La aleación de tungsteno-molibdeno es un material difícil de mecanizar, con un alto costo de procesamiento, baja eficiencia de procesamiento y un desgaste severo de las herramientas. Utilizando el software de análisis de elementos finitos ABAQUS, se estableció un modelo de fresado tridimensional de una aleación de tungsteno-molibdeno y se estudió el proceso de fresado de la aleación de tungsteno-molibdeno para diferentes parámetros de corte. La ley de variación de la fuerza de corte y la temperatura de corte se verifica mediante la prueba de fresado para verificar la efectividad del modelo de simulación. La combinación óptima de parámetros de corte se obtuvo mediante experimentos ortogonales, es decir, velocidad de corte vc=60m/s, retroceso ap=3mm, avance por diente fz=0.16mm/z .
preámbulo
1
El tungsteno y el molibdeno son ricos en reservas y están ampliamente distribuidos en mi país. El tungsteno y el molibdeno pertenecen al grupo VIIB de la tabla periódica de elementos y son metales típicos de alto punto de fusión. Dado que la aleación de tungsteno-molibdeno tiene un punto de fusión más alto y una densidad más baja que el tungsteno puro, combina las ventajas del tungsteno y el molibdeno. Resistencia a la corrosión y a la ablación [1], por lo que se está convirtiendo en un material importante en el campo aeroespacial, puede usarse en toberas de motores de cohetes y componentes clave de turbinas de gas, y tiene perspectivas de aplicación más amplias en el futuro campo industrial.
Para estudiar el principio de corte de la aleación de tungsteno-molibdeno, los académicos han llevado a cabo una gran cantidad de trabajos de investigación. Cuando Luo Zhengchuan [2] usó herramientas de carburo cementado para cortar aleaciones a base de tungsteno, el desgaste de la herramienta fue extremadamente rápido y la principal forma de desgaste que causó la falla de las herramientas de carburo cementado fue el área de desgaste triangular que apareció en la intersección de la línea principal. flanco y el flanco auxiliar. La principal causa del desgaste de las herramientas es el desgaste mecánico causado por las puntas duras, y la difusión del cobalto como aglutinante en el carburo cementado acelera el desgaste de las herramientas. Al cortar aleaciones a base de tungsteno, Ye Yi [3] descubrió que las herramientas de carburo cementado a base de WC de grano fino o ultrafino con revestimientos resistentes al desgaste en la superficie tienen una vida útil más corta. No es económico mecanizar sus aleaciones. Las herramientas cerámicas compuestas no son adecuadas para cortar materiales con alto contenido de aleación de tungsteno y la vida útil de las herramientas de diamante PCD no mejora significativamente en comparación con el carburo cementado a base de WC. El tungsteno y sus materiales de aleación se procesan mejor con herramientas de corte PCBN y grados con más contenido de CBN (como DBC80), de modo que se puedan obtener mejores beneficios económicos.
El software de análisis de elementos finitos ABAQUS es un software comúnmente utilizado para la simulación de corte de metales. Tiene potentes funciones de análisis no lineal y puede realizar un acoplamiento termomecánico. La aleación de tungsteno-molibdeno es un material difícil de mecanizar, que tiene un alto costo de procesamiento, una baja eficiencia de procesamiento y un desgaste severo de las herramientas. Por lo tanto, este artículo utiliza el software de análisis de elementos finitos ABAQUS para establecer un modelo de fresado tridimensional de una aleación de tungsteno-molibdeno. Se cambian la fuerza de corte y la temperatura de corte generadas en el proceso y, finalmente, se obtiene la combinación óptima de parámetros de fresado a través de la prueba ortogonal, que proporciona una referencia para el proceso de fresado real.
Modelado de elementos finitos de aleación de tungsteno-molibdeno
2
2.1 Modelo de geometría de herramienta
La simulación utiliza una fresa de extremo de hoja 4-estándar de carburo cementado y las especificaciones se muestran en la Tabla 1. El modelo de fresa se genera utilizando el software de modelado 3D SolidWorks, como se muestra en la Figura 1. Desde el propósito de este estudio es analizar la variación de la fuerza de corte y la temperatura de corte bajo diferentes parámetros de fresado, y considerando que el filo principal de la herramienta es mucho más pequeño que la pieza de trabajo, se supone que la herramienta es un cuerpo rígido en el análisis de elementos finitos de ABAQUS, independientemente de deformación y desgaste de la herramienta, los parámetros físicos de la herramienta se muestran en la Tabla 2.
Tabla 1 Imagen de especificaciones de la herramienta (unidad: mm)
imagen
Figura 1 Modelo de fresa
Tabla 2 Parámetros físicos de la herramienta
imagen
2.2 Modelo constitutivo de material de aleación de tungsteno-molibdeno
El material de la pieza de simulación en este artículo es una aleación de tungsteno-molibdeno, y los principales parámetros de rendimiento físico y mecánico se muestran en la Tabla 3[4].
