τfr ist in der Nähe von Gl. (3). Bemerken, dassder größte Teil der plastischen Arbeit wird in Wärme umgewandelt, ηp wird mit 0,9 angenommen. Indem angenommen wird, dass die gesamte Reibungsarbeit in Wärme umgewandelt wird, wird ηf = 1,0 in dieser parametrischen Studie verwendet. Der Wert von ff wird von der Thermik bestimmtEigenschaften der Werkzeug- und Werkstückmaterialien sowie der Temperaturgradient nahe der Werkzeug-Chip-Grenzfläche. In dieser Studie wird ff = 0,5 (Durchschnitt) genommen. Ähnliche Werte wurden für diese Parameter in früheren Studien verwendetzu den gleichen Argumenten [6,22].

  Die Energiegleichung, die das Temperaturfeld definiert, istDabei ist q · = q · p + q · f die gesamte volumetrische Wärmeerzeugungsrate, ρ, k und cp die Dichte, die Wärmeleitfähigkeit und die spezifische Wärme des Werkstückmaterials, und 72 ist der Laplace-Operator. Es ist klar, dass die Gl. (1), (2)und (5) - (7) zeigen, dass die Spannungs- und Dehnungsfelder vollständig mit dem Temperaturfeld gekoppelt sind, was zu einem gekoppelten thermomechanischen Modell führt, wie zuvor erwähnt. Diese Gleichungen werden gleichzeitig mit ABAQUSto gelöstBestimmen Sie die Spannungs-, Dehnungs- und Temperaturfelder.

  2,7. Kriterium für die Trennung der Chips

  Es gibt zwei Hauptformeln der FE, d. H. Die Formulierungen von Lagrangian und Euler. In der Lagrange'schen Formel werden die Elemente, die den Analysebereich genau abdecken, an dem Material befestigt und zusammen mit dem Material verformtWerkstück. Auf der anderen Seite betrachtet die Euler-Formulierung die Elemente als räumlich fixiert und berechnet die Materialeigenschaften an festen räumlichen Orten, wenn das Material durch das Netz fließt.

  Während des Bearbeitungsprozesses trennt sich der anfänglich zum Werkstück gehörende Span von der bearbeiteten Oberfläche an der Werkzeugspitze. Um diesen Prozess unter Verwendung der Lagrangian FE-Formulierung zu modellieren, muss ein Kriterium für die Chiptrennung vorliegengegeben werden Verschiedene derartige Kriterien wurden in der Literatur beschrieben. Sie können in zwei Kategorien eingeteilt werden, d. H. Geometrisch und physikalisch [23]. Nach einem geometrischen Trennungskriterium wird der Chip getrennt, wenn dieDer Abstand zwischen der Werkzeugspitze und dem nächstgelegenen Knoten unmittelbar vor der Werkzeugspitze ist gleich oder kleiner als ein vorgegebener Wert. Der Nachteil der geometrischen Methode ist, dass sie keine physikalische Bedeutung hat. Die physikalischen Kriterien basieren auf demWerte ausgewählter physikalischer Größen wie Spannung, äquivalente plastische Dehnung oder Dehnungsenergiedichte im Element unmittelbar vor der Werkzeugspitze. Bei einem solchen physikalischen Kriterium wird ein Paar von übereinstimmenden Knoten, die vorgeschrieben sindWenn der Wert der angegebenen physikalischen Variablen im angegebenen Element größer als der ausgewählte Schwellenwert ist, wird angenommen, dass sie anfangs perfekt verbunden sind.

