Verständnis der Auswirkungen des Kraterverschleißes auf den Chipbildungsprozess

Einführung

Das Metallschnitt als wichtiger Herstellungsprozess, der unerwünschte Materialien aus einem Werkstück entfernt, wurde ausführlich untersucht. Da sowohl irreversible Deformationen als auch Wärmeübertragung begleitet werden, ist Metallschneidung ein gekoppeltThermomechanischer Prozess. Aufgrund großer Deformationen, hoher Dehnungsraten, erheblicher Temperaturanstieg, übermäßiger Rüschen und komplizierten Belastungsbedingungen, die an einem Metallabschnitt verbunden sind, sind genaue Analyseberechnungsmodelle sehrschwer zu entwickeln. Die meisten vorhandenen Modelle sind eher beschreibend als prädiktiv und können daher nicht direkt angewendet werden, um die optimalen Schnittbedingungen in der Entwurfsphase zu bestimmen. Andererseits sind experimentelle MethodenInhärent konfigurationsspezifisch und tendenziell sehr teuer für die Modellierung komplexer Bearbeitungsprozesse. Daher werden Modelle, die auf detaillierten numerischen Simulationen basierenSchneiden.

Die Finite -Elemente -Methode (FEM) ist seit 1973 das am häufigsten verwendete numerische Werkzeug in Metallschneidungssimulationen, als die Methode erstmals von Klamecki auf Modellbearbeitungsverfahren angewendet wurde [1]. Die Verwendung des FEM in einem MetallDurch Schneidenanalyse kann man die reale konstitutive Beziehung des Metalls (Werkstück) einbeziehen, die Wechselwirkung zwischen Chip und Schneidwerkzeug genau modellieren und die Randeffekte der freien Chipoberfläche berücksichtigen[2]. Noch wichtiger ist, dass die Fem als Vollfeld-Technik die Bestimmung von Spannungs-, Dehnungs- und Temperaturfeldern im Werkstück sowie die globalen Parameter (einschließlich Schneidkraft, Futterkraft und Chip-Geometrie) ermöglicht. DasDetaillierte Informationen zu Spannungs- und Temperaturverteilungen sind entscheidend für die Vorhersage optimaler Schneidbedingungen. Infolgedessen wurden viele Forschungen zu Metallschneidungssimulationen unter Verwendung verschiedener Finite -Elemente -Modelle (FE) durchgeführt.Die meisten davon wurden in [3-5] überprüft.

Metallschneidung als Materialentfernungsprozess beinhaltet typischerweise große Verformungen und sehr hohe Dehnungsraten. Der im Schneidprozess erzeugte Chip steht in Kontakt mit der Werkzeugharkenfläche in einer stark unter Druck stehenden Zone, was das Kleben verursachtReibung, die sich in das Werkzeuggesicht in die Reibung verwandeln wird. Große plastische Deformationen und intensive Reibungen, die am Metallschnitt beteiligt sindTemperatur. Daher sollte der Schnittprozess als gekoppelter thermomechanischer Prozess behandelt werden. In jüngster Zeit wurden Forschungsbemühungen entlang dieser Linie unternommen. Zum Beispiel ein thermomechanisches Ebene-Finite-Elemente-Modell für thermomechanische EbenenDas Modellieren von orthogonalem Schneiden mit kontinuierlicher Chip-Förderung wurde von Lei et al. [6], die die Reibungskräfte an der Werkzeug-Chip-Grenzfläche vernachlässigten und einen gleichmäßigen Wärmefluss direkt auf den Chip angelegt haben, um die zu berücksichtigenReibungsgenerierte Wärmeübertragung. Liu und Guo [7] berichteten über ein thermoelastisch-viskoplastisches FE-Modell, das entwickelt wurde, um die Auswirkungen von Tool-Chip-Reibung und sequentiellen Schnitten auf Restspannungen in bearbeiteten Schichten zu untersuchen. Die TemperaturDer Anstieg des Werkstücks wurde in ihrer Analyse unter Verwendung der durch plastischen Verformungen erzeugten Wärme geschätzt, wobei die reibungsgemäßere Arbeit vernachlässigt und die adiabatischen Bedingungen angenommen wurden. Shet und Deng [8] lieferten eine FE -Analyse derorthogonales Metallschnittprozess basierend auf einem modifizierten Coulomb-Reibungsgesetz und einem Stress-basierten Chip-Trennungskriterium. In ihrer Studie wurde angenommenZonen, die durch plastische Verformungen und Reibungsarbeiten verursacht werden. Da innerhalb des Werkstücks, des Chips und des Schneidwerkzeugs immer Wärme leitete, sowie zwischen dem Chip und dem Werkzeug ist die adiabatische Erwärmung nur einAnnäherung, die inakzeptable Ergebnisse hervorrufen kann, insbesondere wenn die Geschwindigkeit mit niedriger oder mittlerer Schnitte verwendet wird [9]. Daher sind verbesserte FE -Modelle, die die thermomechanische Kopplung in einem Metallschneidvorgang vollständig darstellen könnenbrauchen.

Im Umgang mit dem Werkzeugverschleiß, der im orthogonalen Metallschnittprozess auftritt, haben frühere Ermittler zwei Verschleißmechanismen identifiziert: Kraterverschleiß und Flankenverschleiß. Die Auswirkungen von Werkzeuggeometrieänderungen durch die FlankeDer Verschleiß des Schneidprozesses wurde ausführlich [10-12] untersucht, wobei ein besonderes Interesse an der Berechnung der Restspannung die Chip-Trennung vom Werkstück berechnet wurde. Die Chip-Tool-Interaktion wird als Schieberie-Stick und angesehenwird durch Coulombs Gesetz vertreten. Die Wärmeverbesserungsgleichung wird gelöst, um das durch Erwärmung durch Erwärmung durch plastische Verformungen und Reibungen verursachte Temperaturfeld zu bestimmen. Der allgemeine Finite-Elemente-Code ABAQUS [16] wirddienen als Computerwerkzeug im vorliegenden Modell. Die Spannungs- und Temperaturfelder werden gleichzeitig unter Verwendung von ABAQUS bestimmt. Die Machbarkeit dieses Codes für Metall -Schneid -Simulationen wurde erfolgreich nachgewiesen inFrühere Studien [6-8]. Ein Teil der im aktuellen Modell erhaltenen prädiktiven Ergebnisse wird mit den in [14, 15] angegebenen experimentellen Daten verglichen.

