Comprendre l'impact de l'usure du cratère sur le processus de formation des puces

Introduction

La coupe de métaux, en tant que processus de fabrication important qui élimine les matériaux indésirables d'une pièce, a été largement étudié. Accompagné à la fois de déformations irréversibles et de transfert de chaleur, la coupe des métaux est un coupléprocessus thermomécanique. En raison de grandes déformations, de taux de déformation élevés, de hausses de températures substantielles, de frictions excessives et de conditions de charge compliquées impliquées dans un processus de coupe des métaux, les modèles analytiques précis sont trèsdifficile à développer. La plupart des modèles existants sont descriptifs plutôt que prédictifs et, par conséquent, ne peuvent pas être directement appliqués pour déterminer les conditions de coupe optimales dans la phase de conception. D'un autre côté, les méthodes expérimentales sontInthématiquement spécifique à la configuration et tend à être très coûteux pour modéliser les processus d'usinage complexes. Par conséquent, les modèles basés sur des simulations numériques détaillées deviennent d'une importance extrêmement importante pour développer des théories prédictives du métalCoupe.

La méthode d'éléments finis (FEM) est l'outil numérique le plus fréquemment utilisé dans les simulations de coupe métallique depuis 1973, lorsque la méthode a été appliquée pour la première fois aux processus d'usinage de modèle par Klamecki [1]. L'utilisation du FEM dans un métalL'analyse de coupe permet d'incorporer la relation constitutive réelle du métal (pièce), pour modéliser avec précision l'interaction entre la puce et l'outil de coupe, et pour tenir compte des effets limites de la surface de la puce libre[2]. Plus important encore, le FEM, en tant que technique à champ plein, permet de déterminer les champs de contrainte, de déformation et de température dans la pièce ainsi que les paramètres globaux (y compris la force de coupe, la force d'alimentation et la géométrie des puces). LeDes informations détaillées sur les distributions de contrainte et de température sont cruciales pour prédire les conditions de coupe optimales. Par conséquent, de nombreuses recherches ont été menées sur des simulations de coupe de métaux en utilisant divers modèles d'éléments finis (FE),dont la plupart ont été examinés dans [3-5].

La coupe des métaux, en tant que processus d'élimination des matériaux, implique généralement de grandes déformations et des taux de déformation très élevés. La puce produite dans le processus de coupe est en contact avec la face de râteau d'outil dans une zone très pressée, provoquant un collagefrottement, qui se transformera en friction glissante plus haut sur la face de l'outil. De grandes déformations plastiques et des frictions intensives impliquées dans la coupe des métaux génèrent une énorme quantité d'énergie thermique, entraînant une augmentation significative deTempérature. Par conséquent, le processus de coupe doit être traité comme un processus thermomécanique couplé. Récemment, des efforts de recherche ont été déployés dans ce sens. Pour l'examen, un modèle d'éléments finis de déformation du plan thermomécanique pourLa modélisation de la découpe orthogonale avec une transformation continue des puces a été présentée par Lei et al. [6], qui a négligé les forces de friction sur l'interface de puce à outils et a supposé un flux de chaleur uniforme directement appliqué à la puce pour tenir compte duTransfert de chaleur généré par la friction. Liu et Guo [7] ont rapporté un modèle FE thermoélastique-viscoplastique qui a été développé pour étudier les effets de la frottement de la puce d'outils et des coupes séquentielles sur les contraintes résiduelles dans les couches usinées. La températureL'augmentation de la pièce a été estimée dans leur analyse en utilisant la chaleur générée par les déformations plastiques, les travaux générés par la friction négligés et les conditions adiabatiques supposées. Shet et Deng [8] ont fourni une analyse Fe de laProcessus de coupe des métaux orthogonaux basé sur une loi de friction de Coulomb modifiée et un critère de séparation des puces basée sur le stress. Dans leur étude, les conditions de chauffage adiabatiques ont été supposées déterminer l'augmentation de la température locale dans le cisaillementzones causées par les déformations plastiques et les travaux de friction. Puisqu'il y a toujours une conduction thermique dans la pièce, la puce et l'outil de coupe, et entre la puce et l'outil, le chauffage adiabatique n'est qu'unL'approximation, qui peut produire des résultats inacceptables, en particulier lorsque une vitesse de faible ou intermédiaire est utilisée [9]. Par conséquent, des modèles Fe améliorés qui peuvent représenter entièrement le couplage thermomécanique dans un processus de coupe métallique sont toujours enavoir besoin.

En traitant l'usure de l'outil se produisant dans le processus de coupe des métaux orthogonaux, les enquêteurs précédents ont identifié deux mécanismes de formation d'usure: l'usure du cratère et l'usure du flanc. Les effets des changements de géométrie des outils causés par le flancL'usure du processus de coupe a été largement étudiée [10-12] avec un intérêt particulier à calculer la contrainte résiduelle-déception de la séparation des puces de la pièce. L'interaction Chip-Tool sera considérée comme un bâton coulissant etsera représenté par la loi de Coulomb. L'équation de conduction de chaleur sera résolue pour déterminer le champ de température causé par le chauffage en raison de déformations plastiques et de frictions. Le code d'éléments finis à usage général ABAQUS [16]Servir d'outil de calcul dans le présent modèle. Les champs de contrainte et de température seront déterminés simultanément en utilisant ABAQUS. La faisabilité de ce code pour les simulations de coupe métallique a été démontrée avec succès dansétudes antérieures [6-8]. Une partie des résultats prédictifs obtenus dans le modèle actuel sera comparé aux données expérimentales rapportées dans [14,15].