In dieser Studie wird ein kritisches Stresskriterium verwendet, eines der physikalischen Kriterien. Dieses Kriterium besagt, dass der Rissspitzenknoten entbindet, wenn die lokale äquivalente Spannung in einem bestimmten Abstand vor der Rissspitze auf der angenommenen Trennung liegtLinie erreicht einen kritischen Wert. Das kritische Spannungskriterium ist definiert als [16]

  Es ist bekannt, dass die Lagrange-Formulierung unter Verwendung eines Knotentrennungskriteriums gewisse Mängel aufweist [24]. Aufgrund der Einfachheit und der damit verbundenen geringeren Kosten ist diese Formulierung jedoch noch attraktiver als andereMethoden, einschließlich kontinuierlicher Remeshing-Techniken [25], der Euler-Formulierung und des willkürlichen Lagrangian-Euler-Ansatzes [24], zur Verwendung in parametrischen Studien mit mehreren Fällen. Daher verwendet die Lagrange-FormelDas oben erwähnte Kriterium der kritischen Beanspruchung (Knotentrennung) wird in die aktuelle Studie übernommen. Die Beliebtheit dieser Formulierung wird durch ihre umfangreiche Verwendung in zahlreichen Studien [8,26] und in wichtigen Computercodes (wie ABAQUS) belegt[16]).

  Ergebnisse und Diskussionen

  Die vier in Tabelle 2 aufgeführten Fälle werden simuliert. Sie lassen sich hinsichtlich der Geometrie der Werkzeugfläche in drei Typen einteilen: flache Fläche (Fall 1), kraterförmige Fläche mit KB = KM / 2 (Fall 2) und kraterförmige Fläche mit KB > KM / 2 (Fälle 3 und 4) . MehrHier wird mit KB > KM / 2 auf die Auswirkungen des Kraterverschleißes geachtet, da dieser Kraterverschleiß in der Praxis am häufigsten anzutreffen ist. Repräsentative Ergebnisse, die den Einfluss von Geometrie neu beleuchtenVariationen der Werkzeugspanfläche wie Kraterstandort, Krattentiefe und Kraterbreite beim orthogonalen Schneidvorgang werden in diesem Abschnitt dargestellt. Zu diesen Ergebnissen zählen insbesondere verformte Netze und Verteilungen der vonMises äquivalente plastische Dehnung, die von Mises äquivalente Spannung und Schnitttemperatur, das Kontaktspannungsprofil an der Werkzeug-Chip-Schnittstelle und die Schnittkräfte.

  Die Schnittgeschwindigkeit für alle vier Fälle ist auf eingestellt4,064 m / s. Als Vergleichsbasis wird zunächst der Fall mit flacher Fläche simuliert und die erzielten Schnittkräfte mit den in [15] berichteten experimentellen Daten verglichen und verifiziert. Danach treten die Kraterverschleißeffekte aufuntersucht, wobei alle anderen Bedingungen unverändert bleiben.

  Im Allgemeinen sollte sich das Schneidwerkzeug mindestens 20-mal so weit bewegen, dass die stationäre Spanbildung erreicht ist [18]. Folglich ist das Werkzeug für jeden Fall in dieser Studie mit bestandenunter den vorgeschriebenen Schnittbedingungen mindestens 2 mm in Richtung des Ziels. Um jede Simulation abzuschließen, werden etwa 2,5 Stunden CPU-Zeit einer Sun Workstation (Ultra SPARC-Iii 440 MHz) benötigt.wobei σ22 die normale Spannungskomponente in der 2 (vertikalen) Richtung am angegebenen Punkt ist, τ21 die Schubspannung in der 1 (horizontalen) Richtung am selben Punkt ist, und σf und τf jeweils die Ausfallnormalen und die Scherung sindSpannungen des Werkstückmaterials. Die anfänglich verbundenen Knoten trennen sich, wenn f = 1 if! If, wo! If die angegebene Toleranz ist. In der Regel sind Trial-and-Error-Simulationen erforderlich, um die Position zu bestimmen, an der die Spannungen bewertet werden.

Es ist zweckmäßig, die Rissspitze zu nehmen, da dieser Punkt und das Trennverhalten ziemlich zufriedenstellend ist.