Modellierungsüberlegungen

Annahmen

In dieser Untersuchung werden drei wichtige Annahmen getroffen. Erstens wird der Ebenenstamm -Stammzustand angenommen, wie es in fast allen früheren Studien durchgeführt wurde. Da die Schneidbreite viel größer ist als die unverformte Chip -Dicke, ist diese Annahmegerechtfertigt. Zweitens wird das Schneidwerkzeug angesichts des großen elastischen Moduls des Werkzeugmaterials relativ zu dem des Werkstücks als vollkommen starr angesehen. Dies ist eine akzeptable Annäherung als elastische Ablenkungen des SchneidsDas Werkzeug ist im Vergleich zu großen plastischen Deformationen des Werkstücks unbedeutend. Schließlich wird das Schneidwerkzeug als perfekt scharf angesehen, um die Simulation zu erleichtern.

Konstitutive Beziehung

Ölhärtungswerkzeug Stahl O1 wird in dieser Studie berücksichtigt. Die von Mises entsprechende Spannung dieses Materials, σ, kann durch Johnson-Cook-Modell als [15] dargestellt werden.SES. Für den Einfluss des Kraterverschleißes wurden jedoch nur sehr wenige Studien berichtet, obwohl dieser FormungsmechanISM ist ebenso wichtig. Komvopoulos und Erpenbeck [13]Untersuchte die kombinierten Effekte von Kraterverschleiß und aufgebauter Kante (BUE) mit einem FE-Modell und einem isothermen Annahmention. Um die Auswirkungen von Werkzeuggeometrieänderungen besser zu verstehen, die durch Kraterverschleiß auf die Schneidparameter verursacht werden, sollte ein thermomechanisches Modell unter Berücksichtigung von gekoppelten thermischen und mechanischen Reaktionen angewendet werden, da Werkzeugverschleißist stark mit dem Temperaturanstieg während des Bearbeitungsprozesses verbunden.

Das Ziel dieses Papiers ist es, ein vollständig gekoppeltes thermomechanisches Finite -Elemente -Modell zur Simulation des orthogonalen Schneidprozesses mit besonderer Schwerpunkt auf die Auswirkungen des Kraterverschleißes zu entwickeln. Stationäre und ebene BelastungSchnittbedingungen werden berücksichtigt. Die konstitutive Gleichung des Ölhärtungswerkzeugs Stahl O1 wird verwendet, dessen Formwurde zuvor unter Verwendung des Split -Hopkinson -Balkentests [14,15] bestimmt. Ein kritisches Spannungskriterium wird verwendet, wenn a, b, c, m und n konstitutive Konstanten sind, ε der von Mises äquivalente plastische Dehnung · · äquivalentplastische Dehnungsrate, ε · 0 Die äquivalente plastische Dehnungsrate, kt ein Faktor, der zur Einstellung der Spannung aufgrund thermischer Erweichungseffekte verwendet wird, t 丰 Die homologe Temperatur, die Werkstücktemperatur und Tmelt und T0 sind.jeweils die materielle Schmelztemperatur und die Referenzumgebungstemperatur. Für den betrachteten O1 -Stahl waren diese Konstantenbestimmt von Zheng und Sutherland [15] unter Verwendung des Split-Hopkinson-Balken-Test = 25 ° C und tmelt = 1500 ° C. Die Werkstückseigenschaften, einschließlichgegebenenfalls die Temperaturabhängigkeit sind in Tabelle 1 aufgeführt. Gl. (1) und (2) zusammen mit diesem Material

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

1Nitial Finite -Element -Netz

Das anfängliche Finite -Elemente -Netz ist in Abb. 1 dargestellt. Fünf Schichten Elemente, 10,16 µm hoch in jeder Schicht, werden verwendetmodellieren die prospektive Chipbildung. Vier Schichten von Elementen, wobei ihre Höhen vom Boden des Werkstücks bis zur Schneidfläche gemäß einer Vorspannungsregel abnehmen (d. H. Das Höhenverhältnis benachbarter Elemente beträgt 0,6), sindWird für das Werkstück unter der Schneidfläche verwendet. Um die Chipbildung zu erleichtern, wird ein Anfangschip vermutet, der mit fünf Elementschichten mit 20 Elementen in jeder Schicht modelliert wird. Es gibt völlig 640 Ebenen der Ebene (bekanntals CPET4 in ABAQUS), das ist oparametrische, vier Knoten- und Temperaturverschiebung gekoppelt und 791 Knoten, die in diesem Netz verwendet werden. Die Elemente im potenziellen Chip sind so gestaltHorizontale Richtung ist größer als die in vertikaler Richtung. Diese Konfiguration, die zunächst von Stren-Kowski und Carroll [17] vorgeschlagen wurdeAnstrengend und reibungselles Gleiten, wodurch eine mögliche Divergenz während numerischer Iterationen vermieden wird. Versuchs- und Error-Läufe müssen durchgeführt werden, um die geeigneten Elementformen und -größen zu bestimmen [18]. In dieser Studie werden alle Elemente verwendetSimulieren der potentielle Chip sind 50 µm lang und ihr Ausrichtungswinkel beträgt 70 ° in Bezug auf die vertikale Richtung.