Considérations de modélisation

Hypothèses

Trois hypothèses majeures sont faites dans cette enquête. Premièrement, l'état de la souche d'avion est supposé, comme cela a été fait dans presque toutes les études précédentes. Étant donné que la largeur de coupe est beaucoup plus grande que l'épaisseur de la puce non déformée, cette hypothèse estjustifié. Deuxièmement, compte tenu du grand module élastique du matériau de l'outil par rapport à celui de la pièce, l'outil de coupe est considéré comme parfaitement rigide. Il s'agit d'une approximation acceptable, comme les déviations élastiques de la coupeL'outil est insignifiant par rapport aux grandes déformations plastiques de la pièce. Enfin, l'outil de coupe est considéré comme parfaitement tranchant pour faciliter la simulation.

Relation constitutive

L'acier à outil de durcissement en pétrole O1 est pris en compte dans cette étude. La contrainte équivalente de Von Mises de ce matériau, σ, peut être représentée par le modèle de Johnson-Cook comme [15]Ses. Pour l'influence de l'usure du cratère, cependant, très peu d'études ont été rapportées, bien que ce mécanisme de formationL'ISM est tout aussi important. Komvopoulos et Erpenbeck [13]a étudié les effets combinés de l'usure du cratère et du bord construit (BUE) à l'aide d'un modèle FE et d'un désastre isothermetion. Pour mieux comprendre les effets des changements de géométrie des outils causés par l'usure du cratère sur les paramètres de coupe, un modèle thermomécanique considérant les réponses thermiques et mécaniques couplées doit être appliquée, car l'usure de l'outilest fortement associé à l'élévation de la température pendant le processus d'usinage.

L'objectif de cet article est de développer un modèle d'éléments finis thermomécaniques entièrement couplé pour simuler le processus de coupe orthogonal, avec un accent particulier sur les effets de l'usure du cratère. Sécurité en régime permanent et planLes conditions de coupe seront prises en compte. L'équation constitutive de l'acier à outil de durcissement pétrolier O1 sera utilisée, dont la formea été précédemment déterminé en utilisant le test de barre de Hopkinson Split [14,15]. Un critère de stress critique sera utilisé pour savoir où A, B, C, M et N sont des constantes constitutives, ε la souche plastique équivalente von Mises, ε · L'équivalentTaux de déformation en plastique, ε · 0 La vitesse de déformation plastique équivalente à référence, KT un facteur utilisé pour ajuster la contrainte due aux effets de ramollissement thermique, t 丰 la température homologue, la température de la pièce et le tmelt et le t0 sont,respectivement, la température de fusion du matériau et la température ambiante de référence. Pour l'acier O1 considéré, ces constantes ont étédéterminé par Zheng et Sutherland [15], en utilisant le test de barre de Hopkinson divisé, à être a = 625,3 MPa, b = 650,0 MPa, n = 0,42, c = 0,011, ε · 0 = 451 S-1, M = 1, T0 = 25 ° C et TMELT = 1500 ° C. Les propriétés du matériau de la pièce, y comprisLa dépendance à la température, le cas échéant, est répertoriée dans le tableau 1. Eqs. (1) et (2), avec ces matériaux

Propriétés, seront adoptées dans cette étude pour représenter le comportement constitutif de l'acier.

1 élément fini 1 en maille

Le maillage initial de l'élément fini est illustré à la figure 1. La largeur de coupe, 3,861 mm, est 76 fois plus grande que la profondeur de coupe, 50,8 µm, et donc l'état de déformation plane est supposé. Cinq couches d'éléments, 10,16 µm de haut dans chaque couche, sont utiliséespour modéliser la formation potentielle des puces. Quatre couches d'éléments, avec leurs hauteurs diminuant du bas de la pièce à la surface de coupe en fonction d'une règle de biais (c'est-à-dire que le rapport de hauteur des éléments adjacents est de 0,6), sontUtilisé pour la pièce sous la surface de coupe. Pour faciliter la formation de puces, une puce initiale est présumée, modélisée par cinq couches d'élément, avec 20 éléments dans chaque couche. Il y a totalement 640 éléments de déformation plane (connucomme CPET4 dans ABAQUS), qui est oparamétrique, à quatre nœuds et déplacement de température couplé, et 791 nœuds utilisés dans ce maillage. Les éléments de la puce potentielle sont conçues de telle sorte qu'elles sont inclinées en arrière avec leurs tailles dans leDirection horizontale étant plus grande que celles dans la direction verticale. Cette configuration, initialement proposée par Stren-Kowski et Carroll [17], peut compenser la distorsion sévère des éléments dus à la compression intense, cisaillementLa tension et le glissement de friction, évitant ainsi une éventuelle divergence pendant les itérations numériques. Des essais et des erreurs doivent être effectués pour déterminer les formulaires et tailles d'élément appropriés [18]. Dans cette étude, tous les éléments utilisésSimuler la puce potentielle mesure 50 µm de long et leur angle d'orientation est de 70 ° par rapport à la direction verticale.

