ANÁLISIS NUMÉRICO

III. 7 Procedimiento de obtención de resultados

Los resultados son obtenidos una ves descargado el componente en la sección transversal y en la parte central del espécimen; se seleccionaron 12 nodos, se obtuvieron los datos, se realizó una gráfica esfuerzo-profundidad, los valores encontrados fueron graficados en EXCEL.

Se realizaron dos simulaciones numéricas para cada profundidad de corte alterando el modelo de endurecimiento (Isotrópico y Cinemático), las consideraciones frontera y el mallado no varían. La Figura III.7 muestra la geometría mallada en el ensamble herramienta material con 12049 nodos y

será por donde fluya el material desprendido. La herramienta tiene asignado un elemento R3D4 es un elemento rígido de tres dimensiones con 4 nodos.

Figura III.7.- Geometría ensamble herramienta-material con mallado Euleriano-Lagrangiano

Como el mallado del material es de tipo Euleriano aplicar el método de respuesta de grieta significa un proceso no viable se ha optado por la selección de nodos en estado estacionario, en la Figura III.8 se puede observar la selección de los nodos a una profundidad de 1.2 mm, este criterio fue tomado con base en la literatura existente que indica que los esfuerzos residuales por corte de viruta están presentes en una profundidad de 0,5 a 1.5 mm [III.12, III.13 y III.14].

Figura III.8.- Selección de nodos en el material de trabajo Condiciones de frontera

Fracción de volumen Euleriano

Herramienta Lagrangiana Malla Euleriana

En el análisis con endurecimiento isotrópico se vertieron los valores completos de la caracterización

de Arafat [III.8] para el acero AISI 316L, en el análisis cinemático solo se puede signar dos puntos

del esfuerzo de cedencia del material inicial y final obtenido de [III.8].

Figura III.9.- Formación de la viruta en un modelo isotrópico

En la Figura III.9 se puede observar el flujo de la viruta en forma continua, este flujo es característico de materiales dúctiles, la viruta es de tipo acumulada en el borde, además el ángulo cortante del material  es 37° de acuerdo con [III.15] encontraron que el ángulo cortante varia de acuerdo a la profundidad de corte y la velocidad de corte Vc. De acuerdo con. Umbrello [III.16] varia las constantes de Johnson-Cook donde es posible caracterizar la morfología de la viruta, aunque hay que tomar en cuenta que el mallado Euleriano el análisis es de tipo adiabático por lo que se evalúan solo los esfuerzos y deformaciones, lo que determina el valor de los esfuerzos residuales en el rango positivo contrarrestando resultados [III.17] en los que el valor mínimo de esfuerzos residuales es negativo.

Figura III.10.- Formación de la viruta en un modelo Cinemático

En la Figura III.10 se muestra la morfología del material y viruta para un análisis con modelo de endurecimiento cinemático, se nota una marcada diferencia con respecto al análisis isotrópico en cuanto a la geometría superficial final del material, seria de suponer lo que una consideración adiabática reste exactitud en los resultados, no obstante las deformaciones y esfuerzos son lo suficientemente aproximados a los resultados experimentales. En este análisis se continúa apreciando el flujo de la viruta en forma continua, aunque con una espiral que resulta benéfica en ciertos tipos de maquinados.

Los resultados del análisis numérico con modelo cinemático y con una profundidad de corte de 1, 2, 3mm respectivamente se pueden observar en la Figura III.11. Se estimó una profundidad de lectura

de 1.2 mm ya que la influencia de los esfuerzos residuales por arranque de viruta están presentes en

una profundidad máxima que ronda 1.5mm [III.14] [III.18] reduciendo después de este valor con una tendencia a cero.

Figura III.11.- Esfuerzos residuales para modelo Isotrópico profundidad de corte 1, 2 y 3mm

En el modelo de endurecimiento cinemático como solo se puede agregar dos datos del esfuerzo de cedencia la Tabla III.2 muestra los valores fijados. Es importante señalar que el material de trabajo no tiene un esfuerzo de cedencia definido. Por lo que se esta usando el primer valor de cedencia obtenido en [III.8].

