Wolfram-molybdenlegering er et materiale som er vanskelig å maskinere, med høye prosesseringskostnader, lav prosesseringseffektivitet og alvorlig verktøyslitasje. Ved å bruke ABAQUS finite element-analyseprogramvare ble det etablert en tredimensjonal fresemodell av wolfram-molybden-legering, og freseprosessen av wolfram-molybden-legering ble studert for forskjellige skjæreparametere. Variasjonsloven for skjærekraft og skjæretemperatur verifiseres av fresetesten for å verifisere effektiviteten til simuleringsmodellen. Den optimale kombinasjonen av skjæreparametere ble oppnådd gjennom ortogonale eksperimenter, det vil si skjærehastighet vc=60m/s, ryggengasjement ap=3mm, mating per tann fz=0.16mm/z .
ingress
1
Wolfram og molybden er rike på reserver og utbredt i mitt land. Wolfram og molybden tilhører gruppe VIIB-elementer i grunnstoffenes periodiske system og er typiske metaller med høyt smeltepunkt. Siden wolfram-molybdenlegering har et høyere smeltepunkt og lavere tetthet enn ren wolfram, kombinerer den fordelene med wolfram og molybden. Korrosjons- og ablasjonsmotstand [1], så det er i ferd med å bli et viktig materiale i romfartsfeltet, kan brukes i rakettmotordyser og nøkkelkomponenter i gassturbiner, og har bredere bruksmuligheter i fremtidens industrifelt.
For å studere skjæreprinsippet til wolfram-molybdenlegering, har forskere utført mye forskningsarbeid. Da Luo Zhengchuan [2] brukte hardmetallverktøy for å kutte wolframbaserte legeringer, var verktøyslitasjen ekstremt rask, og den viktigste slitasjeformen som forårsaket svikt i hardmetallverktøy var det trekantede slitasjeområdet som dukket opp i skjæringspunktet mellom hovedkarbidverktøyet. flanken og hjelpeflanken. Hovedårsaken til verktøyslitasje er mekanisk slitasje forårsaket av harde punkter, og diffusjon av kobolt som bindemiddel i hardmetall akselererer verktøyslitasjen. Ved kutting av wolframbaserte legeringer fant Ye Yi [3] at finkornet eller ultrafinkornet WC-basert hardmetallverktøy med slitesterkt belegg på overflaten har kortere levetid. Det er uøkonomisk å bearbeide legeringene. Kompositt keramiske verktøy er ikke egnet for å kutte materialer med høy wolframlegering, og levetiden til PCD-diamantverktøy er ikke vesentlig forbedret sammenlignet med WC-basert sementert karbid. Wolfram og dets legeringsmaterialer behandles best med PCBN-skjæreverktøy og kvaliteter med mer CBN-innhold (som DBC80), slik at bedre økonomiske fordeler kan oppnås.
ABAQUS finite element analyse programvare er en ofte brukt programvare for simulering av metallskjæring. Den har kraftige ikke-lineære analysefunksjoner og kan realisere termisk-mekanisk kobling. Wolfram-molybdenlegering er et materiale som er vanskelig å maskinere, som har høye prosesseringskostnader, lav prosesseringseffektivitet og alvorlig verktøyslitasje. Derfor bruker denne artikkelen ABAQUS endelig elementanalyseprogramvare for å etablere en tredimensjonal fresemodell av wolfram-molybden-legering. Kuttekraften og kuttetemperaturen som genereres i prosessen endres, og til slutt oppnås den optimale kombinasjonen av freseparametere gjennom den ortogonale testen, som gir en referanse for selve freseprosessen.
Wolfram-molybdenlegering Finite Element-modellering
2
2.1 Verktøygeometrimodell
Simuleringen bruker en endefres av hardmetall-standard 4-blad, og spesifikasjonene er vist i tabell 1. Fresemodellen er generert ved å bruke SolidWorks 3D-modelleringsprogramvare, som vist i figur 1. Siden formålet med denne studien er å analysere variasjonen av skjærekraft og skjæretemperatur under ulike freseparametere, og tatt i betraktning at hovedskjæreggen til verktøyet er mye mindre enn arbeidsstykket, antas verktøyet å være et stivt legeme i ABAQUS finite element-analysen, uansett av verktøydeformasjon og slitasje, er de fysiske parametrene til verktøyet vist i tabell 2.
Tabell 1 Verktøyspesifikasjoner (enhet: mm) bilde
bilde
Figur 1 Fresmodell
Tabell 2 Verktøyets fysiske parametere
bilde
2.2 Konstitutiv modell av wolfram-molybden-legeringsmateriale
Simuleringsarbeidsstykkematerialet i denne artikkelen er wolfram-molybden-legering, og de viktigste fysiske og mekaniske ytelsesparametrene er vist i tabell 3[4].
