Compreendendo o impacto do desgaste da cratera no processo de formação de chips

Introdução

O corte de metal, como um importante processo de fabricação que remove materiais indesejados de uma peça de trabalho, foi extensivamente estudado. Sendo acompanhado por deformações irreversíveis e transferência de calor, o corte de metal é um acopladoProcesso termomecânico. Devido a grandes deformações, altas taxas de deformação, aumento substancial da temperatura, atritos excessivos e condições de carregamento complicadas envolvidas em um processo de corte de metal, modelos analíticos precisos são muitodifícil de desenvolver. A maioria dos modelos existentes é descritiva e não preditiva e, como resultado, não pode ser aplicada diretamente para determinar as condições ideais de corte na fase de projeto. Por outro lado, métodos experimentais sãoinerentemente específico da configuração e tendem a ser muito caros para modelar processos complexos de usinagem. Portanto, modelos baseados em simulações numéricas detalhadas tornam -se extremamente importantes no desenvolvimento de teorias preditivas do metalcorte.

O método do elemento finito (FEM) tem sido a ferramenta numérica mais usada em simulações de corte de metal desde 1973, quando o método foi aplicado pela primeira vez para modelar processos de usinagem por Klamecki [1]. O uso do feminino em um metalA análise de corte permite incorporar a relação constitutiva real do metal (peça de trabalho), para modelar com precisão a interação entre o chip e a ferramenta de corte e explicar os efeitos de limite da superfície do chip livre[2]. Mais importante, o FEM, como uma técnica de campo completo, permite a determinação dos campos de tensão, tensão e temperatura na peça de trabalho, bem como os parâmetros globais (incluindo força de corte, força de alimentação e geometria de chip). oInformações detalhadas sobre as distribuições de estresse e temperatura são cruciais na previsão de condições de corte ideais. Consequentemente, muitas pesquisas foram realizadas em simulações de corte de metal usando vários modelos de elementos finitos (FE),a maioria dos quais foi revisada em [3-5].

O corte de metal, como processo de remoção de material, geralmente envolve grandes deformações e taxas de deformação muito altas. O chip produzido no processo de corte está em contato com a face de ancinho da ferramenta em uma zona altamente pressionada, causando aderênciafricção, que se transformará em atrito deslizante ainda mais na face da ferramenta. Grandes deformações plásticas e atritos intensivos envolvidos no corte de metal geram enorme quantidade de energia térmica, resultando em um aumento significativo emtemperatura. Portanto, o processo de corte deve ser tratado como um processo termomecânico acoplado. Recentemente, foram feitos esforços de pesquisa nessa linha. Por exemplo, um modelo de elemento finito de tensão do plano termomecânico paraA modelagem de corte ortogonal com formação contínua de chips foi apresentada por Lei et al. [6], que negligenciou forças de atrito na interface do chip da ferramenta e assumiu um fluxo de calor uniforme aplicado diretamente ao chip para explicar oTransferência de calor gerada por atrito. Liu e Guo [7] relataram um modelo de Fe termoelástico-viscoplásico que foi desenvolvido para estudar os efeitos do atrito da ferramenta e cortes seqüenciais sobre tensões residuais em camadas usinadas. A temperaturaO aumento da peça de trabalho foi estimado em sua análise usando o calor gerado por deformações plásticas, com o trabalho gerado por atrito negligenciado e as condições adiabáticas assumidas. Shet e Deng [8] forneceram uma análise Fe doProcesso de corte de metal ortogonal com base na lei de atrito de Coulomb e um critério de separação de chips baseado em estresse. Em seu estudoZonas causadas pelas deformações plásticas e trabalho de atrito. Como sempre há condução de calor acontecendo dentro da peça de trabalho, o chip e a ferramenta de corte, e entre o chip e a ferramenta, o aquecimento adiabático é apenas umAproximação, que pode produzir resultados inaceitáveis, especialmente quando a velocidade de baixa ou média corte é usada [9]. Portanto, modelos FE aprimorados que podem representar completamente o acoplamento termomecânico em um processo de corte de metal ainda estão emnecessidade.

Ao lidar com o desgaste da ferramenta que ocorre no processo de corte de metal ortogonal, os investigadores anteriores identificaram dois mecanismos de formação de desgaste: desgaste da cratera e desgaste do flanco. Os efeitos das mudanças na geometria da ferramenta causadas pelo flancoO desgaste no processo de corte foi extensivamente estudado [10-12] com um interesse especial em calcular o descrito residual de tensão a separação de chips da peça de trabalho. A interação chip-to-ferramenta será considerada como variante deslizante eserá representado pela lei de Coulomb. A equação de condução do calor será resolvida para determinar o campo de temperatura causado pelo aquecimento devido a deformações e atritos plásticos. O código de elemento finito de uso geral Abaqus [16] iráSirva como ferramenta computacional no presente modelo. Os campos de tensão e temperatura serão determinados simultaneamente usando ABAQUS. A viabilidade deste código para simulações de corte de metal foi demonstrada com sucesso emEstudos anteriores [6-8]. Parte dos resultados preditivos obtidos no modelo atual será comparada com os dados experimentais relatados em [14,15].