Schneidwerkzeug und Verschleiß

Bei praktischen Bearbeitungsvorgängen ist der Werkzeugkleidung entlang der Werkzeugflächen nicht gleichmäßig. Dies erfordert die Spezifikation der Lage und des Grades des Verschleißes, wenn der zulässige Verschleißwert entschieden werden soll. Die Kontur des höchstenDie Temperatur befindet sich bei der Bearbeitung von kohlenstoffarmen Stahl normalerweise in einer Entfernung entlang der Rechenfläche vom Schneide, was zu Verschleiß in Form eines Kraters führt, der dieser Temperaturkontur entspricht [19]. Ein typischer EinzelpunktDas Werkzeug mit Kraterverschleiß ist in Fig. 2 dargestellt, bei dem die Kratertiefe kt im Allgemeinen als Maß für die Menge an Kraterverschleiß genommen wird [20]. Der gezeigte Krater ist Teil eines Kreises, wobei KB den vertikalen Abstand von der Mitte von misstDer Kreis zur Spitze des Schneidwerkzeugs. Bei einem Schneidvorgang mit Kraterverschleiß fließt die Wärme vom Hot Spot in Richtung Schneide, wenn die Schnittzeit verstrichen oder die Schnittgeschwindigkeit steigt [19]. Andererseits kann der Krater MaiEntstehen Sie auch von der Schneide, wenn Sie Materialien mit hoher Leitfähigkeit bearbeiten. Daher sind zwei Arten möglichKm/2. In dieser Studie werden vier Fälle simuliert. Die geometrischen Parameter der Werkzeuge, die alle den gleichen Rechenwinkel 10 ° haben, sind in Tabelle 2 dargestellt.

Wie in Abb. 3 gezeigt, wird das Werkstück auf den unteren und rechten Oberflächen fixiert, und das Schneidwerkzeug kann sich horizonisch von links nach rechts bewegen, während sie vertikal zurückgehalten wird.

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

Außerdem werden die Oberfläche des Werkstücks und die Oberflächen des Luftlufts als adiabatisch angesehen.und kann daher vernachlässigt werden. Die rechten und unteren Oberflächen des Werkstücks bleiben bei der Anfangstemperatur, da sie sich weit weg von den Verformungszonen befinden.

Das Schneidwerkzeug mit seinem elastischen Modul ist wesentlich größer als das des Werkstücks, wird als starrer Körper modelliert. Da angenommen wurde, dass das Werkzeug vollkommen scharf ist, muss nur ein Segment des Rake -Gesichts von einem zwei definiert werdenKnoten starres Element. Die kinematischen Einschränkungen und die Lasten des Werkzeugs werden durch einen Referenzknoten vorgeschrieben, der dem starren Werkzeug angeschlossen ist. Das Werkzeug wird über diesen Referenzknoten mit der ausgewählten Zeit eine Schnittgeschwindigkeit zugeordnetIntervall und die entsprechende Werkzeugverschiebung in horizontaler Richtung. Vor der Modellierung der Werkzeug-Chip-Wechselwirkung und der Chip-Trennung müssen zwei Oberflächenkontaktpaare definiert werden, d. H. Das Werkzeugpotential-Chippaar und das PaarWerkstück-Potential-Chippaar. Die Anfangsbedingung für das letztere Paar ist, dass die beiden identischen Knoten entlang der prospektiven Teilungslinie vollständig gebunden sind. Eine weitere Ausgangsbedingung in dieser Studie ist dieAnfangstemperatur, 25 ° C, für alle Elemente auferlegt werden.

Im Gleitbereich wird ein konstanter Reibungskoeffizient µ angenommen, während im Stickbereich die äquivalente Scherspannungsgrenze τmax auferlegt wird. Die Reibungsspannung τFR an der Grenzfläche kann daher als ausgedrückt werdenwobei σs die normale Spannung entlang der Werkzeugharkenfläche ist. Dieses Reibungsmodell basiert eindeutig auf Coulombs Gesetz.

Gl. (3) repräsentiert den Gleitbereich, während Gl. (4) beschreibt den Sticking -Bereich. Um Abaqus zu verwenden, ist τmax = σ s/y'3In dieser Studie übernommen, wobei σ s die von Mises entsprechende Spannung in der sekundären Scherzone neben dem Werkzeugfeld ist. Als Annäherung kann der gemittelte Reibungskoeffizient im Gleitbereich aus gemessenen Berechnung berechnet werdenKräfte schneiden und ernähren. τmax kann aus der Teilung der gemessenen Vorschubkraft (wenn der Rechenwinkel 0 °) durch die beschlagnahmte Kontaktfläche auf der Rechenfläche geschätzt werden [19]. In dieser Studie werden µ = 0,85 und τmax = 500 MPa erhaltenVerwendung experimenteller Daten in [14].

2.6. Auswirkungen der Temperatur

Die irreversiblen plastischen Verformungen und Reibungen an der Grenzfläche zum Werkzeugchip erzeugen Wärme und führen zu Temperaturanstieg. Plastische Verformungen führen zuwobei q · p der volumetrische Wärmefluss aufgrund von plastischen Arbeiten ist, ηp den plastischen Arbeitsumwandlungsfaktor bzw. L ', E · Pare, den Cauchy -Spannungs -Tensor und den Tensor der plastischen Dehnungsrate.

2.5. Reibung auf der Werkzeug-Chip-Schnittstelle

Die Wechselwirkung zwischen dem Schneidwerkzeug und dem Chip ist ein komplexes Kontaktproblem. Experimentelle Beobachtungen [21] haben gezeigt, dass es zwei unterschiedliche Regionen auf der Rake -Gesicht des Schneidwerkzeugs gibt, d. H. Reich- und Gleitregionen.

Abb. 3. Randbedingungen im orthogonalen Metallschnitt (flaches Werkzeug).

wobei q · f der volumetrische Wärmefluss aufgrund von Reibungsarbeiten ist, y · die Schlupfrate, ηf der Reibungsarbeitsumwandlungsfaktor, ff den Anteil der in den Chip durchgeführten thermischen Energie und τfr in der Nähe von Gl. (3). Bemerken, dassDer größte Teil der plastischen Arbeit umwandelt sich in Wärme, ηp wird 0,9 betragen. Durch die Annahme, dass alle Reibungsarbeiten in Wärme umgewandelt werden, werden in dieser parametrischen Studie ηf = 1,0 verwendet. Der Wert von FF wird durch die Wärme bestimmtEigenschaften des Werkzeug- und Werkstücksmaterialiens sowie des Temperaturgradienten in der Nähe der Werkzeug-Chip-Schnittstelle. In dieser Studie wird FF = 0,5 (der Durchschnitt) genommen. Ähnliche Werte wurden für diese Parameter in früheren Studien verwendetüber die gleichen Argumente [6,22].