Outil de coupe et son usure

Dans les opérations d'usinage pratiques, l'usure de l'outil est non uniforme le long des faces d'outil. Cela nécessite la spécification de l'emplacement et du degré de l'usure lorsque la valeur d'usure autorisée doit être décidée. Le contour du plus hautLa température, lors de l'usinage de l'acier à faible teneur en carbone, est généralement située à une distance le long du visage de râteau loin du bord de coupe, conduisant à l'usure sous la forme d'un cratère correspondant à ce contour de température [19]. Un seul point typiqueL'outil avec usure de cratère est illustré à la figure 2, dans laquelle la profondeur du cratère KT est généralement considérée comme une mesure de la quantité d'usure du cratère [20]. Le cratère comme indiqué fait partie d'un cercle, KB mesurant la distance verticale du centre dele cercle à la pointe de l'outil de coupe. Dans un processus de coupe impliquant une usure de cratère, la chaleur s'écoulera du point chaud vers le bord de coupe à mesure que le temps de coupe s'écoule ou la vitesse de coupe augmente [19]. D'un autre côté, le cratère peutproviennent également du bord de pointe lors de l'usinage des matériaux de conductivité élevés. Par conséquent, il existe deux types de motifs d'usure de cratère possibles avant que le seuil d'usure admissible ne soit atteint, c'est-à-dire l'usure du cratère avec kb = km / 2 et kb ＞Km / 2. Quatre cas seront simulés dans cette étude. Les paramètres géométriques des outils, qui ont tous le même angle de râteau à 10 °, sont présentés dans le tableau 2.

Comme le montre la figure 3, la pièce est fixée sur ses surfaces inférieures et droites, et l'outil de coupe peut se déplacer horizonment de gauche à droite tout en restant verticalement.

Fig. 1. Mesh initial du modèle d'éléments finis. Fig. 2. Configuration des faces de l'outil.

De plus, la surface supérieure de la pièce et les surfaces de la puce exposées à l'air sont considérées comme adiabatiques, les surfaces supérieure et gauche de la partie usinée de la pièce, car le transfert de chaleur entre eux et l'air est insignifiantet peut donc être négligé. Les surfaces droite et inférieure de la pièce restent à la température initiale, car elles sont situées loin des zones de déformation.

L'outil de coupe, avec son module élastique nettement plus grand que celui de la pièce, est modélisé comme un corps rigide. Étant donné que l'outil a été supposé parfaitement net, seul un segment de la face de râteau doit être défini par un deuxÉlément rigide de nœud. Les contraintes cinématiques et les charges de l'outil sont prescrites par un nœud de référence, qui est attaché à l'outil rigide. Une vitesse de coupe est attribuée à l'outil via ce nœud de référence avec le temps choisiIntervalle et déplacement d'outil correspondant dans le sens horizontal. Avant de modéliser l'interaction à l'outil et la séparation des puces, deux paires de contacts de surface doivent être définies, c'est-à-dire la paire de puces potentiels à outils et la paire de puces-potentiel et la pairePaire de puces potentielle de pièce. La condition initiale pour cette dernière paire est que les deux nœuds identiques le long de la ligne de séparation prospective sont totalement liés. Une autre condition initiale dans cette étude est leTempérature initiale, 25 ° C, à imposer à tous les éléments.

Dans la région coulissante, un coefficient de frottement constant, µ, est supposé, tandis que dans la région de collage, la limite de contrainte de cisaillement équivalente, τmax, est imposée. La contrainte de friction τfr sur l'interface peut donc être exprimée commeoù σs est la contrainte normale le long de la face de râteau de l'outil. De toute évidence, ce modèle de friction est basé sur la loi de Coulomb.

Eq. (3) représente la région coulissante, tandis que l'équation. (4) décrit la région de collation. Pour utiliser Abaqus, τmax = σ s / y'3 estadopté dans cette étude, où σ s est la contrainte équivalente de von Mises dans la zone de cisaillement secondaire adjacente à la face de l'outil. En tant qu'approximation, le coefficient de frottement moyen dans la région coulissante peut être calculé à partir de mesuréeForces de coupe et d'alimentation. τmax peut être estimé à partir de la division de la force d'alimentation mesurée (lorsque l'angle de râteau est de 0 °) par la zone de contact saisie sur la face de râteau [19]. Dans cette étude, µ = 0,85 et τmax = 500 MPa sont obtenusen utilisant des données expérimentales fournies dans [14].

2.6. Effets de la température

Les déformations plastiques irréversibles et les frictions sur l'interface-puce-outil génèrent de la chaleur et entraînent une augmentation de la température. Les déformations plastiques conduisent àLorsque Q · P est le flux de chaleur volumétrique dû au travail en plastique, ηp le facteur de conversion du travail en plastique, et L ', E · Pare, respectivement, le tenseur de contrainte Cauchy et le tenseur de vitesse de déformation plastique.

2.5. Frottement sur l'interface de puce à outils

L'interaction entre l'outil de coupe et la puce est un problème de contact complexe. Les observations expérimentales [21] ont montré qu'il existe deux régions distinctes sur la face de râteau de l'outil de coupe, c'est-à-dire des régions de collage et de glissement.

Fig. 3. Conditions aux limites de la coupe métallique orthogonale (outil plat).