Considerações de modelagem

Suposições

Três grandes suposições são feitas nesta investigação. Em primeiro lugar, o estado de deformação plana é assumido, como foi feito em quase todos os estudos anteriores. Como a largura de corte é muito maior que a espessura não deformada do chip, essa suposição éjustificado. Em segundo lugar, tendo em vista o grande módulo elástico do material da ferramenta em relação ao da peça de trabalho, a ferramenta de corte é considerada perfeitamente rígida. Esta é uma aproximação aceitável, como deflexões elásticas do corteA ferramenta é insignificante quando comparada com grandes deformações plásticas da peça de trabalho. Finalmente, a ferramenta de corte é considerada perfeitamente nítida para facilitar a simulação.

Relação constitutiva

A ferramenta de endurecimento por petróleo O aço O1 é considerada neste estudo. O estresse equivalente a von Mises deste material, σ, pode ser representado pelo modelo de Johnson-Cook como [15]SES. Para a influência do desgaste da cratera, no entanto, poucos estudos foram relatados, embora este mecanismo de formaçãoO ISM é igualmente importante. Komvopoulos e Erpenbeck [13]investigaram os efeitos combinados do desgaste da cratera e da borda construída (BUE) usando um modelo de FE e uma isotérmicação. Para entender melhor os efeitos das mudanças na geometria da ferramenta causadas pelo desgaste da cratera nos parâmetros de corte, um modelo termomecânico considerando as respostas térmicas e mecânicas acopladas, porque o desgaste da ferramentaestá fortemente associado ao aumento da temperatura durante o processo de usinagem.

O objetivo deste artigo é desenvolver um modelo de elemento finito termomecânico totalmente acoplado para simular o processo de corte ortogonal, com uma ênfase particular nos efeitos do desgaste da cratera. Estado estacionário e tensão planaAs condições de corte serão consideradas. A equação constitutiva da ferramenta de endurecimento por petróleo O1 será empregada, cuja formafoi determinado anteriormente usando o teste de barra de Hopkinson Split [14,15]. Um critério de estresse crítico será usado para onde A, B, C, M e N são constantes constitutivas, ε os von mises equivalentes a linhagem plástica, ε · o equivalenteTaxa de deformação plástica, ε · 0 a taxa de deformação plástica equivalente a referência, kt um fator usado para ajustar a tensão devido a efeitos de amolecimento térmico, t 丰 a temperatura homóloga, t a temperatura da peça de trabalho e tmelt e t0 são,respectivamente, a temperatura de fusão do material e a temperatura ambiente de referência. Para o aço O1 considerado, essas constantes foramDeterminado por Zheng e Sutherland [15], usando o teste de barra de Hopkinson Split, para ser A = 625,3 MPa, B = 650,0 MPa, n = 0,42, C = 0,011, ε · 0 = 451 S-1, M = 1, T0 = 25 ° C e TMELT = 1500 ° C. As propriedades do material da peça de trabalho, incluindoDependência de temperatura, quando apropriado, está listado na Tabela 1. Eqs. (1) e (2), juntamente com estes

As propriedades serão adotadas neste estudo para representar o comportamento constitutivo do aço.

1 malha de elemento finito

A malha inicial do elemento finito é mostrada na Fig. 1. A largura do corte, 3,861 mm, é 76 vezes maior que a profundidade do corte, 50,8 µm e, portanto, é assumido o estado de deformação plana. Cinco camadas de elementos, 10,16 µm de altura em cada camada, são usadasPara modelar a formação prospectiva de chips. Quatro camadas de elementos, com suas alturas diminuindo do fundo da peça de trabalho para a superfície de corte de acordo com uma regra de viés (isto é, a taxa de altura dos elementos adjacentes é 0,6), sãousado para a peça de trabalho sob a superfície de corte. Para facilitar a formação de chip, é presumido um chip inicial, que é modelado por cinco camadas de elementos, com 20 elementos em cada camada. Existem 640 elementos de deformação plana (conhecidoscomo cpet4 em abaqus), que são oparamétrico, de quatro nós e deslocamento de temperatura acoplados e 791 nós usados ​​nessa malha. Os elementos no chip em potencial são projetados de modo que sejam inclinados para trás com seus tamanhos noA direção horizontal sendo maior do que aqueles na direção vertical. Esta configuração, proposta inicialmente por Stren-Kowski e Carroll [17], pode compensar a distorção grave dos elementos devido à compressão intensa, cisalhamentoStrening e fricção deslizando, evitando assim a possível divergência durante iterações numéricas. As execuções de tentativa e erro devem ser conduzidas para determinar os formulários e tamanhos de elemento adequados [18]. Neste estudo, todos os elementos costumavamSimule o chip potencial tem 50 µm de comprimento e seu ângulo de orientação é de 70 ° em relação à direção vertical.