Die Energiegleichung, die das Temperaturfeld definiertwobei q · = q · p + q · f die gesamte volumetrische Wärmeerzeugungsrate ist, sind ρ, k und cp die Dichte, die thermische Leitung und die spezifische Wärme des Werkstücksmaterials, und 72 ist der Laplace-Operator. Klar, Gl. (1), (2)und (5)- (7) zeigen, dass die Spannungs- und Dehnungsfelder vollständig mit dem Temperaturfeld gekoppelt sind, was zu einem gekoppelten thermisch-mechanischen Modell führt, wie bereits erwähnt. Diese Gleichungen werden gleichzeitig mit Abaqusto gelöstBestimmen Sie die Felder Spannung, Dehnung und Temperatur.

2.7. Chip -Trennungskriterium

Es gibt zwei Hauptfe -Formulierungen, d. H. Die Lagrange- und die eulerischen Formulierungen. In der Lagrange-Formel werden die Elemente, die den Analysebereich genau bedecken, an das Material gebunden und zusammen mit dem deformiertWerkstück. Andererseits betrachtet die eulerische Formulierung die Elemente, die im Raum festgelegt sind, und berechnet die Materialeigenschaften an festen räumlichen Stellen, an denen sich das Mütent über das Netz fließt.

Im Bearbeitungsprozess trennt sich der Chip, der zunächst Teil des Werkstücks ist, von der bearbeiteten Oberfläche an der Werkzeugspitze. Um diesen Prozess mit der Lagrange -Fe -Formulierung zu modellieren, muss ein Kriterium für die Chip -Trennung regelmäßiggegeben werden. In der Literatur wurden verschiedene solche Kriterien gemeldet. Sie können als zwei Typen eingestuft werden, d. H. Geo-metrisch und physisch [23]. Nach einem geometrischen Trennungskriterium wird der Chip getrennt, wenn derDer Abstand zwischen der Werkzeugspitze und dem nächsten Knoten direkt vor der Werkzeugspitze ist gleich oder weniger als einem bestimmten Wert. Der Nachteil der geometrischen Methode ist, dass sie keine physische Bedeutung hat. Die physikalischen Kriterien basieren auf demWerte ausgewählter physikalischer Variablen wie Spannung, gleichwertiger plastischer Dehnungsdichte oder Dehnungssenergiedichte im Element unmittelbar vor der Werkzeugspitze. In einem solchen physikalischen Kriterium ein Paar zufälliger Knoten, die verschrieben werdenEs wird angenommen, dass sich anfänglich perfekt gebunden ist, wenn sich der Wert der angegebenen physikalischen Variablen im angegebenen Element größer als der ausgewählte Schwellenwert ist.

In dieser Studie wird ein kritisches Stresskriterium, eines der physikalischen Kriterien, verwendet. Dieses Kriterium besagt, dass der Crack-Tip-Knoten debonds debattiertLinie erreicht einen kritischen Wert. Das kritische Stresskriterium ist definiert als [16]

Es ist bekannt, dass die Lagrange -Formulierung unter Verwendung eines Knoten -Trennungskriteriums bestimmte Mängel aufweist [24]. Die Einfachheit und die damit verbundenen niedrigeren Rechenkosten machen diese Formulierung jedoch immer noch attraktiver als andereMethoden, einschließlich kontinuierlicher Remeshing-Techniken [25], der eulerischen Formulierung und des willkürlichen Lagrange-Euler-Ansatzes [24] für die Verwendung in parametrischen Studien, an denen mehrere Fälle beteiligt sind. Daher die Lagrange-Formel verwendetDas oben erwähnte kritische Spannungskriterium (Knoten -Trennung) wird in der aktuellen Studie übernommen. Die Popularität dieser Formulierung wird durch ihre umfassende Verwendung in zahlreichen Studien [8, 26] und in wichtigen Computercodes (wie Abaqus[16]).

Ergebnisse und Diskussionen

Die vier in Tabelle 2 aufgeführten Fälle sind simuliert. Sie können als drei Typen in Bezug auf die Werkzeuggesichtsgeometrie eingestuft werden: flache Gesicht (Fall 1), kraterter Gesicht mit KB = km/2 (Fall 2) und kraterter Gesicht mit KB ＞ km/2 (Fälle 3 und 4) . MehrAuf die Auswirkungen der Kraterkleidung mit KB ＞ km/2 wird hier aufmerksam gemacht, da diese Art von Kraterverschleiß in der Praxis am häufigsten begegnet ist. Repräsentative Ergebnisse, die neue Beleuchtung auf den Einfluss des geometrischen Einflusses werfen könnenIn diesem Abschnitt werden Variationen des Tool-Rake-Gesichts wie Kraterstandort, Kratertiefe und Kraterbreite auf dem orthogonalen Schnittprozess vorgesehen. Insbesondere umfassen diese Ergebnisse deformierte Maschen, Verteilungen des von von vonMISES äquivalente plastische Dehnung, von Mises äquivalente Spannung und Schnitttemperatur, Kontaktspannungsprofil an der Grenzfläche zum Werkzeugchip und Schneidkräfte.

Die Schnittgeschwindigkeit für alle vier Fälle ist so eingestellt4.064 m/s. Als Referenzbasis des Vergleichs wird der flache Face -Fall zuerst simuliert und die erhaltenen Schneidkräfte werden mit den in [15] angegebenen experimentellen Daten verglichen und verifiziert. Anschließend sind die Kraterverschleißeffekteuntersucht mit allen anderen Bedingungen unverändert.