Tabla 3 Parámetros físicos de los materiales de aleación de tungsteno-molibdeno.
imagen
En el proceso de corte de metales, en la mayoría de los casos, los materiales sufren deformación elástico-plástica bajo alta temperatura, alta deformación y alta tasa de deformación, por lo que establecer un modelo de material razonable también es un paso clave para una simulación exitosa. El modelo de material en este artículo adopta el modelo constitutivo de Johnson-Cook, que puede reflejar el efecto de endurecimiento por deformación, el efecto de endurecimiento por deformación y el efecto de ablandamiento térmico del material, y su forma es
imagen
En la fórmula, σ es la tensión de flujo (MPa); ε es la deformación plástica; ε0 es la tasa de deformación de referencia; T es la temperatura (grados); Tr es la temperatura ambiente (grados); Tm es el punto de fusión del material (grado); A, B, C, myn son parámetros del material y los valores se muestran en la Tabla 4[5].
Tabla 4 Parámetros del modelo constitutivo de Johnson-Cook de materiales de aleación de tungsteno-molibdeno
imagen
2.3 Condiciones de contacto y de contorno
Cree un atributo de contacto y, dado que la herramienta se considera un cuerpo rígido durante la simulación, debe crear otra restricción de cuerpo rígido. Cree una condición de contorno en el paso de análisis inicial para restringir todos los grados de libertad en el lado de la pieza de trabajo. La herramienta debe restringir 4 grados de libertad y establecer la rotación y el movimiento alrededor del eje Z, donde la velocidad de rotación es la velocidad del husillo y la velocidad de movimiento es la velocidad de avance. Cree un campo de temperatura predefinido y defina la temperatura de la pieza de trabajo como 298K.
2.4 División de malla
La calidad de la división de la malla tiene una gran influencia en los resultados de la simulación de elementos finitos. Por lo tanto, al mallar el modelo, primero se debe seleccionar el tipo de unidad de malla apropiado y se deben considerar de manera integral la precisión y el costo para controlar la densidad de la malla de manera razonable. Cuanto más densa sea la cuadrícula, mayor será la precisión de los resultados de la simulación, pero aumentará el costo computacional. El tamaño mínimo de la cuadrícula de herramientas y de la pieza de trabajo es 0.02 mm, y la herramienta y la pieza de trabajo se dividen en cuadrículas uniformes respectivamente. La estructura de la herramienta es compleja, utiliza una cuadrícula estructural tetraédrica no independiente, el tipo es C3D10MT y la cuadrícula de herramientas es de 74400 unidades. La pieza de trabajo adopta una rejilla estructurada hexaédrica, la rejilla de la pieza de trabajo es de 26250 unidades y el tipo de rejilla de la pieza de trabajo es C3D8RT. La herramienta y la pieza de trabajo después del engrane se muestran en la Fig. 2 y la Fig. 3 respectivamente.
imagen
Figura 2 Cuadrícula de herramientas
imagen
Figura 3 Rejilla de piezas de trabajo
2.5 Solución modelo
ABAQUS/Explicit se utiliza para el cálculo del modelo, y el tipo de paso de análisis es un paso de análisis de acoplamiento térmico-mecánico explícito dinámico. Una vez completado el cálculo, los resultados se pueden ver y analizar a través del módulo de posprocesamiento ABAQUS. Los resultados de la simulación de fresado se muestran en la Fig. 4.
imagen
Figura 4 Resultados de la simulación de fresado
Prueba ortogonal simulada
3
3.1 Diseño experimental
Este experimento estudia principalmente la influencia de la velocidad de corte vc, el retroceso ap y el avance por diente fz sobre la fuerza de corte y la temperatura de corte en el proceso de fresado de una aleación de tungsteno-molibdeno, por lo que se configura una tabla ortogonal con tres factores y cuatro niveles (ver Tabla 5), es decir, tomar vc, ap y fz como variables independientes. Considere el ancho de corte ae=1 mm, la fuerza mínima de corte F y la temperatura mínima de corte T como respuesta [6]. De acuerdo con el principio de selección de la tabla de prueba ortogonal, se adopta la tabla ortogonal L16 y la disposición de la prueba y los resultados se muestran en la Tabla 6.
Tabla 5 Factores y niveles ortogonales
imagen
Tabla 6 Resultados de la prueba ortogonal
imagen
3.2 Análisis de los resultados de la simulación de elementos finitos.
El método de rango R se utiliza para analizar los resultados de la prueba ortogonal, y el rango se refiere a la diferencia entre el valor máximo y el valor mínimo correspondiente a cada índice de nivel. El método de análisis de rango, denominado método R, es el método más utilizado para analizar los resultados de experimentos ortogonales. Este método incluye dos módulos de cálculo y juicio, y puede encontrar el nivel óptimo primario y secundario y la combinación óptima de factores en la prueba [7]. El principio del método R es comparar el rango de valores en cada columna calculando el rango. Cuanto mayor sea el rango, mayor será la influencia del factor en el resultado, que es el factor principal, y luego analiza el resultado mediante el método de análisis intuitivo. Tomando la fuerza de corte mínima F como índice, consulte la Tabla 7 para el análisis de los resultados de la prueba. En la tabla, K1, K2, K3 y K4 son la suma de los resultados de las pruebas en cada nivel de cada factor influyente, y k1, k2, k3 y k4 son los valores promedio correspondientes. valor.