Ferramenta de corte e seu desgaste

Nas operações práticas de usinagem, o desgaste da ferramenta não é uniforme ao longo das faces da ferramenta. Isso requer a especificação da localização e o grau do desgaste quando o valor de desgaste permitido deve ser decidido. O contorno do mais altoA temperatura, quando a usinagem de aço de baixo carbono, geralmente está localizada a uma distância ao longo da face do ancinho longe da aresta de corte, levando ao desgaste na forma de uma cratera correspondente a esse contorno de temperatura [19]. Um ponto único típicoA ferramenta com desgaste da cratera é mostrada na Fig. 2, na qual a profundidade da cratera KT geralmente é tomada como uma medida da quantidade de desgaste da cratera [20]. A cratera como mostrado faz parte de um círculo, com KB medindo a distância vertical do centro deO círculo até a ponta da ferramenta de corte. Em um processo de corte que envolve o desgaste da cratera, o calor fluirá do ponto quente em direção à vanguarda à medida que o tempo de corte decorre ou a velocidade de corte aumenta [19]. Por outro lado, a cratera podeTambém se origina da aresta de corte ao usinar os materiais de alta condutividade. Portanto, existem dois tipos de possíveis padrões de desgaste da cratera antes que o limite de desgaste permitido seja atingido, ou seja, desgaste da cratera com kb = km/2 e kb ＞Km/2. Quatro casos serão simulados neste estudo. Os parâmetros geométricos das ferramentas, todos com o mesmo ângulo de ancinho 10 °, são mostrados na Tabela 2.

Conforme mostrado na Fig. 3, a peça de trabalho é fixada nas superfícies inferiores e direito, e a ferramenta de corte pode mover a horizonte da esquerda para a direita, enquanto restringida verticalmente.

Fig. 1. malha inicial do modelo de elemento finito. Fig. 2. Configuração das faces da ferramenta.

Além disso, a superfície superior da peça e as superfícies do chip exposta ao ar são consideradas adiabáticas, assim como as superfícies superior e esquerda da parte usinada da peça de trabalho, pois a transferência de calor entre eles e o ar é insignificantee, portanto, pode ser negligenciado. As superfícies direito e inferior da peça de trabalho permanecem à temperatura inicial, uma vez que estão localizadas longe das zonas de deformação.

A ferramenta de corte, com seu módulo de elástico substancialmente maior que a da peça de trabalho, é modelada como um corpo rígido. Como a ferramenta foi considerada perfeitamente nítida, apenas um segmento da face do ancinho precisa ser definido por doisNó elemento rígido. As restrições cinemáticas e as cargas da ferramenta são prescritas por um nó de referência, que é anexado à ferramenta rígida. Uma velocidade de corte é atribuída à ferramenta através deste nó de referência com o tempo escolhidointervalo e o deslocamento da ferramenta correspondente na direção horizontal. Antes de modelar a interação do chip da ferramenta e a separação de chips, dois pares de contato de superfície devem ser definidos, isto é, o par de chip-potencial da ferramenta e oPar de chips-potencial da peça de trabalho. A condição inicial para o último par é que os dois nós idênticos ao longo da linha de despedida em potencial estão totalmente ligados. Outra condição inicial neste estudo é oTemperatura inicial, 25 ° C, a ser imposta a todos os elementos.

Na região deslizante, é assumido um coeficiente de atrito constante, µ, enquanto na região de aderência o limite de tensão de cisalhamento equivalente, τmax, é imposto. A tensão de atrito τfr na interface pode, portanto, ser expressa comoonde σs é a tensão normal ao longo da face do ancinho da ferramenta. Claramente, esse modelo de atrito é baseado na lei de Coulomb.

Eq. (3) representa a região deslizante, enquanto a Eq. (4) descreve a região de aderência. Para utilizar Abaqus, τmax = σ s/y'3 éadotado neste estudo, onde σ s é o estresse equivalente a von mises na zona de cisalhamento secundária adjacente à face da ferramenta. Como aproximação, o coeficiente de atrito médio na região deslizante pode ser calculado a partir de medidasforças de corte e alimentação. τmax pode ser estimado a partir da divisão da força de alimentação medida (quando o ângulo do ancinho é 0 °) pela área de contato apreendida na face do rake [19]. Neste estudo, µ = 0,85 e τmax = 500 MPa são obtidosusando dados experimentais fornecidos em [14].

2.6. Efeitos da temperatura

As deformações plásticas irreversíveis e atritos na interface do chip de ferramenta geram calor e resultam em aumento da temperatura. Deformações plásticas levam aonde q · p é o fluxo de calor volumétrico devido ao trabalho plástico, ηp o fator de conversão de trabalho plástico e l ', e · pare, respectivamente, o tensor de tensão de Cauchy e o tensor de taxa de deformação plástica.

2.5. Atrito na interface do chip de ferramenta

A interação entre a ferramenta de corte e o chip é um problema de contato complexo. Observações experimentais [21] mostraram que existem duas regiões distintas na face do ancinho da ferramenta de corte, isto é, regiões de aderência e deslizamento.

Fig. 3. Condições de contorno no corte de metal ortogonal (ferramenta plana).