Im Allgemeinen sollte sich das Schneidwerkzeug für eine Entfernung mindestens das 20-fache der Schnitttiefe fortsetzen, um sicherzustellen, dass die stationäre Chip-Formation erreicht wurde [18]. Infolgedessen ist das Tool für jeden Fall in dieser Studie vergangenmindestens 2 mm unter den vorgeschriebenen Schneidbedingungen in Richtung seines Ziels. Um jede Simulation zu vervollständigen, ist etwa 2,5 h CPU-Zeit einer Sonnenaufgabe (Ultra SPARC-III 440 MHz) erforderlich.wobei σ22 die normale Spannungskomponente in der 2 (vertikalen) Richtung an dem angegebenen Punkt ist, τ21 Die Scherspannung in 1 (horizontaler) Richtung am gleichen Punkt, und σf und τf sind das Versagen normal und scherendBelastungen des Werkstücksmaterials. Die anfänglich gebundenen Knoten trennen sich, wenn f = 1 士! Wenn, wo! Wenn die gegebene Toleranz ist. Versuchs- und Errorsimulationen werden im Allgemeinen benötigt, um die Position zu bestimmen, an der die Spannungen bewertet werden.

Es ist zweckmäßig, die Rissspitze zu nehmen, da sich dieser Punkt und das Trennverhalten als einigermaßen zufriedenstellend erweist.

Gehäuse mit einem flachen Werkzeug

Das deformierte Netz ist in Abb. 4 dargestellt. In dieser Abbildung und den nachfolgenden Abbildungen wird der Vergrößerungsfaktor auf 3,5 eingestellt, sofern nicht anders angegeben. Es wird angemerkt, dass die anfänglich rückständigen Elemente ungefähr senkrecht werdenzum Rake -Gesicht nach dem Durchlaufen der primären Scherzone. Die Erhöhung der Höhen und die Abnahme der Breiten der Elemente verursachen eine höhere Chip -Dicke als die Schnitttiefe.

Abb. 4. Deformiertes Netz (Fall 1: Flaches Werkzeug).

Die untere Schicht der Elemente erfährt das Scheren in der Primärzone, rutscht entlang der Rake -Gesicht und neigt sich nach vorne, bevor sie vom Rake -Gesicht abrollt. Die beiden oberen Elementschichten des bearbeiteten Teils bleiben geneigt, obwohl dieTool hat sich weit weg bewegt. Dementsprechend werden Reststämme und Belastungen nach der Bearbeitung im Werkstück erzeugt.

Fig. 5 zeigt die Verteilung der von Misesäquellen plastischen Dehnung an. Anscheinend beginnt die plastische Verformung in der Primärscherzone an ihrer unteren Grenze und nimmt zu, wenn sich das Material immer wieder in Richtung der oberen Grenze bewegtdieser Zone. Anstelle einer Scherebene, die von der klassischen orthogonalen Schnitttheorie [27] vorhergesagt wird, erweitert sich die primäre Scherzone für diesen Fall, wenn sie sich von der Werkzeugspitze bis zur freien Oberfläche des Chips erstreckt. Der Scherwinkelexperimentell auf der Grundlage der klassischen Metallschneidetheorie 22 ° erhalten [15]. Offensichtlich befindet sich diese Scherebene (mit dem Scherwinkel von 22 °) innerhalb der Primärscherzone, deren Scherwinkel von 14 bis 23 ° variiert. es istEs wurde gesehen, dass es einen spürbaren Dehnungsgradienten von unten bis zur Oberseite des Chips gibt, wobei der maximale Dehnungswert unten vorhanden ist. Dies ist physikalisch vernünftig, da die Elemente in der unteren Schicht durch die geleitet sindPrimärscherzone und interagieren durch Reibung mit dem Rechengesicht. Die Inspektion von Fig. 5 zeigt auch, dass sich die Anerkennung der verbleibenden plastischen Belastung auf und unter der bearbeiteten Oberfläche in der gleichen Reihenfolge wie die unter dem unteren befindetGrenze der primären Scherzone.

Die Verteilung der von Misesäquivalente Spannung ist in Abb. 6 dargestellt. Es wird angemerkt, dass die Spannungs -Spannungskontur von Mises von Mises den zentralen Bereich der Primärscherzone umfasst, wobei sein Muster dem der von Mises sehr ähnlich istDie in Abb. 5 gezeigte äquivalente plastische Dehnung

Abb. 5. Konturen des von Mises entsprechenden plastischen Dehnung (Fall 1: Flaches Werkzeug).

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

Schnitttemperatur. Es ist auch wichtig, das Erscheinungsbild einer verbleibenden äquivalenten Spannung unterhalb der bearbeiteten Oberfläche und auf der freien Oberfläche des Chips zu bemerken (siehe Abb. 6).

Abb. 7 zeigt die Schneidemperaturverteilung. Die Temperaturerhöhung beginnt an der unteren Grenze der Primärscherzone und setzt sich im Chip fortScherzonen. Die Leitung macht dieses Phänomen aus. Darüber hinaus trägt die durch die Reibungswechselwirkung zwischen Werkzeug und Chip erzeugte Wärme auch zum Temperaturanstieg bei. Daher tritt die höchste Temperatur entlang aufDie Werkzeug-Chip-Schnittstelle. Es ist erwähnenswert, dass es im Chip einen bedeutenden Temperaturgradienten gibt, ähnlich dem in Abb. 5 gezeigten äquivalenten plastischen Dehnungsgradienten.