Tabell 3 Fysiske parametere for wolfram-molybdenlegeringsmaterialer
bilde
I prosessen med metallskjæring gjennomgår materialer i de fleste tilfeller elastisk-plastisk deformasjon under høy temperatur, høy belastning og høy tøyningshastighet, så etablering av en rimelig materialmodell er også et nøkkeltrinn for vellykket simulering. Materialmodellen i denne artikkelen tar i bruk den konstitutive Johnson-Cook-modellen, som kan gjenspeile tøyningsherdingseffekten, tøyningsherdingseffekten og termisk mykgjørende effekt av materialet, og dets form er
bilde
I formelen er σ strømningsspenningen (MPa); ε er plaststammen; ε0 er referansetøyningshastigheten; T er temperaturen (grad); Tr er romtemperaturen (grad); Tm er smeltepunktet til materialet (grad); A, B, C, m og n er materialparametere, og verdiene er vist i tabell 4[5].
Tabell 4 Johnson-Cook konstitutive modellparametre for wolfram-molybden legeringsmaterialer
bilde
2.3 Kontakt- og grenseforhold
Opprett et kontaktattributt, og siden verktøyet anses som en stiv kropp under simulering, må du opprette en annen stiv kroppsbegrensning. Lag en grensebetingelse under det første analysetrinnet for å begrense alle frihetsgrader på siden av arbeidsstykket. Verktøyet må begrense 4 frihetsgrader, og stille inn rotasjonen og bevegelsen rundt Z-aksen, der rotasjonshastigheten er spindelhastigheten og bevegelseshastigheten er matehastigheten. Lag et forhåndsdefinert temperaturfelt og definer temperaturen på arbeidsstykket som 298K.
2.4 Maskeinndeling
Kvaliteten på maskedeling har stor innflytelse på simuleringsresultatene for finite element. Derfor, når modellen maskes, bør den passende maskeenhetstypen velges først, og nøyaktigheten og kostnadene bør vurderes grundig for å kontrollere masketettheten rimelig. Jo tettere rutenettet er, desto høyere er nøyaktigheten av simuleringsresultatene, men det vil øke beregningskostnadene. Minimumsstørrelsen på verktøynettet og arbeidsstykket gitteret er 0,02 mm, og verktøyet og arbeidsstykket er delt inn i henholdsvis enhetlige rutenett. Verktøystrukturen er kompleks, ved å bruke et tetraedrisk ikke-uavhengig strukturelt rutenett, typen er C3D10MT, og verktøygitteret er 74400 enheter. Arbeidsstykket tar i bruk heksaedrisk strukturert rutenett, arbeidsstykkegitteret er 26250 enheter, og arbeidsstykket gittertypen er C3D8RT. Verktøyet og arbeidsstykket etter inngrep er vist i henholdsvis fig. 2 og fig. 3.
bilde
Figur 2 Verktøynett
bilde
Figur 3 Arbeidsstykkegitter
2.5 Modellløsning
ABAQUS/Explicit brukes til modellberegning, og typen analysetrinn er dynamisk eksplisitt termisk-mekanisk koblingsanalysetrinn. Etter at beregningen er fullført, kan resultatene sees og analyseres gjennom ABAQUS etterbehandlingsmodul. Fresesimuleringsresultatene er vist i fig. 4.
bilde
Figur 4 Fresesimuleringsresultater
Simulert ortogonal test
3
3.1 Eksperimentell design
Dette eksperimentet studerer hovedsakelig innflytelsen av skjærehastighet vc, tilbakegrep ap og mating per tann fz på skjærekraft og skjæretemperatur i prosessen med fresing av wolfram-molybden-legering, så det settes opp en ortogonal tabell med tre faktorer og fire nivåer (se Tabell 5), det vil si ta vc, ap og fz som uavhengige variabler. La skjærebredden ae=1mm, minimum skjærekraft F og minimum skjæretemperatur T som respons [6]. I henhold til utvelgelsesprinsippet til den ortogonale testtabellen, blir den ortogonale L16-tabellen tatt i bruk, og testarrangementet og resultatene er vist i tabell 6.