Onde q · f é o fluxo de calor volumétrico devido ao trabalho de atrito, y · a taxa de deslizamento, ηf o fator de conversão de trabalho de atrito, ff a fração da energia térmica conduzida no chip e τfr é definido próximo à Eq. (3). Notar queA maior parte do trabalho plástico se converte em calor, ηp é considerado 0,9. Além disso, assumindo que todo o trabalho de atrito se converte em calor, ηf = 1,0 será usado neste estudo paramétrico. O valor de FF é determinado pela térmicaPropriedades da ferramenta e materiais da peça de trabalho, bem como o gradiente de temperatura próximo à interface do chip de ferramenta. Neste estudo, FF = 0,5 (a média) é realizada. Valores semelhantes foram usados ​​para esses parâmetros em estudos anteriores baseadosnos mesmos argumentos [6,22].

A equação de energia que define o campo de temperatura éonde q · = q · p + q · f é a taxa de geração de calor volumétrica total, ρ, k e cp são, respectivamente, densidade, condutividade térmica e calor específico do material da peça de trabalho e 72 é o operador de Laplace. Claramente, Eqs. (1), (2)e (5)- (7) mostram que os campos de tensão e tensão estão totalmente acoplados ao campo de temperatura, resultando em um modelo termo-mecânico acoplado, como mencionado anteriormente. Essas equações serão resolvidas simultaneamente usando ABAQUSTODetermine os campos de tensão, tensão e temperatura.

2.7. Critério de separação de chips

Existem duas grandes formulações de Fe, isto é, as formulações Lagrangianas e Eulerianas. Na fórmula lagrangiana, os elementos, cobrindo exatamente a região de análise, são anexados ao material e deformados juntamente com opeça de trabalho. Por outro lado, a formulação euleriana considera os elementos fixos no espaço e calcula as propriedades do material em locais espaciais fixos quando o material flua através da malha.

No processo de usinagem, o chip, que inicialmente faz parte da peça de trabalho, se separa da superfície usinada na ponta da ferramenta. Para modelar esse processo usando a formulação de FE lagrangiana, um critério que rege a separação de chips deveseja dado. Vários critérios foram relatados na literatura. Eles podem ser categorizados como dois tipos, isto é, geogrical e físico [23]. De acordo com um critério de separação geométrica, o chip será separado quando oA distância entre a ponta da ferramenta e o nó mais próximo logo à frente da ponta da ferramenta é igual ou inferior a um determinado valor. A desvantagem do método geométrico é que ele não tem significado físico. Os critérios físicos são baseados noValores de variáveis ​​físicas selecionadas, como tensão, deformação plástica equivalente ou densidade de energia de deformação, no elemento imediatamente à frente da ponta da ferramenta. Em um critério tão físico, um par de nós coincidentes, que são prescritoscomo perfeitamente ligado inicialmente, supõe -se que se separe quando o valor da variável física especificada no elemento designado é maior que o valor limite selecionado.

Um critério de estresse crítico, um dos critérios físicos, é usado neste estudo. Este critério diz que o nó de crack-ponta se descasca quando o estresse equivalente local a uma distância especificada à frente da dica da rachadura na parte assumidaA linha atinge um valor crítico. O critério de estresse crítico é definido como [16]

Sabe -se que a formulação lagrangiana usando um critério de separação de nós tem certas deficiências [24]. No entanto, sua simplicidade e o menor custo computacional associado tornam essa formulação ainda mais atraente do que outrosMétodos, incluindo técnicas contínuas de remessa [25], a formulação euleriana e a abordagem arbitrária lagrangiana-euleriana [24], para usar em estudos paramétricos envolvendo vários casos. Portanto, a fórmula lagrangiana usandoO critério de tensão crítica (separação de nós) mencionada acima é adotada no presente estudo. A popularidade dessa formulação é evidenciada por seu amplo uso em vários estudos [8,26] e nos principais códigos de computador (como ABAQUS[16]).

Resultados e discussões

Os quatro casos listados na Tabela 2 são simulados. Eles podem ser categorizados como três tipos em termos de geometria da face da ferramenta: face plana (caso 1), face craterada com kb = km/2 (caso 2) e face craterada com kb ＞ km/2 (casos 3 e 4) . MaisA atenção será dada aqui aos efeitos do desgaste da cratera com KB ＞ km/2, uma vez que esse tipo de desgaste da cratera é mais frequentemente encontrado na prática. Resultados representativos que podem lançar uma nova luz sobre a influência da geométricaVariações da face do ancinho da ferramenta, como localização da cratera, profundidade da cratera e largura da cratera, no processo de corte ortogonal são apresentadas nesta seção. Especificamente, esses resultados incluem malhas deformadas, distribuições do vonMises de tensão plástica equivalente, tensão equivalente a von Mises e temperatura de corte, perfil de tensão de contato na interface do chip de ferramenta e forças de corte.

A velocidade de corte para todos os quatro casos está definida para ser4.064 m/s. Como base de comparação de referência, o caso da face plana é simulada pela primeira vez e as forças de corte obtidas são comparadas e verificadas pelos dados experimentais relatados em [15]. Depois, os efeitos de desgaste da cratera sãoinvestigado com todas as outras condições permanecendo inalteradas.