Lorsque Q · f est le flux de chaleur volumétrique dû au travail de friction, y · le taux de glissement, ηf le facteur de conversion de travail de friction, ff la fraction de l'énergie thermique menée dans la puce, et τfr est défini près de l'équation. (3). En notant queLa plupart du travail en plastique se transforme en chaleur, ηp est considéré comme 0,9. De plus, en supposant que tous les travaux de friction se transforment en chaleur, ηf = 1,0 sera utilisé dans cette étude paramétrique. La valeur de FF est déterminée par le thermiquePropriétés des matériaux de l'outil et de la pièce ainsi que le gradient de température près de l'interface-puce-outil. Dans cette étude, FF = 0,5 (la moyenne) est prise. Des valeurs similaires ont été utilisées pour ces paramètres dans des études précédentes baséessur les mêmes arguments [6,22].

L'équation d'énergie qui définit le champ de température estLorsque Q · = Q · P + Q · F est le taux de génération de chaleur volumétrique total, ρ, k et cp sont, respectivement, de la densité, de la conductivité thermique et de la chaleur spécifique du matériau de la pièce, et 72 est l'opérateur de Laplace. De toute évidence, les équations. (1), (2)et (5) - (7) montrent que les champs de contrainte et de déformation sont entièrement couplés au champ de température, résultant ainsi en un modèle thermomécanique couplé, comme mentionné précédemment. Ces équations seront résolues simultanément à l'aide d'AbaqustoDéterminez les champs de contrainte, de déformation et de température.

2.7. Critère de séparation des puces

Il existe deux formulations de FE majeures, c'est-à-dire les formulations lagrangiennes et eulériennes. Dans la formulation lagrangienne, les éléments, couvrant exactement la région d'analyse, sont attachés au matériau et déformés avec lepièce de travail. D'un autre côté, la formulation eulérienne considère les éléments fixés dans l'espace et calcule les propriétés du matériau à des emplacements spatiaux fixes lorsque le matériel traverse le maillage.

Dans le processus d'usinage, la puce, qui fait initialement partie de la pièce, se sépare de la surface usinée à la pointe de l'outil. Pour modéliser ce processus en utilisant la formulation Lagrangien Fe, un critère régissant la séparation des puces doitêtre donné. Divers de tels critères ont été signalés dans la littérature. Ils peuvent être classés comme deux types, c'est-à-dire géométriques et physiques [23]. Selon un critère de séparation géométrique, la puce sera séparée lorsqueLa distance entre la pointe de l'outil et le nœud le plus proche juste en avance sur la pointe de l'outil est égal ou inférieur à une valeur donnée. L'inconvénient de la méthode géométrique est qu'il n'a aucune signification physique. Les critères physiques sont basés sur leValeurs de variables physiques sélectionnées, telles que la contrainte, une déformation plastique équivalente ou une densité d'énergie de déformation, dans l'élément immédiatement avant la pointe de l'outil. Dans un tel critère physique, une paire de nœuds coïncidents, qui sont prescritsComme parfaitement lié initialement, sont supposés se séparer lorsque la valeur de la variable physique spécifiée dans l'élément désigné est supérieure à la valeur de seuil sélectionnée.

Un critère de stress critique, l'un des critères physiques, est utilisé dans cette étude. Ce critère indique que le nœud de fissure débonde lorsque l'équivalent local stress à une distance spécifiée avant la pointe de la fissure lors de la séparation supposéeLa ligne atteint une valeur critique. Le critère de stress critique est défini comme [16]

La formulation lagrangienne utilisant un critère de séparation de nœuds est connue pour avoir certaines carences [24]. Cependant, sa simplicité et le coût de calcul inférieur associé rendent cette formulation encore plus attrayante que les autresMéthodes, y compris les techniques de remontage continu [25], la formulation eulérienne et l'approche arbitraire lagrangienne-euélérienne [24], pour l'utilisation dans des études paramétriques impliquant plusieurs cas. Par conséquent, la formulation lagrangienne en utilisantLe critère de contrainte critique (séparation des nœuds) mentionné ci-dessus est adopté dans la présente étude. La popularité de cette formulation est mise en évidence par son utilisation approfondie dans de nombreuses études [8,26] et dans les principaux codes informatiques (comme Abaqus[16]).

Résultats et discussions

Les quatre cas répertoriés dans le tableau 2 sont simulés. Ils peuvent être classés comme trois types en termes de géométrie de la face de l'outil: face plate (cas 1), face cratered avec kb = km / 2 (cas 2) et face cratered avec kb ＞ km / 2 (cas 3 et 4) . SuiteL'attention sera accordée ici aux effets de l'usure du cratère avec KB ＞ km / 2, car ce type d'usure du cratère est le plus fréquemment rencontré dans la pratique. Résultats représentatifs qui peuvent apporter un nouvel éclairage sur l'influence de la géométriqueLes variations de la face de râteau de l'outil, telles que l'emplacement du cratère, la profondeur du cratère et la largeur du cratère, sur le processus de coupe orthogonal sont présentées dans cette section. Plus précisément, ces résultats incluent des mailles déformées, des distributions du vonMISES Équivalent de déformation en plastique, la température de contrainte et de coupe équivalente de Von Mises, le profil de contrainte de contact sur l'interface-puce-puce et les forces de coupe.