Abb. 8 zeigt ein Profil der normalen und scherenden Kontaktspannungen, die entlang der Rechenfläche verteilt sind. Die Größe der normalen Spannung, die komprimiert ist, ist in Abb. 8 dargestellt. Dies gilt für die nachfolgenden Zahlen, die beschreibenKontaktstressprofile. Die Oberflächenelemente sind in einer aufsteigenden Reihenfolge von der Werkzeugspitze bis zum Ende der Kontaktlänge nummeriert, bei der sich der Chip vom Werkzeugfeld wegrollt. Aus Fig. 8 ist der normale SpannungErreicht seinen höchsten Wert in der Nähe der Werkzeugspitze, senkt im dritten Element stark und nimmt allmählich durch Element -Nr. ab. 22 und springt schließlich abrupt am Kontaktende. Das Phänomen des Streitgleites wird eindeutig auf dem gerichtetScherspannungskurve: Der Wert der Scherspannung bleibt im Bereich in der Nähe der Werkzeugspitze (d. H. Der Stickbereich) und proportional zur normalen Spannung im Rest der Kontaktzone (d. H. Der Gleitbereich) konstant. So einDas Profil stimmt qualitativ mit den experimentellen Beobachtungen von Usui und Takeyama [21] überein.

Abb. 9 zeigt einen Vergleich zwischen den simulierten und experimentell erhaltenen Schneidkräften. Die simulierte Schnittkraft (FCS) und die Futterkraft (FTS) haben offensichtlich ihre stationären Werte erreicht, nachdem sich das Tool um ca. 1,2 bewegt hatMM, das ungefähr 24 -mal so groß ist wie die Schnitttiefe. Nur stationäre experimentelle Daten für die Schneidkraft (FCE) und die Futterkraft (FTE) sind in [15] bereitgestellt, die auch in Abb. 9 dargestellt sind.ist

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

Abb. 8. Verteilungen von Kontaktspannungskomponenten an der Schnittstelle zum Werkzeugchip (Fall 1: Flaches Werkzeug).

Zuschreibt der Veröffentlichung der beiden anfänglich gebundenen Knoten beim Debond. Sowohl FCS als auch FTS zeigen einen anfänglichen starken Anstieg. Dies ergibt sich aus dem anfänglichen Kontakt zwischen der Werkzeugfläche und dem anfänglich vermuteten Chip. SieBeginnen Sie allmählich, wenn sich der neue Chip zu bilden beginnt. Ein Vergleich der aus der Simulation und der Experimente erhaltenen Schneid- und Futterkräfte zeigt eine gute Übereinstimmung. Dies überprüft das aktuelle Finite -Elemente -Modell, das sein wirdverwendet, um die anderen drei Fälle mit kratergestützten Tools zu simulieren, die in Tabelle 2 in den folgenden Abschnitten aufgeführt sind.

Gehäuse mit einem kraterierten Werkzeug mit KM/2

Um den Effekt der ersten Art von Kraterverschleiß (Fall 2 in Tabelle 2) auf den Schneidvorgang anzuzeigen, wird anstelle des AT -Werkzeugs ein Krater -Werkzeug verwendet, wobei ein Krater an der Werkzeugspitze beginnt, um die Simulation durchzuführen. Der gleiche Satz vonRepräsentative Ergebnisse, wie in den Fig. 1 und 2 gezeigt. 10-15 werden erhalten und mit denen verglichen, die im vorhergehenden Abschnitt diskutiert werden.

Wie in Abb. 10 gezeigt, hat das Vorhandensein eines Kraters eine nennenswerte Unsicherheit der Chipbildung. Die Vorderkante des Kraters erhöht tatsächlich den Rechenwinkel des Werkzeugs und erleichtert den inneren Fluss des WerkstücksMaterial in die Aussparung und somit die Scherung des Materials in der primären Scherzone reduzieren. Die dünnere Chip -Dicke als in Abb. 4 entsteht infolge der verringerten Scherung in der Primärscherzone. Die deformiertenDas Material entspricht eng an die Krateroberfläche. Es wird beobachtet, dass die untere Elementschicht des Chips ihre Orientierung nicht umkehrt, wenn sie sich der zurückhaltenden Kante des Kraters nähert, was den Aufwärtsmaterialfluss hemmt undverhindert, dass der Chip entlang der folgenden flachen Rechenfläche rutscht. Als solches muss die nachverfolgende Kraterkante eine sehr hohe Kompression ertragen, was dazu führen kann, dass das Sekundärscherzone in der Nähe dieser Kante entsteht. Daskann bestätigt werden, indem sich auf Fig. 11 bezieht, wo die höchste von Mises gleichwertige plastische Dehnungskontur neben der hinteren Kraterkante beginnt und eine niedrigere Dehnungskontur im in Kontakt mit dem unteren Teil des Kontakts vorhanden istKrater. Die Inspektion von Fig. 11 zeigt an, dass die von Mises äquivalente plastische Dehnung in der Primärscherzone niedriger ist und die Tiefe der restlichen plastischen Dehnungszone unter der bearbeiteten Oberfläche im Vergleich zu denen in geringer istAbb. 5.

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

Abb. 10. Deformiertes Netz (Fall 2: Krater -Werkzeug).

Abb. 11. Konturen des von Mises gleichwertigen plastischen Abspannung (Fall 2: Krater -Werkzeug).

Abb. 12. Konturen des von Mises entsprechenden Spannung (Fall 2: Krater -Werkzeug).

Abb. 13. Konturen der Schnitttemperatur (Fall 2: Krater -Werkzeug).

Abb. 14. Verteilungen von Kontaktspannungskomponenten an der Schnittstelle zum Werkzeugchip (Fall 2: Krater-Werkzeug).

Abb. 12 zeigt die Konturen des von Mises gleichwertigen Stress. Ein auffälliger Unterschied besteht bei der Verteilung der höchsten von Mises -Stress beim Vergleich der Fig. 1. 6 und 12. anstatt nur im zentralen Bereich der Primärregion zu lebenDie Scherzone In Fig. 6 umfasst die höchste von Mises-Spannungskontur in Abb. 12 eine größere Fläche, die sich von fast der gesamten Kraterkontaktierfläche bis zur freien Oberfläche des Chips erstreckt. Das erzwungene Kräuseln des Chips auf der Nachfolger

Abb. 15. Schneidkräfte gegen Werkzeugverschiebung (Fall 2: Krater -Werkzeug).