Geralmente, a ferramenta de corte deve continuar se movendo por uma distância pelo menos 20 vezes a profundidade do corte para garantir que a formação de chips em estado estacionário tenha sido atingida [18]. Consequentemente, para cada caso neste estudo, a ferramenta passou empelo menos 2 mm sob as condições de corte prescritas em direção ao seu destino. Para completar cada simulação, é necessário um tempo de CPU de 2,5 h de uma estação de trabalho solar (Ultra SPARC-III 440 MHz).onde σ22 é o componente de tensão normal na direção 2 (vertical) no ponto especificado, τ21 a tensão de cisalhamento na direção 1 (horizontal) no mesmo ponto e, σf e τf são, respectivamente, a falha normal e o cisalhamentotensões do material da peça de trabalho. Os nós inicialmente ligados se separam quando f = 1 士! Se, onde! Se for a tolerância fornecida. Geralmente, são necessárias simulações de tentativa e erro para determinar a posição em que as tensões são avaliadas.

É conveniente tomar a ponta da rachadura, pois esse ponto e o comportamento de separação se mostram razoavelmente satisfatórios.

Caso com uma ferramenta plana

A malha deformada é mostrada na Fig. 4. Nesta figura e nas figuras subsequentes, o fator de ampliação é definido como 3,5, a menos que indicado de outra forma. Note-se que os elementos de inclinação inicialmente para trás se tornam aproximadamente perpendicularespara a face do ancinho depois de passar pela zona de cisalhamento primário. O aumento das alturas e a diminuição nas larguras dos elementos causam maior espessura do chip do que a profundidade do corte.

Fig. 4. malha deformada (caso 1: ferramenta plana).

A camada inferior dos elementos experimenta cisalhamento na zona primária, desliza a face do ancinho e inclina -se para a frente antes de se enrolar na face do ancinho. As duas camadas principais de elementos da parte usinada permanecem inclinadas, embora oA ferramenta se mudou para longe. Consequentemente, cepas e tensões residuais são geradas na peça de trabalho após a usinagem.

A Fig. 5 indica a distribuição da tensão plástica de Von Mises equival. Aparentemente, a deformação plástica na zona de cisalhamento primária começa em seu limite inferior e aumenta à medida que o material continua se movendo em direção ao limite superiordesta zona. Portanto, em vez de um plano de cisalhamento previsto pela teoria clássica de corte ortogonal [27], a zona de cisalhamento primária para este caso aumenta ao se estender da ponta da ferramenta para a superfície livre do chip. O ângulo de cisalhamentoobtidos experimentalmente com base na teoria clássica de corte de metal é 22 ° [15]. Evidentemente, este plano de cisalhamento (com o ângulo de cisalhamento de 22 °) está localizado dentro da zona de cisalhamento primária, cujo ângulo de cisalhamento varia de 14 a 23 °. Isso éVisto que existe um gradiente de deformação notável da parte inferior para a parte superior do chip, com o valor máximo de deformação existente na parte inferior. Isso é fisicamente razoável porque os elementos na camada inferior passaram através dozona de cisalhamento primário e está interagindo com a face do ancinho por atrito. A inspeção da Fig. 5 também mostra que a magnitude da tensão plástica residual sobre e abaixo da superfície usinada está da mesma ordem que na parte inferiorlimite da zona de cisalhamento primário.

A distribuição do estresse equivalente de von Mises é mostrado na Fig. 6. Note -se que o pico de estresse de von Mises contorna a região central da zona de cisalhamento primário, com seu padrão muito semelhante ao dos von MisesDeformação plástica equivalente mostrada na Fig. 5. A magnitude do estresse equivalente na zona de cisalhamento secundário é menor do que a da zona de cisalhamento primária devido ao efeito de amolecimento do

Fig. 5. Contornos da tensão plástica equivalente de von Mises (Caso 1: Ferramenta plana).

Fig. 6. Contornos da tensão equivalente de von Mises (Caso 1: Ferramenta plana).

temperatura de corte. Além disso, é importante notar a aparência de tensão equivalente residual abaixo da superfície usinada e na superfície livre do chip (ver Fig. 6).

A Fig. 7 mostra a distribuição de temperatura de corte. O aumento da temperatura começa no limite inferior da zona de cisalhamento primário e continua no chip, embora não exista deformação plástica intensiva (cisalhamento) para longe dozonas de cisalhamento. A condução é responsável por esse fenômeno. Além disso, o calor gerado pela interação de atrito entre a ferramenta e o chip também contribui para o aumento da temperatura. Portanto, a temperatura mais alta ocorre juntoa interface do chip de ferramenta. Vale a pena notar que existe um eminente gradiente de temperatura no chip, semelhante ao gradiente de deformação plástica equivalente exibida na Fig. 5.