  Fall mit einem flachen Werkzeug

  Das verformte Netz ist in 4 gezeigt. In dieser Figur und den nachfolgenden Figuren ist der Vergrößerungsfaktor auf 3,5 eingestellt, sofern nichts anderes angegeben ist. Es wird angemerkt, dass die anfänglich nach hinten geneigten Elemente grob senkrecht werdenan der Spanfläche nach Durchlaufen der primären Scherzone. Die Zunahme der Höhen und die Abnahme der Breiten der Elemente verursachen eine höhere Spanstärke als die Schnittiefe.

Finite-Elemente-Simulation (5)

Abb. 4. Verformtes Netz (Fall 1: flaches Werkzeug).

  Die unterste Schicht der Elemente erfährt eine Scherung in der Hauptzone, gleitet entlang der Spanfläche und neigt sich nach vorne, bevor sie sich von der Spanfläche abrollt. Die beiden obersten Elementschichten des bearbeiteten Teils bleiben geneigt, obwohlWerkzeug ist weit weggerückt. Dementsprechend werden nach der Bearbeitung Restspannungen und Spannungen im Werkstück erzeugt.

  Abb. 5 zeigt die Verteilung der von Mises äquivalenten plastischen Dehnung. Offensichtlich beginnt die plastische Verformung in der primären Scherzone an der unteren Grenze und nimmt zu, wenn sich das Material weiter in Richtung der oberen Grenze bewegtdieser Zone. Anstelle einer Scherebene, die durch die klassische orthogonale Schneidtheorie vorhergesagt wurde [27], erweitert sich die primäre Scherzone in diesem Fall, wenn sie sich von der Werkzeugspitze bis zur freien Oberfläche des Chips erstreckt. Der ScherwinkelExperimentell auf der Basis der klassischen Zerspanungstheorie erhalten wird 22 ° [15]. Diese Scherebene (mit dem Scherwinkel von 22 °) liegt offensichtlich innerhalb der primären Scherzone, deren Scherwinkel von 14 bis 23 ° variiert. Es istMan erkennt, dass es einen merklichen Dehnungsgradienten von unten nach oben auf dem Chip gibt, wobei der maximale Dehnungswert an der Unterseite vorhanden ist. Dies ist physikalisch sinnvoll, da die Elemente in der untersten Ebene die durchlaufen habenprimäre Scherzone und wirken durch Reibung mit der Spanfläche zusammen. Die Untersuchung von Fig. 5 zeigt auch, dass die Stärke der plastischen Restspannung auf und unter der bearbeiteten Oberfläche in der gleichen Größenordnung wie die auf der unteren liegtGrenze der primären Scherzone.

Die Verteilung der von Mises-Äquivalenzspannung ist in Fig. 6 gezeigt. Es wird angemerkt, dass die Peak-von-Mises-Spannungskontur den zentralen Bereich der primären Scherzone umfasst, wobei ihr Muster dem von Mises sehr ähnlich istäquivalente plastische Dehnung, wie in Fig. 5 gezeigt. Die äquivalente Spannung in der sekundären Scherzone ist aufgrund der Erweichungseffizienz von 5 niedriger als in der primären Scherzone

Finite-Elemente-Simulation (6)

Abb. 5. Konturen der von Mises äquivalenten plastischen Dehnung (Fall 1: flaches Werkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (7)

Abb. 6. Konturen der von Mises äquivalenten Spannung (Fall 1: flaches Werkzeug).

Schnitttemperatur. Es ist auch wichtig, das Auftreten von Restäquivalenzspannungen unter der bearbeiteten Oberfläche und auf der freien Oberfläche des Chips zu beachten (siehe Abb. 6).

Fig. 7 zeigt die Schnitttemperaturverteilung. Die Temperaturzunahme beginnt an der unteren Grenze der primären Scherzone und setzt sich im Chip fort, obwohl keine intensive plastische Verformung (Scherung) von der entfernt istScherzonen. Die Leitung ist für dieses Phänomen verantwortlich. Außerdem trägt die Wärme, die durch die Reibungswechselwirkung zwischen dem Werkzeug und dem Chip erzeugt wird, ebenfalls zum Temperaturanstieg bei. Daher tritt die höchste Temperatur mit aufdie Tool-Chip-Schnittstelle. Es ist erwähnenswert, dass es im Chip einen bemerkenswerten Temperaturgradienten gibt, der dem äquivalenten plastischen Dehnungsgradienten ähnlich ist, der in Fig. 5 dargestellt ist.