La vitesse de coupe pour les quatre cas est définie pour être4.064 m / s. En tant que base de référence de comparaison, le cas de face plate est d'abord simulé et les forces de coupe obtenues sont comparées et vérifiées par les données expérimentales rapportées dans [15]. Ensuite, les effets d'usure du cratère sontétudié avec toutes les autres conditions restant inchangées.

Généralement, l'outil de coupe doit continuer à se déplacer sur une distance au moins 20 fois la profondeur de coupe pour garantir que la formation de puces à l'état d'équilibre a été atteinte [18]. Par conséquent, pour chaque cas de cette étude, l'outil est passé àau moins 2 mm dans les conditions de coupe prescrites vers sa destination. Pour terminer chaque simulation, environ 2,5 h de temps de processeur d'un poste de travail Sun (Ultra SPARC-III 440 MHz) est nécessaire.Lorsque σ22 est le composant de contrainte normal dans la direction 2 (verticale) au point spécifié, τ21 la contrainte de cisailleStress du matériau de la pièce. Les nœuds initialement liés se séparent lorsque f = 1 士! Si, où! Si est la tolérance donnée. Des simulations d'essai et d'erreur sont généralement nécessaires pour déterminer la position où les contraintes sont évaluées.

Il est pratique de prendre la pointe de la fissure car ce point et le comportement de séparation s'avère raisonnablement satisfaisant.

Boîtier avec un outil plat

Le maillage déformé est illustré à la figure 4. Sur cette figure et les chiffres suivants, le facteur d'agrandissement est défini à 3,5, sauf indication contraire. Il est à noter que les éléments initialement vers le dos deviennent à peu près perpendiculairesà la face du râteau après avoir traversé la zone de cisaillement primaire. L'augmentation des hauteurs et la diminution des largeurs des éléments entraînent une épaisseur de puce plus élevée que la profondeur de coupe.

Fig. 4. Mesh déformé (cas 1: outil plat).

La couche inférieure des éléments connaît le cisaillement dans la zone primaire, glisse le long de la face de râteau et s'incline vers l'avant avant de se recroqueviller sur la face du râteau. Les deux couches supérieures des éléments de la partie usinée restent inclinées même si leL'outil s'est éloigné loin. En conséquence, les souches et les contraintes résiduelles sont générés dans la pièce après l'usinage.

La figure 5 indique la distribution de la souche plastique équivanche à Von Mises. Apparemment, la déformation plastique dans la zone de cisaillement primaire commence à sa limite inférieure et augmente à mesure que le matériau continue de se déplacer vers la limite supérieurede cette zone. Par conséquent, au lieu d'un plan de cisaillement prédit par la théorie classique de la coupe orthogonale [27], la zone de cisaillement principale de ce cas s'élargit lors de l'extension de la pointe de l'outil à la surface libre de la puce. L'angle de cisaillementobtenu expérimentalement sur la base de la théorie classique de la coupe des métaux est de 22 ° [15]. De toute évidence, ce plan de cisaillement (avec l'angle de cisaillement de 22 °) est situé dans la zone de cisaillement primaire, dont l'angle de cisaillement varie de 14 à 23 °. Il estvu qu'il existe un gradient de déformation notable du bas vers le haut de la puce, la valeur de déformation maximale existant en bas. Ceci est physiquement raisonnable car les éléments de la couche inférieure ont traversé leZone de cisaillement primaire et interagissent avec la face du râteau par friction. L'inspection de la figure 5 montre également que la magnitude de la contrainte plastique résiduelle sur et en dessous de la surface usinée est sur le même ordre que celle en basBoundaire de la zone de cisaillement primaire.

La distribution de la contrainte équivalente de von Mises est illustrée à la figure 6. Il est à noter que le contour de contrainte de pic de von Mises comprend la région centrale de la zone de cisaillement primaire, avec son modèle très similaire à celui du von MisesUne déformation plastique équivalente montrée sur la figure 5. L'amplitude de la contrainte équivalente dans la zone de cisaillement secondaire est inférieure à celle de la zone de cisaillement primaire en raison de l'effet de ramollissement de

Fig. 5. Contours de la souche plastique équivalente de Von Mises (cas 1: outil plat).

Fig. 6. Contours de la contrainte équivalente de Von Mises (cas 1: outil plat).

Température de coupe. En outre, il est important de remarquer l'apparition d'une contrainte équivalente résiduelle sous la surface usinée et sur la surface libre de la puce (voir Fig. 6).

La figure 7 montre la distribution de la température de coupe. L'augmentation de la température commence à la limite inférieure de la zone de cisaillement primaire et se poursuit dans la puce, même s'il n'existe pas de déformation plastique intensive (cisaillement) loin duzones de cisaillement. La conduction explique ce phénomène. De plus, la chaleur générée par l'interaction par friction entre l'outil et la puce contribue également à l'élévation de la température. Par conséquent, la température la plus élevée se produit le longL'interface de puce-outils. Il convient de noter qu'il existe un gradient de température éminent dans la puce, similaire au gradient de déformation plastique équivalent affiché sur la figure 5.