A Fig. 8 mostra um perfil das tensões de contato normal e de cisalhamento distribuídas ao longo da face do ancinho. A magnitude da tensão normal, que é compressiva, é ilustrada na Fig. 8. Isso se aplica às figuras subsequentes que descrevemPerfis de estresse de contato. Os elementos da superfície são numerados em uma ordem ascendente da ponta da ferramenta até o final do comprimento do contato, no qual o chip começa a se afastar da face da ferramenta. É visto na Fig. 8 que o estresse normalAtinge seu valor mais alto próximo à ponta da ferramenta, diminui acentuadamente no terceiro elemento, diminui gradualmente através do elemento no. 22, e finalmente pula abruptamente na extremidade do contato. O fenômeno que está depositando é claramente recuperado noCurva de tensão de cisalhamento: o valor da tensão de cisalhamento permanece constante na região próxima à ponta da ferramenta (isto é, a região de aderência) e proporcional à tensão normal no restante da zona de contato (isto é, a região deslizante). TalO perfil está em acordo qualitativo com as observações experimentais de Usui e Takeyama [21].

A Fig. 9 mostra uma comparação entre as forças de corte simuladas e experimentalmente obtidas. A força de corte simulada (FCS) e a força de alimentação (STF) obviamente atingiram seus valores de estado estacionário depois que a ferramenta se move por cerca de 1.2mm, que é aproximadamente 24 vezes maior que a profundidade do corte. Somente dados experimentais em estado estacionário para a força de corte (FCE) e a força de alimentação (ETI) são fornecidos em [15], que também são mostrados na Fig. 9. A ondulação dos valores de forçaé

Fig. 7. Contornos da temperatura de corte (Caso 1: ferramenta plana).

Fig. 8. Distribuições dos componentes de tensão de contato na interface do chip da ferramenta (Caso 1: Ferramenta plana).

atribuído à liberação da força de ligação dos dois nós inicialmente ligados à medida que eles se afastam. Tanto o FCS quanto o FTS mostram um aumento acentuado inicial. Isso resulta do contato inicial entre a face da ferramenta e o chip inicialmente presumido. ElasComece a subir gradualmente quando o novo chip começar a se formar. Uma comparação das forças de corte e alimentação obtidas da simulação e os experimentos mostra um bom acordo. Isso verifica o modelo atual de elementos finitos, que seráEmpregado para simular os outros três casos com ferramentas crateras listadas na Tabela 2 nas seções a seguir.

Caso com uma ferramenta craterada com KM/2

Para revelar o efeito do primeiro tipo de desgaste da cratera (Caso 2 na Tabela 2) no processo de corte, uma ferramenta craterada, com uma cratera começando na ponta da ferramenta, é usada no lugar da ferramenta AT para conduzir a simulação. O mesmo conjunto deResultados representativos, como mostrado nas Figs. 10-15, são obtidos e comparados com os discutidos na seção anterior.

Como demonstrado na Fig. 10, a presença de uma cratera tem uma insuência apreciável na formação de chip. A borda principal da cratera realmente aumenta o ângulo de ancinho da ferramenta, tornando mais fácil o fluxo interno da peçamaterial no recesso e, portanto, reduzindo o cisalhamento experimentado pelo material na zona de cisalhamento primário. A espessura mais fina do chip do que a da Fig. 4 surge como resultado do cisalhamento reduzido na zona de cisalhamento primário. O deformadoO material está em conformidade com a superfície da cratera. Observa -se que a camada do elemento inferior do chip não reverte sua orientação até se aproximar da borda traseira da cratera, que inibe o fluxo de material para cima eImpede que o chip deslize ao longo da face de ancinho plano que se seguiu. Como tal, a borda da cratera à direita deve suportar compressão muito alta, o que pode causar aderência e, portanto, a zona de cisalhamento secundária surge nas proximidades dessa borda. Essepode ser confirmado referindo -se à Fig. 11, onde o contorno de tensão plástica equivalente mais alto de Von Mises começa ao lado da borda da cratera traseira e um contorno de tensão mais baixo existe no material em contato com a parte inferior docratera. A inspeção da Fig. 11 indica que a tensão plástica equivalente a von mises na zona de cisalhamento primária é menor e a profundidade da zona de deformação plástica residual abaixo da superfície usinada é menor quando comparada com aqueles emFig. 5.

Fig. 9. Forças de corte versus deslocamento da ferramenta (caso 1: ferramenta plana).

Fig. 10. malha deformada (caso 2: ferramenta craterada).

Fig. 11. Contornos da tensão plástica equivalente a von Mises (Caso 2: Ferramenta Classificada).

Fig. 12. Contornos da tensão equivalente de von Mises (Caso 2: Ferramenta Classificada).

Fig. 13. Contornos da temperatura de corte (Caso 2: ferramenta craterada).

Fig. 14. Distribuições dos componentes de tensão de contato na interface do chip da ferramenta (Caso 2: Ferramenta Classificada).

A Fig. 12 mostra os contornos do estresse equivalente de von Mises. Existe uma diferença impressionante na distribuição do maior estresse de Von Mises ao comparar as Figs. 6 e 12. em vez de residir apenas na região central do primárioZona de cisalhamento na Fig. 6, o maior contorno de tensão de Von Mises na Fig. 12 cobre uma área maior, estendendo-se de quase toda a superfície de contagem da cratera até a superfície livre do chip. O forçado se afastar do chip no ar

Fig. 15. Forças de corte versus deslocamento da ferramenta (Caso 2: ferramenta craterada).