  Fig. 8 zeigt ein Profil der Normal- und Scherkontaktspannungen, die entlang der Spanfläche verteilt sind. Die Größe der Normalspannung, die komprimierend ist, ist in Fig. 8 dargestellt. Dies gilt für die nachfolgenden Figuren, die beschrieben werdenKontaktspannungsprofile. Die Oberflächenelemente werden in aufsteigender Reihenfolge von der Werkzeugspitze bis zum Ende der Kontaktlänge nummeriert, an dem der Chip beginnt, sich von der Werkzeugfläche weg zu winden. Es ist aus Fig. 8 ersichtlich, daß die normale Belastung auftritterreicht seinen höchsten Wert in der Nähe der Werkzeugspitze, sinkt im dritten Element stark ab, nimmt durch Element Nr. 4 allmählich ab. 22 und springt schließlich am Kontaktende abrupt ab. Das Stick-Sliding-Phänomen ist eindeutig auf dieScherspannungskurve: Der Wert der Scherspannung bleibt im Bereich nahe der Werkzeugspitze (d. h. dem Anhaftbereich) und proportional zu der Normalspannung im Rest der Kontaktzone (d. h. dem Gleitbereich). So einDas Profil stimmt qualitativ mit den experimentellen Beobachtungen von Usui und Takeyama überein [21].

  Fig. 9 zeigt einen Vergleich zwischen den simulierten und experimentell erhaltenen Schneidkräften. Die simulierte Schnittkraft (Fcs) und die Vorschubkraft (Fts) haben offensichtlich ihre stationären Werte erreicht, nachdem sich das Werkzeug um etwa 1,2 bewegt hatmm, das ist etwa 24-mal so groß wie die Schnittiefe. In [15] werden nur stationäre experimentelle Daten für die Schnittkraft (Fce) und die Vorschubkraft (Fte) bereitgestellt, die ebenfalls in Abb. 9 dargestellt sind. Die Welligkeit der Kraftwerteist

Finite-Elemente-Simulation (8)

Abb. 7. Konturen der Schnitttemperatur (Fall 1: flaches Werkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (9)

Abb. 8. Verteilungen von Kontaktspannungskomponenten an der Werkzeug-Chip-Schnittstelle (Fall 1: flaches Werkzeug).

zurückzuführen auf die Freigabe der Verbindungskraft der beiden anfänglich verbundenen Knoten beim Ablösen. Sowohl Fcs als auch Fts zeigen einen anfänglichen starken Anstieg. Dies ergibt sich aus dem anfänglichen Kontakt zwischen der Werkzeugfläche und dem anfangs angenommenen Chip. Siebeginnen allmählich zu steigen, wenn der neue Chip beginnt, sich zu bilden. Ein Vergleich der Schnitt- und Vorschubkräfte aus der Simulation und den Experimenten zeigt eine gute Übereinstimmung. Dadurch wird das aktuelle Finite-Elemente-Modell überprüftverwendet, um die anderen drei Fälle mit Kraterwerkzeugen zu simulieren, die in Tabelle 2 in den folgenden Abschnitten aufgeführt sind.

  Fall mit einem Kraterwerkzeug mit KM / 2

  Um die Auswirkung der ersten Art des Kraterverschleißes (Fall 2 in Tabelle 2) auf den Schneidvorgang aufzuzeigen, wird ein Kraterwerkzeug mit einem Krater, der an der Werkzeugspitze beginnt, anstelle des at-Werkzeugs zur Durchführung der Simulation verwendet. Die gleiche Menge vonrepräsentative Ergebnisse, wie in den Fign. 10-15 erhalten und mit den im vorhergehenden Abschnitt diskutierten verglichen.