Abb. 13 zeigt ein aufgehobenes Zentrum der höchsten Schnitttemperaturkontur, aus der ein bedeutender Gradient stammt. Der Ort dieses Zentrums entspricht dem der hinteren Kraterkante, da die Plastik- und Reibungsarbeiten entlang arbeitendasDie Krateroberfläche erreicht das Maximum in der sekundären Scherzone in der Nähe der Hinterkante.

Ein Profil der Kontaktspannungskomponenten an der Werkzeug-CHIP-Schnittstelle, wie in Abb. 14 gezeigt, gibt direkte Informationen zur mechanischen Wechselwirkung zwischen Chipboden und Krateroberfläche. Es gibt eine starke Abnahme der NormalenSpannung um die Vorderkante des Kraters (in der Nähe von Element 3), und dann steigt die normale Spannung bis zum Nachverfolgung anRand, wo der Spannungswert ungefähr dreimal so groß ist wie der an der Vorderkante. In der Tat geht aus Abb. 14 klar, dass dasDie nachfolgende Kante spielt eine viel wichtigere Rolle bei der Unterstützung des Chips als der verbleibende Teil des Kraters. Der größte Teil des Chipbodens, der mit der Krateroberfläche in Kontakt steht, bleibt unter dem Sticking -Zustand (d. H.,,mit konstanter Scherspannung). Die sehr intensiven mechanischen und thermischen Belastungen, die an der Hinterkante wirkenDiese Kante schnell und beschleunigt das Wachstum des Kraters in obere Richtung.

Fig. 15 zeigt die Kräfte Schneiden (FC) und Futtermittel (FT), die im Vergleich zu denen in Abb. 9 etwa 100 n kleiner sind 1, obwohl der PeakDie normale Spannung in Fig. 14 ist höher als in Fig. 8.

Fälle mit einem kraterierten Werkzeug mit KB ＞ km/2

Der Effekt der zweiten Art von Kraterverschleiß (Fälle 3 und 4 in Tabelle 2) auf den Metallabschnitt wird in diesem Unterabschnitt untersucht. UnterscheidRand, d. H. Der Krater bleibt zwischen zwei Segmenten der AT -Werkzeuggesicht.

Daher entspricht der Rechenwinkel in der Nähe der Werkzeugspitze dem des flachen Werkzeugs (Fall 1). Zwei Fälle (d. H. Fälle 3 und 4) werden simuliert, um die Auswirkungen verschiedener Parameter eines Kraters zu untersuchen. In Fall 3 die TiefeKT und die Breite 2 (km-kb) des Kraters (siehe Abb. 2) sind kleiner als die in Fall 4, während der Abstand von der Werkzeugspitze zur Kratervorderkante in den beiden Fällen als gleich angesehen wird. Außerdem ist KT für Fall 2 und gleichFall 4 (siehe Tabelle 2). Repräsentative Ergebnisse sind in den Fig. 1 und 2 dargestellt. 16-21 für Fall 3 und in den Fig. 1 und 21. 22-27 für Fall 4. Im Folgenden werden die Ergebnisse von Fällen 3 und 4 zuerst mit denen der Fälle 1 und 2. dann verglichenzueinander, um ihre Unterschiede und Ähnlichkeiten zu veranschaulichen.

Verglichen mit den in den Fig. 1 und 2 gezeigten. 4 und 10, die deformierten Maschen in den Fig. 1 und 10. 16 und 22 zeigen, dass die Chips, die sich mit einem kratergestützten Werkzeug im zweiten Typ bildenVerzerrungen und ihre Orientierungen erst nach weit über die Kontaktzone über die Kontaktzone umgekehrt, und unter der bearbeiteten Oberfläche tritt nur sehr wenig Restverformung auf. Das Vorhandensein des Kraters beschränkt den Kontakt zwischen dem Werkzeugund der Chip und verbessert das Curling. Feigen. 17 und 23 weisen darauf hin, dass die Kontur der höchsten äquivalenten plastischen Belastung in entweder hier oder 4 am Boden des Chips an der Werkzeugspitze beginnt, die dem der Fall ähnlich ist1 (Abb. 5), unterscheidet sich jedoch von der von Fall 2 (Abb. 11). Die maximalen Werte der äquivalenten plastischen Dehnung hier in Fällen 3 und 4 sind höher als in den Fällen 1 und 2, was intensivere Verformungen im Sekundärscher impliziertZonen in den ersteren zwei Fällen. Die Restdehnung unter der bearbeiteten Oberfläche ist kaum beobachtbar. Die Konturen der von Mises äquivalenten Spannung, wie in den Fig. 1 und 2 gezeigt. 18 und 24 zeigen ein Intermediat zwischen dem einen StressverteilungIn Abb. 6 und die in Abb. 12. Die Konturen mit dem höchsten äquivalenten Spannungskonzentrat im zentralen Bereich der Primärscherzone, während die Konturen mit der zweithöchsten äquivalenten Spannung in einer größeren Fläche verteilt sind.sich entlang der

Abb. 16. Deformiertes Netz (Vergrößerungsfaktor: 6) (Fall 3: Krater -Werkzeug).

Abb. 17. Konturen des von Mises gleichwertigen plastischen Abspannung (Fall 3: Krater -Werkzeug).

Abb. 18. Konturen des von Mises entsprechenden Spannung (Fall 3: Krater -Werkzeug).

Primärscherzone und aus dem geraden Segment des Werkzeuggesichts zur freien Chipoberfläche. Die Verteilung der Schnitttemperatur ist in den Fig. 1 und 2 dargestellt. 19 und 25. für entweder 3 oder 4 die Breite der Kontur mit dem höchstenDie Temperatur ist viel kleiner als in Fall 1 (Abb. 7). Diese Kontur dreht sich an den beiden Fällen 3 und 4 an der Vorderkante des Kraters, anstatt sich an der Kraterverfolgung in Fall 2 zu zentrieren (Abb. 13). Eine Untersuchung der Fig. 1 und 2. 20und 26 zeigen, dass die Kontaktspannungsverteilungen Diskontinuitäten enthalten. Dies wird durch den lokalisierten Konformitätsverlust zwischen dem Werkzeug verursacht

Abb. 19. Konturen der Schnitttemperatur (Fall 3: Krater -Werkzeug).