La figure 8 montre un profil des contraintes de contact normales et de cisaillement réparties le long de la face de râteau. L'ampleur de la contrainte normale, qui est compressive, est illustrée sur la figure 8. Cela s'applique aux figures suivantes qui décriventcontacter les profils de stress. Les éléments de surface sont numérotés dans une commande ascendante de la pointe de l'outil à la fin de la longueur de contact, à laquelle la puce commence à se recroqueviller de la face de l'outil. On voit sur la figure 8 que la contrainte normaleatteint sa valeur la plus élevée près de la pointe de l'outil, diminue fortement dans le troisième élément, diminue progressivement à travers l'élément no. 22, et saute finalement brusquement à la fin du contact. Le phénomène de glissement de bâton est clairement recruté sur leCourbe de contrainte de cisaillement: La valeur de la contrainte de cisaillement reste constante dans la région près de la pointe de l'outil (c'est-à-dire la région de collage) et proportionnelle à la contrainte normale dans le reste de la zone de contact (c'est-à-dire la région coulissante). Tel queLe profil est en accord qualitatif avec les observations expérimentales de l'USUI et de Takeyama [21].

La figure 9 montre une comparaison entre les forces de coupe simulées et obtenues expérimentalement. La force de coupure simulée (FCS) et la force d'alimentation (FTS) ont évidemment atteint leurs valeurs en régime permanent après que l'outil ait déplacé environ 1,2MM, qui est environ 24 fois plus grand que la profondeur de coupe. Seules les données expérimentales à l'état d'équilibre pour la force de coupe (FCE) et la force d'alimentation (FTE) sont fournies dans [15], qui sont également représentées sur la figure 9. l'ondulation des valeurs de forceest

Fig. 7. Contours de la température de coupe (cas 1: outil plat).

Fig. 8. Distributions des composants de contrainte de contact sur l'interface de puce-outil (cas 1: outil plat).

Attribué à la libération de la force de cautionnement des deux nœuds initialement liés au fur et à mesure de leur débond. Les FC et les FT montrent une augmentation brutale initiale. Il en résulte le contact initial entre la face de l'outil et la puce initialement présumée. IlsCommencez à augmenter progressivement lorsque la nouvelle puce commence à se former. Une comparaison des forces de coupe et d'alimentation obtenues à partir de la simulation et des expériences montre un bon accord. Cela vérifie le modèle d'éléments finis actuel, qui serautilisé pour simuler les trois autres cas avec des outils cratenés répertoriés dans le tableau 2 dans les sections suivantes.

Case avec un outil cratéré ayant un km / 2

Pour révéler l'effet du premier type d'usure du cratère (cas 2 du tableau 2) sur le processus de coupe, un outil cratéré, avec un cratère commençant à la pointe de l'outil, est utilisé à la place de l'outil AT pour mener la simulation. Le même ensemble deRésultats représentatifs, comme le montrent les Fig. 10-15, sont obtenus et comparés à ceux discutés dans la section précédente.

Comme démontré sur la figure 10, la présence d'un cratère a une insuence appréciable sur la formation de puces. Le bord d'attaque du cratère augmente en fait l'angle de râteau de l'outil, ce qui facilite le flux intérieur de la pièceMatériau dans la récréation et donc réduisant le cisaillement ressenti par le matériau dans la zone de cisaillement primaire. Épaisseur de puce plus mince que celle de la figure 4 résulte du cisaillement réduit dans la zone de cisaillement primaire. Le déforméLe matériau est étroitement conforme à la surface du cratère. Il est observé que la couche d'élément inférieure de la puce n'inverse pas leur orientation avant d'approcher le bord de fuite du cratère, ce qui inhibe le flux de matériau vers le haut etEmpêche la puce de glisser le long de la face de râteau plat qui a suivi. En tant que tel, le bord du cratère traînant doit supporter une compression très élevée, ce qui peut provoquer un collage, et donc la zone de cisaillement secondaire surgit à proximité de ce bord. CettePeut être confirmé en faisant référence à la figure 11, où le contour de contrainte en plastique équivalent le plus élevé commence à côté du bord du cratère de fuite et un contour de déformation inférieur existe dans le matériau en contact avec la partie inférieure de lacratère. L'inspection de la figure 11 indique que la déformation plastique équivalente de Von Mises dans la zone de cisaillement primaire est plus faible et que la profondeur de la zone de déformation plastique résiduelle sous la surface usinée est plus petite par rapport à celles enFig. 5.

Fig. 9. Forces de coupe contre déplacement de l'outil (cas 1: outil plat).

Fig. 10. Mesh déformé (cas 2: outil cratéré).

Fig. 11. Contours de la souche plastique équivalente de Von Mises (cas 2: outil crategé).

Fig. 12. Contours de la contrainte équivalente de Von Mises (cas 2: outil cratéré).

Fig. 13. Contours de la température de coupe (cas 2: outil cratéré).

Fig. 14. Distributions des composants de contrainte de contact sur l'interface de puce-outils (cas 2: outil cratéré).

La figure 12 montre les contours de la contrainte équivalente de Von Mises. Une différence frappante existe dans la distribution de la contrainte Von Mises la plus élevée lors de la comparaison des Fig. 6 et 12. Au lieu de résider uniquement dans la région centrale du primaireZone de cisaillement sur la figure 6, le contour de contrainte de von Mise le plus élevé sur la figure 12 couvre une zone plus grande, s'étendant de presque toute la surface de contaction du cratère à la surface libre de la puce. Le bouclage forcé de la puce à la traîne

Fig. 15. Forces de coupe en fonction du déplacement de l'outil (cas 2: outil cratéré).