  Wie in Fig. 10 gezeigt, hat das Vorhandensein eines Kraters eine merkliche Beeinflussung der Spanbildung. Die Vorderkante des Kraters erhöht tatsächlich den Spanwinkel des Werkzeugs und erleichtert so das Einströmen des Werkstücks nach innenMaterial in die Vertiefung und reduziert somit die Scherung, die das Material in der primären Scherzone erfährt. Eine geringere Spandicke als in Fig. 4 ergibt sich infolge der verringerten Scherung in der primären Scherzone. Die verformtMaterial passt sich eng an die Krateroberfläche an. Es wird beobachtet, dass die untere Elementschicht des Chips ihre Orientierung nicht ändert, bis sie sich der Hinterkante des Kraters nähert, was den Materialfluss nach oben und unten behindertverhindert, dass der Chip entlang der darauf folgenden flachen Spanfläche rutscht. Daher muss die nachlaufende Kraterkante eine sehr hohe Kompression aushalten, die ein Anhaften verursachen kann, und somit entsteht in der Nähe dieser Kante die sekundäre Scherzone. Diesekann durch Bezugnahme auf Fig. 11 bestätigt werden, wo die höchste von Mises äquivalente plastische Dehnungskontur neben der nachlaufenden Kraterkante beginnt und eine niedrigere Dehnungskontur im Material vorhanden ist, das mit dem unteren Teil des Bodens in Kontakt stehtKrater. Eine Untersuchung von Fig. 11 zeigt, dass die von Mises-äquivalente plastische Dehnung in der primären Scherzone geringer ist und die Tiefe der verbleibenden plastischen Dehnungszone unter der bearbeiteten Oberfläche im Vergleich zu derjenigen in der Tiefe geringer istFig. 5.

Finite-Elemente-Simulation (10)

Abb. 9. Schnittkräfte gegen Werkzeugverschiebung (Fall 1: flaches Werkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (11)

Abb. 10. Verformtes Netz (Fall 2: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (12)

Abb. 11. Konturen der von Mises äquivalenten plastischen Dehnung (Fall 2: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (13)

Abb. 12. Konturen der von Mises äquivalenten Spannung (Fall 2: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (14)

Abb. 13. Konturen der Schnitttemperatur (Fall 2: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (15)

Abb. 14. Verteilung von Kontaktspannungskomponenten auf der Werkzeug-Chip-Schnittstelle (Fall 2: Kraterwerkzeug).

  Fig. 12 zeigt die Konturen der von Mises-Äquivalenzspannung. Ein bemerkenswerter Unterschied besteht in der Verteilung der höchsten von Mises-Spannung beim Vergleich der Fig. 3 und Fig. 4. 6 und 12. Statt nur im zentralen Bereich des Primärteils zu wohnenScherzone in Fig. 6, die höchste von-Mises-Spannungskontur in Fig. 12 deckt einen größeren Bereich ab, der sich von fast der gesamten kraterberührenden Oberfläche bis zur freien Oberfläche des Chips erstreckt. Das erzwungene Einrollen des Chips am Nachlauf

Finite-Elemente-Simulation (16)

Abb. 15. Schnittkräfte gegen Werkzeugverschiebung (Fall 2: Kraterwerkzeug).

  Fig. 13 zeigt ein abgehobenes Zentrum der höchsten Schnitttemperaturkontur, von der ein herausragender Gradient ausgeht. Die Ortskurve dieses Zentrums entspricht der der nachlaufenden Kraterkante, da die plastischen und reibenden Kräfte mitwirkendasDie Krateroberfläche erreicht das Maximum in der sekundären Scherzone nahe der Hinterkante.