Abb. 20. Schneidkräfte gegen Werkzeugverschiebung (Fall 3: Krater -Werkzeug).

Abb. 21. Verteilungen von Kontaktspannungskomponenten an der Schnittstelle zum Werkzeugchip (Fall 3: Krater-Werkzeug).

FACEANDTHECHIPDUETOTHENON-SHOOTHESSATHATHEINTHEMERSEMSSSMENSSEMENDE VON Kraterkanten und Flachwerkzeugsegmenten. Im Vergleich zu Fall 2 (siehe Abb. 14) tritt die größere Normalspannung der Spitze in Fall 4 (Abb. 26) an der Vorderkante des Kraters aufentsprechend dem Ort der höchsten Temperaturen. Anstelle des klaren Trends des schnellen Wachstums des Kraters in Aufwärtsrichtung (d. H. Am hinteren Rand) in Fall 2 ist hier die Vorderkante am anfälligsten für Verschleiß.

Sowohl die Schnitt- als auch die Futterkräfte in Fällen 3

Abb. 22. Verformte Mesh (Vergrößerungsfaktor: 6) (Fall 4: Krater -Werkzeug).

Abb. 23. Konturen des von Mises entsprechenden plastischen Abspannung (Fall 4: Krater -Werkzeug).

Abb. 24. Konturen des von Mises entsprechenden Spannung (Fall 4: Cratered Tool).

Abb. 25. Konturen der Schnitttemperatur (Fall 4: Krater -Werkzeug).

Abb. 26. Schneidkräfte gegen Werkzeugverschiebung (Fall 4: Krater -Werkzeug).

Abb. 27. Schneidkräfte gegen Werkzeugverschiebung (Fall 4: Krater -Werkzeug).

und 4, wie in den Fig. 1 und 2 gezeigt. 21 und 27 sind kleiner als die in Fall 2 (Abb. 15), da weniger die Menge des Chips in intimem Kontakt mit der Werkzeugfläche ist.

Aus Abb. 16 (Fall 3) wird beobachtet, dass der Chip gleitetÜber den Krater, ohne die Krateroberfläche aufgrund der geringen Größe des Kraters zu berühren. Die Situation ist offensichtlich anders, wenn die Tiefe und Breite des Kraters zunehmen, wie in 22 (Fall 4) gezeigt. In Fall 4 dreht sich das Material umin den Krater an der Hauptöcke und ist gezwungen, sich am hinteren Rand wegzurrollen, nachdem er die gesamte Krateroberfläche entlang rutscht hat. Die allmähliche Steigung im oberen Teil des Kraters führt zu weniger Kräuseln als in Fall 3 (Abb. 16).

Die Verteilungen der äquivalenten plastischen Dehnung sind in den Fällen 3 und 4 ziemlich ähnlich, wie in den Fig. 1 und 2 gezeigt. 17 und 23. Die größte äquivalente plastische Dehnung in Fall 4 ist jedoch größer, da der Chip in diesem Fall A umdrehen mussScharfe Ecke, bevor Sie den Krater betreten. Der geringfügige Unterschied zwischen den Verteilungen der von Misesäquivalenten Spannung in Fällen 3 und 4 (siehe Abb. 18 und 24) kann auf die Curling -Radien der Chips zurückgeführt werden. Ein kleineres LockenDer Radius führt zu einer stärkeren Kompression auf der oberen Ecke der Primärscherzone, wie in Fig. 18 (Fall 3) gezeigt. Es ist wichtig zu beachtenHinterkante des Kraters, wie in Abb. 19 gezeigt, während in Fall 4 die höchsten Temperaturkonturentren an der Vorderkante, wie in Abb. 25 dargestellt gezeigt inFig. 20, während in Fall 4 (Abb. 26) die Spitzennormale an der Vorderkante erreicht wird. Die mechanischen und thermischen Wirkungen führen dazu, dass sich das Wachstum des Kraters in oberer Richtung schneller entwickeltFall 3 jedoch in der unteren Richtung (d. H. An der Vorderkante) in Fall 4, schließlich sollte darauf hingewiesen werden, dass die normale Spannung an der Vorderkante auch in Fall 3 hoch ist (Abb. 20), was impliziert, dass die Krater wird auch wachsenwesentlich in die untere Richtung, obwohl die Wachstumsrate kleiner sein kann als die an der Hinterkante.

Schlussfolgerungen

Ein vollständig gekoppeltes thermomechanisches Finite -Elemente -Modell wurde entwickelt, um den orthogonalen Metallschnittprozess zu simulieren, wobei der Schwerpunkt auf den Auswirkungen der geometrischen Variationen des Werkzeugs -Rake -Gesichts liegt. Basierend auf den Simulationsergebnissen undDie vorgestellten Analysen können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden:

Dieses Modell kann die wichtigsten Merkmale des orthogonalen Metallabschnittprozesses gut beschreiben. In dem Fall mit einem flachen Werkzeug stimmen die simulierten Schnitt- und Futterkräfte gut mit den experimentell erhaltenen Daten überein [15], die überprüft werdenDas vorliegende Modell.

Das Vorhandensein eines Kraters auf das Werkzeug -Rake -Gesicht hat spürbare Auswirkungen auf den Schnittprozess.

Beim Schneiden von Werkzeugen mit Kratern, die sich im Typ unterschiedlich unterscheiden, aber in der Tiefe gleichermaßen verwendet werden, tritt in ihren repräsentativen Ergebnissen eine bedeutende Diskrepanz auf.

Ein Vergleich von Fällen 3 und 4 zeigt, dass die Größe des Kraters einen bemerkenswerten Einfluss auf den Schnittprozess hat, insbesondere auf die Verteilungen der Tool-Chip-Kontaktspannungen und die Chipbildung. Je größer die Kratergröße ist, die, dieGrößer der resultierende Lockenradius.