Tabell 5 Ortogonale faktorer og nivåer
bilde
Tabell 6 Ortogonale testresultater
bilde
3.2 Analyse av finite element simuleringsresultater
Range R-metoden brukes til å analysere resultatene av den ortogonale testen, og området refererer til forskjellen mellom maksimumsverdien og minimumsverdien som tilsvarer hver nivåindeks. Avstandsanalysemetoden, referert til som R-metoden, er den mest brukte metoden for å analysere resultatene av ortogonale eksperimenter. Denne metoden inkluderer to moduler med beregning og vurdering, og kan finne ut primært og sekundært, optimalt nivå og optimal kombinasjon av faktorer i testen [7]. Prinsippet for R-metoden er å sammenligne verdiområdet i hver kolonne ved å beregne området. Jo større rekkevidde, jo større innflytelse har faktoren på resultatet, som er hovedfaktoren, og analyser deretter resultatet gjennom den intuitive analysemetoden. Ta minimum kuttekraft F som indeks, se tabell 7 for analyse av testresultatene. I tabellen er K1, K2, K3 og K4 summen av testresultatene på hvert nivå av hver påvirkningsfaktor, og k1, k2, k3 og k4 er de tilsvarende gjennomsnittsverdiene. verdi.
Tabell 7 Analyse av indeks F-testresultater (Enhet: N) Bilde
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, så det optimale skjemaet for indeks F er B1C2A2, det vil si at skjærehastigheten vc er 60m/s, matingsmengden per tann fz er 0,16 mm/z, og mengden tilbakeskjæring ap er 2 mm. Med minimum kuttetemperatur T som indeks, er analysen av testresultatene vist i tabell 8.
Tabell 8 Analyse av indeks T-testresultater (enhet: K)
bilde
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, så den foretrukne løsningen er A1B12C4, det vil si at skjærehastigheten vc er 50m/s, og matingshastigheten per tann Mengden fz er 0,16mm/z, og mengden ap er 4mm.
Tungsten-molybdenlegering fresetest og modellverifisering
4
4.1 Eksperimentell design
For å verifisere gyldigheten til den endelige elementmodellen av fresetesten av wolfram-molybdenlegering, ble CNC-maskinsenteret JOHNFORD-VMC-850 brukt til fresing, og standard 4-kantfres av karbid ble valgt som verktøy (se figur 5).
bilde
Figur 5 fres
Størrelsen på arbeidsstykkearket er 150mm×130mm×45mm. For å feste arbeidsstykket på dynamometeret, bearbeides monteringshullet på arbeidsstykket før fresing, og hullet bores med en φ8,6 mm wolframstålbor, og deretter gjennom den sylindriske sekskantbolten M8 for festing. I forsøket ble KISTLER9257b treveis dynamometer brukt til å måle skjærekraften, dynamometeret ble festet på maskinbordet med en trykkplate, og skjæretemperaturen ble målt med et infrarødt termometer. Festingen av dynamometeret og arbeidsstykket er vist i figur 6, og prosessen med kraftmåling og temperaturmåling er vist i figur 7.
bilde
a) Maskinering av monteringshull
bilde
b) Kraftmåleren er fast
Figur 6 Festing av kraftmåler og arbeidsstykke
bilde
a) Måling av skjærekraft
bilde
b) Måling av skjæretemperatur
Figur 7 Kraftmåling og temperaturmålingsprosess
4.2 Modellvalidering
Tre grupper med skjæreparametere ble valgt ut for testing. De simulerte verdiene, måleverdiene og feilene for skjærekraft og skjæretemperatur er vist i tabell 9 og tabell 10. Det kan ses av tabell 9 og tabell 10 at maksimal feil på simuleringsresultatene er 15,6 %, som er innenfor 20 %. , slik at testresultatene oppfyller kravene til ingeniørapplikasjoner.
Tabell 9 Simuleringsverdi, målt verdi og feil på skjærekraft
bilde
Tabell 10 Simuleringsverdi, målt verdi og feil på skjæretemperatur
bilde
konklusjon
5
I denne artikkelen brukes ABAQUS endelig elementanalyseprogramvare for å etablere en tredimensjonal fresemodell av wolfram-molybden-legering. I henhold til forskjellige skjæreparametre studeres variasjonsloven for skjærekraft og skjæretemperatur generert i prosessen med fresing av wolfram-molybdenlegering, og de optimale freseparametrene oppnås gjennom ortogonale eksperimenter. Kombinasjon, gi referanse for faktisk fresing. Konklusjonene er som følger.
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. Derfor er den optimale løsningen for skjærekraften F B1C2A2, det vil si 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. Derfor er den optimale løsningen for skjæretemperaturen T A1B1C4, det vil si vc=50m/s, fz=0.16mm/ z,ap=4mm.
3) Vurder skjæreeffektiviteten og fordelene ved faktisk prosessering grundig, og oppnå den optimale kombinasjonen av prosessparametere, det vil si vc=60m/s, fz=0.16mm/z, ap{{4 }}mm.