  Ein Profil der Kontaktspannungskomponenten an der Werkzeug-Chip-Schnittstelle, wie in gezeigt, gibt direkte Informationen über die mechanische Wechselwirkung zwischen dem Chipboden und der Krateroberfläche. Es gibt einen starken Rückgang des NormalwertsBelastung um die Vorderkante des Kraters (in der Nähe von Element 3), und dann nimmt die normale Belastung bis zum Nachlauf zuKante, wobei der Spannungswert etwa dreimal so groß ist wie der an der Vorderkante. Tatsächlich geht aus 14 klar hervor, dassDie Hinterkante spielt beim Tragen des Chips eine viel wichtigere Rolle als der verbleibende Teil des Kraters. Der Großteil des Chipbodens, der sich in Kontakt mit der Krateroberfläche befindet, bleibt unter dem Anhaftungszustand (d. H.mit konstanter Scherbeanspruchung). Die sehr starken mechanischen und thermischen Belastungen an der Hinterkante verschleißenDiese Kante beschleunigt das Wachstum des Kraters nach oben.

  Fig. 15 zeigt die Schnitt- (Fc) und Vorschubkräfte (Ft), die im Vergleich zu denen in Fig. 9 um etwa 100 N kleiner sind. Dies ist auf die signifikante Verringerung der Kontaktlänge zurückzuführen, dh eine Hälfte davon 1, obwohl der GipfelDie normale Spannung in 14 ist höher als die in 8.

  Fälle mit einem Kraterwerkzeug mit KB > KM / 2

  In diesem Abschnitt wird die Auswirkung der zweiten Art der Kraterabnutzung (Fälle 3 und 4 in Tabelle 2) auf den Zerspanungsprozess untersucht. Im Unterschied zum ersten Typ (Fall 2) befindet sich dieser Krater in einem Abstand vom Schnittd.h. der Krater bleibt zwischen zwei Segmenten der Werkzeugfläche.

  Daher ist der Spanwinkel in der Nähe der Werkzeugspitze derselbe wie der des flachen Werkzeugs (Fall 1). Zwei Fälle (d. H. Fälle 3 und 4) werden simuliert, um die Auswirkungen verschiedener Parameter eines Kraters zu untersuchen. Im Fall 3 die TiefeKT und die Breite 2 (KM-KB) des Kraters (siehe Abb. 2) sind kleiner als in Fall 4, während der Abstand von der Werkzeugspitze zur Kratervorderkante für beide Fälle als gleich angenommen wird. Auch KT ist für Fall 2 und identischFall 4 (siehe Tabelle 2). Repräsentative Ergebnisse sind in den Fig. 3 und Fig. 4 gezeigt. 16-21 für Fall 3 und in den Figen. Im Folgenden werden die Ergebnisse der Fälle 3 und 4 zuerst mit denen der Fälle 1 und 2 verglichen. Dann werden die Fälle 3 und 4 verglicheneinander zu zeigen, um ihre Unterschiede und Ähnlichkeiten zu veranschaulichen.

  Verglichen mit den in den Figen. In den Fig. 4 und 10 sind die verformten Maschen in den Figen. 16 und 22 zeigen, dass die mit einem Kraterwerkzeug des zweiten Typs gebildeten Späne dünner sind und Elemente in den unteren Schichten der Späne schwerer wirkenVerzerrungen und Umkehrung ihrer Orientierungen erst, wenn sie sich weit über die Kontaktzone hinausbewegt haben, und unterhalb der bearbeiteten Oberfläche tritt sehr wenig bleibende (plastische) Verformung auf. Das Vorhandensein des Kraters beschränkt den Kontakt zwischen dem Werkzeugund den Chip und verstärkt das Curling. Fig. Die 17 und 23 zeigen an, dass die Kontur der höchsten äquivalenten plastischen Dehnung in den Fällen 3 oder 4, die sich am Boden des Chips befinden, an der Werkzeugspitze beginnt, was derjenigen des Gehäuses ähnelt1 (Fig. 5), unterscheidet sich jedoch von dem Fall 2 (Fig. 11). Die Maximalwerte der äquivalenten plastischen Dehnung sind hier in den Fällen 3 und 4 höher als die in den Fällen 1 und 2, was zu stärkeren Verformungen der Sekundärscherung führtZonen in den beiden ersten Fällen. Die Restspannung unter der bearbeiteten Oberfläche ist kaum zu beobachten. Die Konturen der von Mises äquivalenten Spannung, wie in den Fig. 2 und 3 gezeigt. 18 und 24 zeigen eine Spannungsverteilung zwischen der einenDie Konturen mit der höchsten äquivalenten Spannung konzentrieren sich im zentralen Bereich der primären Scherzone, während die Konturen mit der zweithöchsten äquivalenten Spannung in einem größeren Bereich verteilt sind.entlang der