A Fig. 13 mostra um centro levantado da maior contorno de temperatura de corte, a partir da qual se origina um gradiente eminente. O locus deste centro corresponde ao da borda da cratera à direita, uma vez que o trabalho plástico e de atrito juntoaA superfície da cratera atinge o máximo na zona de cisalhamento secundária localizada perto da borda à direita.

Um perfil dos componentes de tensão de contato na interface da ferramenta, como mostrado na Fig. 14, fornece informações diretas sobre a interação mecânica entre o fundo do chip e a superfície da cratera. Há uma diminuição acentuada no normalestresse em torno da borda principal da cratera (perto do elemento 3) e, em seguida, o estresse normal continua aumentando até o arremessoEdge, onde o valor do estresse é cerca de três vezes maior que o da borda principal. De fato, fica claro na Fig. 14 queA borda à direita desempenha um papel muito mais importante no suporte ao chip do que a parte restante da cratera. A maioria do fundo do chip que está em contato com a superfície da cratera permanece sob a condição de aderência (ou seja,,com tensão de cisalhamento constante). As intensas cargas mecânicas e térmicas que atuam na borda da direita serão desgastasEssa borda rapidamente e acelere o crescimento da cratera na direção superior.

A Fig. 15 mostra as forças de corte (FC) e alimentação (FT), que são cerca de 100 n menores quando comparadas com as da Fig. 9. Isso se deve à redução significativa do comprimento do contato, ou seja, metade disso para o caso 1, embora o picoO estresse normal na Fig. 14 é maior que o da Fig. 8.

Casos com uma ferramenta craterada com KB ＞ km/2

O efeito do segundo tipo de desgaste da cratera (casos 3 e 4 na Tabela 2) no processo de corte de metal é estudado nesta subseção. Diferindo do primeiro tipo (caso 2), esse tipo de cratera localiza a uma distância do corteEdge, isto é, a cratera permanece entre dois segmentos da face da ferramenta AT.

Portanto, o ângulo de ancinho nas proximidades da ponta da ferramenta é o mesmo da ferramenta plana (caso 1). Dois casos (isto é, os casos 3 e 4) são simulados para investigar os efeitos de diferentes parâmetros de uma cratera. No caso 3, a profundidadeKT e a largura 2 (km-kb) da cratera (veja a Fig. 2) são menores que os do caso 4, enquanto a distância da ponta da ferramenta à borda principal da cratera é a mesma para os dois casos. Além disso, KT é o mesmo para o caso 2 eCaso 4 (consulte a Tabela 2). Os resultados representativos são mostrados nas Figs. 16-21 para o caso 3 e nas Figs. 22-27 Para o caso 4. A seguir, os resultados dos casos 3 e 4 são primeiro comparados aos dos casos 1 e 2. Então, os casos 3 e 4 são comparadosum ao outro para ilustrar suas diferenças e semelhanças.

Comparado com os mostrados nas Figs. 4 e 10, as malhas deformadas nas Figs. 16 e 22 demonstram que os chips formados com uma ferramenta craterada de segundo tipo são mais finos e os elementos nas camadas inferiores dos chips experimentam mais severosdistorções e revertem suas orientações somente depois de se afastarem muito além da zona de contato, e muito pouca deformação residual (plástica) ocorre abaixo da superfície usinada. A presença da cratera restringe o contato entre a ferramentae o chip e aprimora o enrolamento. Figs. 17 e 23 indicam que o contorno da maior tensão plástica equivalente em ambos os casos 3 ou 4, localizada na parte inferior do chip, começa na ponta da ferramenta, que é semelhante à do caso1 (Fig. 5), mas diferente daquele do caso 2 (Fig. 11). Os valores máximos da tensão plástica equivalente aqui nos casos 3 e 4 são maiores que os dos casos 1 e 2, implicando deformações mais intensas que ocorrem no cisalhamento secundárioZonas nos dois primeiros casos. A tensão residual abaixo da superfície usinada é dificilmente observável. Os contornos do estresse equivalente de von Mises, como mostrado nas Figs. 18 e 24, revelam um intermediário de distribuição de estresse entre aqueleNa Fig. 6 e a da Fig. 12. Os contornos com o maior concentrado de tensão equivalente na região central da zona de cisalhamento primário, enquanto os contornos com o segundo maior tensão equivalente são distribuídos em uma área maior,estendendo -se ao longo do

Fig. 16. malha deformada (fator de ampliação: 6) (Caso 3: ferramenta craterada).

Fig. 17. Contornos da tensão plástica equivalente de von Mises (Caso 3: Ferramenta Classificada).

Fig. 18. Contornos do estresse equivalente de von Mises (caso 3: ferramenta craterada).

zona de cisalhamento primário e do segmento reto da face da ferramenta para a superfície do chip livre. A distribuição da temperatura de corte é mostrada nas Figs. 19 e 25. Para ambos os casos 3 ou 4, a largura do contorno com o mais altoA temperatura é muito menor que a do caso 1 (Fig. 7). Esse contorno centros na vanguarda da cratera nos casos 3 e 4, em oposição à centralização na borda da cratera no caso 2 (Fig. 13). Um exame das Figs. 20E 26 mostra que existem descontinuidades nas distribuições de tensão de contato. Isso é causado pela perda localizada de conformidade entre a ferramenta

Fig. 19. Contornos da temperatura de corte (Caso 3: ferramenta craterada).