La figure 13 montre un centre levé du contour de température de coupe le plus élevé, à partir duquel un gradient éminent provient. Le lieu de ce centre correspond à celui du bord du cratère traînante, puisque le plastique et le frottement fonctionnent le longlaLa surface du cratère atteint le maximum dans la zone de cisaillement secondaire située près du bord de fuite.

Un profil des composants de contrainte de contact sur l'interface de la puce à outils, comme le montre la figure 14, donne des informations directes sur l'interaction mécanique entre le fond de la puce et la surface du cratère. Il y a une forte diminution de la normaleStress autour du bord d'attaque du cratère (près de l'élément 3), puis la contrainte normale continue d'augmenter jusqu'à la fuitebord, où la valeur de contrainte est environ trois fois plus grande que celle au bord d'attaque. En fait, il ressort clairement de la figure 14 queLe bord de fuite joue un rôle beaucoup plus important dans le soutien de la puce que la partie restante du cratère. La majorité du fond de la puce qui est en contact avec la surface du cratère reste dans la condition de collage (c'est-à-dire,avec une contrainte de cisaillement constante). Les charges mécaniques et thermiques très intenses agissant au bord de la fuite s'usureontCe bord rapidement et accélérer la croissance du cratère dans la direction supérieure.

La figure 15 montre les forces de coupe (FC) et d'alimentation (FT), qui sont environ 100 N plus petites par rapport à celles de la figure 9. Cela est dû à la réduction significative de la longueur de contact, c'est-à-dire la moitié de celle pour le cas pour le cas 1, bien que le picLa contrainte normale sur la figure 14 est supérieure à celle de la figure 8.

Cas avec un outil cratéré ayant KB ＞ km / 2

L'effet du deuxième type d'usure du cratère (cas 3 et 4 dans le tableau 2) sur le processus de coupe des métaux est étudié dans cette sous-section. Différenant du premier type (cas 2), ce type de cratère se situe à une distance de la coupeEdge, c'est-à-dire que le cratère reste entre deux segments de la face de l'outil AT.

Par conséquent, l'angle de râteau à proximité de la pointe de l'outil est le même que celui de l'outil plat (cas 1). Deux cas (c'est-à-dire les cas 3 et 4) sont simulés pour étudier les effets de différents paramètres d'un cratère. Dans le cas 3, la profondeurKT et la largeur 2 (km-kb) du cratère (voir Fig. 2) sont plus petits que ceux du cas 4, tandis que la distance entre la pointe de l'outil et le bord d'attaque du cratère est supposée être la même pour les deux cas. De plus, KT est le même pour le cas 2 etCas 4 (voir tableau 2). Les résultats représentatifs sont présentés sur les Fig. 16-21 pour le cas 3 et sur les Fig. 22-27 pour le cas 4. Dans ce qui suit, les résultats des cas 3 et 4 sont d'abord comparés à ceux des cas 1 et 2. Ensuite, les cas 3 et 4 sont comparésles uns aux autres pour illustrer leurs différences et leurs similitudes.

Par rapport à ceux montrés sur les Fig. 4 et 10, les maillages déformés des Fig. 16 et 22 démontrent que les puces formées avec un outil cratered de deuxième type sont plus minces et que les éléments des couches inférieurs des puces connaissent plusLes distorsions et inverser leurs orientations uniquement après se déplaçant bien au-delà de la zone de contact, et très peu de déformation résiduelle (plastique) se produit sous la surface usinée. La présence du cratère restreint le contact entre l'outilet la puce et améliore le curling. Figues. 17 et 23 indiquent que le contour de la souche plastique équivalente la plus élevée dans les deux cas 3 ou 4, située au bas de la puce, commence à la pointe de l'outil, qui est similaire à celle du cas1 (Fig. 5) mais différent de celui du cas 2 (Fig. 11). Les valeurs maximales de la déformation en plastique équivalente ici dans les cas 3 et 4 sont plus élevées que celles dans les cas 1 et 2, impliquant des déformations plus intenses se produisant dans le cisaillement secondairezones dans les deux premiers cas. La déformation résiduelle sous la surface usinée est à peine observable. Les contours de la contrainte équivalente de von Mises, comme le montrent les Fig. 18 et 24, révèlent un intermédiaire de distribution de stress entre celuisur la figure 6 et celle de la figure 12. Les contours avec la contrainte équivalente la plus élevée se concentrent dans la région centrale de la zone de cisaillement primaire, tandis que les contours avec la deuxième contrainte équivalente la plus élevée sont distribuées dans une zone plus grande,s'étendant le long du

Fig. 16. Facteur déformé (facteur d'agrandissement: 6) (cas 3: outil cratéré).

Fig. 17. Contours de la souche en plastique équivalente de Von Mises (cas 3: outil cratéré).

Fig. 18. Contours de la contrainte équivalente de Von Mises (cas 3: outil cratéré).

Zone de cisaillement primaire et du segment droit de la face de l'outil à la surface de la puce libre. La distribution de la température de coupe est représentée sur les Fig. 19 et 25. Pour les deux cas 3 ou 4, la largeur du contour avec le plus hautLa température est beaucoup plus petite que celle du cas 1 (Fig. 7). Ce contour se concentre sur le bord d'attaque du cratère pour les deux cas 3 et 4, au lieu de centrer le bord de fuite du cratère dans le cas 2 (Fig. 13). Un examen des Fig. 20et 26 montre qu'il existe des discontinuités dans les distributions de contrainte de contact. Ceci est causé par la perte de conformité localisée entre l'outil

Fig. 19. Contours de la température de coupe (cas 3: outil cratéré).