Finite-Elemente-Simulation (17)

Abb. 16. Verformtes Netz (Vergrößerungsfaktor: 6) (Fall 3: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (18)

Abb. 17. Konturen der von Mises äquivalenten plastischen Dehnung (Fall 3: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (19)

Abb. 18. Konturen der von Mises-Äquivalenzspannung (Fall 3: Kraterwerkzeug).

Primärscherzone und vom geraden Segment der Werkzeugfläche zur freien Spanfläche. Die Verteilung der Schneidetemperatur ist in den Fig. 3 und 4 gezeigt. 19 und 25. Für entweder Fall 3 oder 4 die Breite der Kontur mit der höchstenDie Temperatur ist viel kleiner als in Fall 1 (Fig. 7). Diese Kontur zentriert sich an der Vorderkante des Kraters für die Fälle 3 und 4, im Gegensatz zur Zentrierung an der Kraterhinterkante im Fall 2 (Abb. 13). Eine Untersuchung der Fign. 20und 26 zeigt, dass Diskontinuitäten in den Kontaktspannungsverteilungen bestehen. Dies wird durch den lokalisierten Konformitätsverlust zwischen dem Werkzeug verursacht

Finite-Elemente-Simulation (20)

Abb. 19. Konturen der Schnitttemperatur (Fall 3: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (21)

Abb. 20. Schnittkräfte gegen Werkzeugverschiebung (Fall 3: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (22)

Abb. 21. Verteilung von Kontaktspannungskomponenten auf der Werkzeug-Chip-Schnittstelle (Fall 3: Kraterwerkzeug).

Facetteundthechipduetothenon-Smoothnessat die Schnitte der Kraterkanten und der flachen Werkzeugsegmente. Im Vergleich zu Fall 2 (siehe Abb. 14) tritt die größere Spitzennormalspannung in Fall 4 (Abb. 26) an der Vorderkante des Kraters aufentsprechend dem Ort der höchsten Temperaturen. Anstelle des klaren Trends eines schnellen Wachstums des Kraters in Aufwärtsrichtung (d. H. An der Hinterkante) im Fall 2, ist hier im Fall 4 die Vorderkante am meisten verschleißanfällig.

  Sowohl die Schnitt- als auch die Vorschubkräfte in Fällen 3

Finite-Elemente-Simulation (23)

Abb. 22. Verformtes Netz (Vergrößerungsfaktor: 6) (Fall 4: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (24)

Abb. 23. Konturen der von Mises äquivalenten plastischen Dehnung (Fall 4: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (25)

Abb. 24. Konturen der von Mises-Äquivalenzspannung (Fall 4: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (26)

Abb. 25. Konturen der Schnitttemperatur (Fall 4: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (27)

Abb. 26. Schnittkräfte gegen Werkzeugverschiebung (Fall 4: Kraterwerkzeug).

Finite-Elemente-Simulation (28)

Abb. 27. Schnittkräfte gegen Werkzeugverschiebung (Fall 4: Kraterwerkzeug).

und 4, wie in den Figen. 21 und 27 sind kleiner als diejenigen in Fall 2 (15), da weniger Chip in engem Kontakt mit der Werkzeugfläche ist.