Fig. 20. Forças de corte versus deslocamento da ferramenta (Caso 3: ferramenta craterada).

Fig. 21. Distribuições dos componentes de tensão de contato na interface do chip da ferramenta (Caso 3: ferramenta craterada).

FACEAND e ECHIPDUETOTHENON-SmoothnessattheInterseções das bordas da cratera e dos segmentos de ferramentas planas. Comparado com o caso 2 (ver Fig. 14), o pico maior de tensão normal ocorre no caso 4 (Fig. 26) na borda principal da crateracorrespondente ao locus das temperaturas mais altas. Em vez da clara tendência de crescimento rápido da cratera na direção ascendente (isto é, na borda à direita) no caso 2, aqui no caso 4 a borda principal é mais suscetível ao desgaste.

Tanto as forças de corte quanto de alimentação nos casos 3

Fig. 22. Mesh deformada (fator de ampliação: 6) (Caso 4: ferramenta craterada).

Fig. 23. Contornos da tensão plástica equivalente de von Mises (Caso 4: Ferramenta Classificada).

Fig. 24. Contornos da tensão equivalente de von Mises (Caso 4: Ferramenta Classificada).

Fig. 25. Contornos da temperatura de corte (Caso 4: ferramenta craterada).

Fig. 26. Forças de corte versus deslocamento da ferramenta (Caso 4: ferramenta craterada).

Fig. 27. Forças de corte versus deslocamento da ferramenta (Caso 4: ferramenta craterada).

e 4, como mostrado nas Figs. 21 e 27, são menores que os do caso 2 (Fig. 15) porque menos quantidade do chip está em contato íntimo com a face da ferramenta.

Na Fig. 16 (caso 3), observa -se que o chip slidessobre a cratera sem tocar a superfície da cratera devido ao pequeno tamanho da cratera. A situação é obviamente diferente quando a profundidade e a amplitude da cratera aumentam, como mostrado na Fig. 22 (caso 4). No caso 4, o material girana cratera no canto principal e é forçado a se enrolar na borda à direita depois de deslizar ao longo de toda a superfície da cratera. A inclinação gradual na parte superior da cratera resulta em menos curling do que no caso 3 (Fig. 16).

As distribuições da tensão plástica equivalente são bastante semelhantes nos casos 3 e 4, como mostrado nas Figs. 17 e 23. No entanto, a maior tensão plástica equivalente no caso 4 é maior, pois neste caso o chip deve virar umCanto afiado antes de entrar na cratera. A pequena diferença entre as distribuições do estresse equivalente de von Mises nos casos 3 e 4 (ver Figs. 18 e 24) pode ser atribuído aos raios de curling dos chips. Uma curling menorO raio leva a mais compressão concentrada no canto superior da zona de cisalhamento primário, como mostrado na Fig. 18 (caso 3). É importante observar que o contorno de temperatura mais alto no caso 3 abrange uma região da ponta da ferramenta para oaresta à direita da cratera, como mostrado na Fig. 19, enquanto no caso 4 os centros de contorno de temperatura mais altos na borda principal, conforme ilustrado na Fig. 25. Além disso, o pico de tensão normal ocorre na borda à direita no caso 3, como mostrado emFig. 20, enquanto no caso 4 (Fig. 26), o pico de tensão normal é atingido na borda principal. As ações mecânicas e térmicas farão com que o crescimento da cratera se desenvolva mais rapidamente na direção superior (isto é, na borda à direita) emCaso 3, mas na direção inferior (isto é, na borda principal) no caso 4. Finalmente, deve -se ressaltar que o estresse normal na borda principal também é alto no caso 3 (Fig. 20), o que implica que o A cratera também cresceráSubstancialmente na direção inferior, embora a taxa de crescimento possa ser menor que a da borda à direita.

Conclusões

Um modelo de elemento finito termomecânico totalmente acoplado é desenvolvido para simular o processo de corte de metal ortogonal, com ênfase nos efeitos das variações geométricas da face do ancinho da ferramenta. Com base nos resultados da simulação eAs análises apresentadas, as seguintes conclusões podem ser tiradas:

Este modelo pode descrever bem os principais recursos do processo de corte de metal ortogonal. No caso de uma ferramenta plana, as forças de corte e alimentação simuladas estão de acordo com os dados obtidos experimentalmente [15], que verificao presente modelo.

A presença de uma cratera na face do ancinho da ferramenta tem efeitos apreciáveis ​​no processo de corte.

Ao cortar ferramentas com crateras diferentes no tipo, mas as mesmas na profundidade são usadas, ocorre uma discrepância eminente em seus resultados representativos.

Uma comparação dos casos 3 e 4 mostra que o tamanho da cratera tem uma influência impressionante no processo de corte, especialmente nas distribuições das tensões de contato do chip da ferramenta e na formação de chips. Quanto maior o tamanho da cratera, omaior o raio de curling resultante.