Tabla 7 Análisis de los resultados de la prueba del índice F (Unidad: N) Imagen
From Table 7, it can be concluded that the amount of back cutting and feed per tooth have a great influence on the cutting force, and the primary and secondary influences are B>C>A, entonces el esquema óptimo del índice F es B1C2A2, es decir, la velocidad de corte vc es 60m/s, la cantidad de avance por diente fz es 0,16 mm/z y la cantidad de contracorte ap es de 2 mm. Tomando la temperatura mínima de corte T como índice, el análisis de los resultados de la prueba se muestra en la Tabla 8.
Tabla 8 Análisis de los resultados de la prueba del índice T (unidad: K)
imagen
From Table 8, it can be concluded that the cutting speed and the amount of back cutting have a great influence on the cutting temperature, and the primary and secondary effects are A>C>B, por lo que la solución preferida es A1B12C4, es decir, la velocidad de corte vc es 50m/s y la velocidad de avance por diente La cantidad fz es 0,16 mm/z y la cantidad ap es 4 mm.
Prueba de fresado de aleación de tungsteno-molibdeno y verificación de modelo
4
4.1 Diseño experimental
Para verificar la validez del modelo de elementos finitos de la prueba de fresado de aleación de tungsteno-molibdeno, se utilizó el centro de mecanizado CNC JOHNFORD-VMC-850 para el fresado y se utilizó la fresa de extremo de carburo con filos estándar 4-. seleccionado como herramienta (ver Figura 5).
imagen
Figura 5 fresa
El tamaño de la hoja de la pieza de trabajo es de 150 mm × 130 mm × 45 mm. Para fijar la pieza de trabajo en el dinamómetro, el orificio de montaje se procesa en la pieza de trabajo antes del fresado, y el orificio se perfora con una broca de acero de tungsteno de φ8,6 mm y luego a través del perno de cabeza hueca hexagonal cilíndrica M8 para la fijación. En el experimento, se utilizó el dinamómetro de tres vías KISTLER9257b para medir la fuerza de corte, el dinamómetro se fijó a la mesa de la máquina herramienta mediante una placa de presión y la temperatura de corte se midió mediante un termómetro infrarrojo. La fijación del dinamómetro y la pieza de trabajo se muestra en la Figura 6, y el proceso de medición de fuerza y temperatura se muestra en la Figura 7.
imagen
a) Mecanizado de orificios de montaje
imagen
b) El dinamómetro está fijo
Figura 6 Fijación del dinamómetro y la pieza de trabajo
imagen
a) Medición de la fuerza de corte
imagen
b) Medición de la temperatura de corte
Figura 7 Proceso de medición de fuerza y medición de temperatura.
4.2 Validación del modelo
Se seleccionaron tres grupos de parámetros de corte para las pruebas. Los valores simulados, los valores medidos y los errores de la fuerza de corte y la temperatura de corte se muestran en la Tabla 9 y la Tabla 10. Puede verse en la Tabla 9 y la Tabla 10 que el error máximo de los resultados de la simulación es del 15,6 %, que está dentro del 20 %. , por lo que los resultados de las pruebas cumplen con los requisitos de las aplicaciones de ingeniería.
Tabla 9 Valor de simulación, valor medido y error de la fuerza de corte
imagen
Tabla 10 Valor de simulación, valor medido y error de temperatura de corte
imagen
conclusión
5
En este artículo, se utiliza el software de análisis de elementos finitos ABAQUS para establecer un modelo de fresado tridimensional de una aleación de tungsteno-molibdeno. De acuerdo con diferentes parámetros de corte, se estudia la ley de variación de la fuerza de corte y la temperatura de corte generadas en el proceso de fresado de una aleación de tungsteno-molibdeno, y se obtienen los parámetros de fresado óptimos mediante experimentos ortogonales. Combinación, proporciona referencia para el fresado real. Las conclusiones obtenidas son las siguientes.
1) The back engagement ap and the feed per tooth fz have a great influence on the cutting force F, and the primary and secondary influences are B>C>A. Por lo tanto, la solución óptima de la fuerza de corte F es B1C2A2, es decir, vc=60m/s, fz= 0.16mm/z, ap=2mm.
2) The cutting speed vc and the back cutting amount ap have a great influence on the cutting temperature T, and the primary and secondary influences are A>C>B. Por lo tanto, la solución óptima de la temperatura de corte T es A1B1C4, es decir, vc=50m/s, fz=0.16mm/ z,ap=4mm.
3) Considere de manera integral la eficiencia de corte y los beneficios en el procesamiento real y obtenga la combinación óptima de parámetros del proceso, es decir, vc=60m/s, fz=0.16mm/z, ap{{4 }}mm.