  Aus 16 (Fall 3) ist ersichtlich, dass der Chip gleitetüber dem Krater, ohne die Krateroberfläche aufgrund der geringen Größe des Kraters zu berühren. Die Situation ist offensichtlich anders, wenn Tiefe und Breite des Kraters zunehmen, wie in Abb. 22 (Fall 4) dargestellt. In Fall 4 dreht sich das Materialan der vorderen Ecke in den Krater und wird an der Hinterkante nach dem Gleiten entlang der gesamten Krateroberfläche gezwungen. Die allmähliche Neigung im oberen Teil des Kraters führt zu einer geringeren Krümmung als in Fall 3 (Abb. 16).

  Die Verteilungen der äquivalenten plastischen Dehnung sind für die Fälle 3 und 4 ziemlich ähnlich, wie in den Fig. 3 und 4 gezeigt. Die größte äquivalente plastische Dehnung in Fall 4 ist jedoch größer, da in diesem Fall der Chip eine umdrehen mussscharfe ecke vor dem betreten des kraters. Der geringfügige Unterschied zwischen den Verteilungen der von Mises-Äquivalenzspannung in den Fällen 3 und 4 (siehe 18 und 24) ist auf die Krümmungsradien der Chips zurückzuführen. Ein kleineres EisstockschießenDer Radius führt zu einer stärkeren Kompression in der oberen Ecke der primären Scherzone, wie in 18 (Fall 3) dargestellt. Es ist wichtig zu beachten, dass die höchste Temperaturkontur in Fall 3 einen Bereich von der Werkzeugspitze bis zum Bereich abdecktHinterkante des Kraters, wie in Fig. 19 gezeigt, während in Fall 4 die höchste Temperaturkontur an der Vorderkante zentriert ist, wie in Fig. 25 dargestellt. Auch tritt die Spitzennormalspannung an der Hinterkante im Fall 3 auf, wie z gezeigt inFig. 20, während im Fall 4 (Fig. 26) die Spitzenspannungsspannung an der Vorderflanke erreicht wird. Die mechanischen und thermischen Einwirkungen bewirken, dass sich das Wachstum des Kraters in der oberen Richtung (d. H. An der Hinterkante) schneller entwickeltFall 3, jedoch in der unteren Richtung (dh an der Vorderkante) in Fall 4. Abschließend sei darauf hingewiesen, dass die Normalspannung an der Vorderkante auch in Fall 3 (Fig. 20) hoch ist, was bedeutet, dass der Krater wird auch wachsenim wesentlichen in der unteren Richtung, obwohl die Wachstumsrate kleiner sein kann als an der Hinterkante.

  Schlussfolgerungen

  Ein vollständig gekoppeltes thermomechanisches Finite-Elemente-Modell wird entwickelt, um den orthogonalen Zerspanungsprozess zu simulieren, wobei die Auswirkungen der geometrischen Variationen der Spanfläche des Werkzeugs hervorgehoben werden. Basierend auf den Simulationsergebnissen undBei den vorgestellten Analysen können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden:

  Dieses Modell kann die Hauptmerkmale des orthogonalen Zerspanungsprozesses gut beschreiben. Im Falle eines flachen Werkzeugs stimmen die simulierten Schnitt- und Vorschubkräfte gut mit den experimentell erhaltenen Daten überein [15], was bestätigtdas vorliegende Modell.

  Das Vorhandensein eines Kraters auf der Werkzeugspanfläche hat erhebliche Auswirkungen auf den Schneidvorgang.

  Wenn Schneidwerkzeuge mit Kratern verwendet werden, die sich in der Art unterscheiden, jedoch in der Tiefe gleich sind, kommt es bei ihren repräsentativen Ergebnissen zu einer erheblichen Diskrepanz.

  Ein Vergleich der Fälle 3 und 4 zeigt, dass die Größe des Kraters einen entscheidenden Einfluss auf den Schneidvorgang hat, insbesondere auf die Verteilung der Werkzeug-Chip-Kontaktspannungen und die Spanbildung. Je größer der Krater, desto größer ist der Kratergrößer der resultierende Krümmungsradius.

Bemerkungen

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