Fig. 20. Forces de coupe contre déplacement de l'outil (cas 3: outil cratéré).

Fig. 21. Distributions des composants de contrainte de contact sur l'interface de puce-outil (cas 3: outil crategé).

FACEADTHECHECHIPDUETOTHENON-SCOOTHESTHESTATHEINTERSECTIONS des bords du cratère et les segments d'outils plats. Par rapport au cas 2 (voir figure 14), la plus grande contrainte normale de pic se produit dans le cas 4 (Fig. 26) au bord d'attaque du cratèrecorrespondant au locus des températures les plus élevées. Au lieu de la tendance claire de la croissance rapide du cratère dans la direction ascendante (c'est-à-dire au bord de fuite) dans le cas 2, ici, dans le cas 4, le bord d'attaque est le plus susceptible de porter.

Les forces de coupe et d'alimentation dans les cas 3

Fig. 22. Mesh déformé ED (facteur de grossissement: 6) (cas 4: outil cratéré).

Fig. 23. Contours de la souche en plastique équivalente de Von Mises (cas 4: outil cratéré).

Fig. 24. Contours de la contrainte équivalente de Von Mises (cas 4: outil cratéré).

Fig. 25. Contours de la température de coupe (cas 4: outil cratéré).

Fig. 26. Forces de coupe en fonction du déplacement de l'outil (cas 4: outil cratéré).

Fig. 27. Forces de coupe en fonction du déplacement de l'outil (cas 4: outil cratéré).

et 4, comme le montre les Fig. 21 et 27, sont plus petits que ceux dans le cas 2 (Fig. 15) car moins de quantité de puce est en contact intime avec la face de l'outil.

De la figure 16 (cas 3) Il est observé que la puce glissesur le cratère sans toucher la surface du cratère en raison de la petite taille du cratère. La situation est évidemment différente lorsque la profondeur et la largeur du cratère augmentent, comme le montre la figure 22 (cas 4). Dans le cas 4, le matériau tourneDans le cratère dans le coin leader et est obligé de se recroqueviller au bord de fuite après avoir glissé le long de toute la surface du cratère. La pente progressive à la partie supérieure du cratère entraîne moins de curling que dans le cas 3 (Fig. 16).

Les distributions de la souche plastique équivalente sont assez similaires pour les cas 3 et 4, comme le montre les Fig. 17 et 23. Cependant, la plus grande souche en plastique équivalente dans le cas 4 est plus grande, car dans ce cas, la puce doit faire demi-tourcoin tranchant avant d'entrer dans le cratère. La différence mineure entre les distributions de la contrainte équivalente de Von Mises dans les cas 3 et 4 (voir figures 18 et 24) peut être attribuée aux rayons de curling des puces. Un curling plus petitLe rayon conduit à plus de compression concentrée sur le coin supérieur de la zone de cisaillement primaire, comme le montre la figure 18 (cas 3). Il est important de noter que le contour de température la plus élevée dans le cas 3 couvre une région de la pointe de l'outil à laEdge de fuite du cratère, comme le montre la figure 19, tandis que dans le cas 4, les contour de température les plus élevés se concentrent sur le bord d'attaque, comme illustré sur la figure 25. De plus, la contrainte normale de pic se produit au bord de fuite dans le cas 3, car montré dansFig. 20, tandis que dans le cas 4 (Fig. 26), la contrainte normale de pic est atteinte au bord d'attaque. Les actions mécaniques et thermiques feront que la croissance du cratère se développe plus rapidement dans la direction supérieure (c'est-à-dire au bord de fuite) dansCas 3 mais dans la direction inférieure (c'est-à-dire au bord d'attaque) dans le cas 4. Enfin, il convient de souligner que la contrainte normale au bord d'attaque est également élevée dans le cas 3 (Fig. 20), ce qui implique que le Le cratère grandira égalementsubstantiellement dans la direction inférieure, bien que le taux de croissance puisse être plus petit que celui du bord de fuite.

Conclusions

Un modèle d'éléments finis thermomécaniques entièrement couplé est développé pour simuler le processus de coupe des métaux orthogonaux, en mettant l'accent sur les effets des variations géométriques de la face de râteau de l'outil. Sur la base des résultats de simulation etLes analyses présentées, les conclusions suivantes peuvent être tirées:

Ce modèle peut bien décrire les principales caractéristiques du processus de coupe des métaux orthogonaux. Dans le cas d'un outil plat, les forces de coupe et d'alimentation simulées sont en bon accord avec les données obtenues expérimentalement [15], ce qui vérifiele modèle actuel.

La présence d'un cratère sur la face de l'outil Râteau a des effets appréciables sur le processus de coupe.

Lors de la coupe d'outils avec des cratères différents dans le type mais les mêmes dans la profondeur sont utilisés, une différence éminente se produit dans leurs résultats représentatifs.

Une comparaison des cas 3 et 4 montre que la taille du cratère a une influence frappante sur le processus de coupe, en particulier sur les distributions des contraintes de contact de la puce d'outils et de la formation de puces. Plus la taille du cratère est grande, plusplus grand le rayon de curling qui en résulte.