Tabla III.2.- Valores para el modelo de endurecimiento cinemático Esfuerzo (MPa) Deformación unitaria

370 0

Los valores obtenidos por [III.8] se pueden emplear en un modelo con endurecimiento isotrópico, el análisis por elemento finito con una formulación Euleriana indica un valor de esfuerzos residuales menor al obtenido con un modelo de endurecimiento cinemático (Figura III.12).

Figura III.12.- Esfuerzos residuales para modelo Cinemático profundidad de corte 1, 2 y 3mm

En la Figura III.11 se observa que la profundidad de corte no es un factor que influya de manera decisiva en los esfuerzos residuales, el campo de esfuerzos residuales de la muestra 1 y 3mm

coinciden en más de un 90%, y de 2mm difiere en grado menor. En la literatura de los esfuerzos residuales dependen de varios factores como: la profundidad de corte, material, velocidad, ángulos de la herramienta, avance entre otros, en este aspecto este trabajo considera el cambio en la profundidad de corte. Se compara el campo de esfuerzos residuales con cada una de las profundidades de corte Figura III.13, III.14 y III.15.

Figura III.13.- Esfuerzos residuales para una profundidad de corte de 1mm

Figura III.15.- Esfuerzos residuales para una profundidad de corte de 3mm

III.8.- Sumario

Este capitulo elabora el análisis numérico con el programa ABACUS/Explicit con un modelo

Acoplado Euleriano-Lagrangiano. (CEL). El método de elemento finito (MEF) recurre ecuaciones

diferenciales para resolver problemas complejos de la ingeniería, la simulación de un problema ingenieril se representa a través de formas geométricas que representan el problema estas a su ves se componen de elementos que a su ves están compuestos de nodos, un nodo especifica una coordenada en el espacio con grados de libertad, los desplazamientos nodales constituyen las incógnitas del método de elementos finito, existe varios programas de (MEF) este trabajo uso

ABAQUS/Explicit, para modelar el problema de corte de viruta con un modelo (CEL) en este

modelo el mallado es Euleriano ordinariamente usado en análisis de fluidos, también aplicado en materiales con alto grado de deformación, la malla permanece constante mientras que material fluye dentro de la malla, el mallado Lagrangiano es comúnmente usado en análisis estáticos o cuasiestáticos. Los esfuerzos residuales son obtenidos en descarga del proceso de corte, dos tipos de análisis se realizaron: un modelo Isotrópico y con un modelo Cinemático. Se graficaron los resultados comparando las diferencias para cada modelo de endurecimiento usadas (1, 2 y3mm).

III.9. - Referencias

1. Ibrahim-Given, E. M., The finite element method and applications in engineering using ANSYS, Springer Science Business Media, 2006.

2. Zienkiewicz, O. C., El método de los elementos finitos, Ed., Reverté, pp. 740, 1982.

3. Cerrolaza, M., El método de los elementos finitos para Ingeniería y ciencias aplicadas: Teoría y programas, Consejo de Desarrollo Científico y Humanístico, 2007.

4. Manual CEL-L01-Overview, introduction to CEL and CEL Examples, Coupled Eulerian- Lagrangian Analysis With Abaqus/Explicit, SIMULIA.

5. Abaqus Example Problems Manual, Vol. 1, pag 831 6. Abaqus Analysis User´s Manual Vol. 4 pag 1049,870 7. Abaqus Analysis User´s Manual Vol. 2 pag 1073-1091

8. Arafat Molina Ballina, Evaluación y determinación experimental numérica del endurecimiento por deformación y el efecto Bauschinger en las propiedades mecánicas de un Acero Inoxidable,

Tesis Maestría, Instituto Politécnico Nacional.

9. S. Philippon, G. Sutter and A. Molinari, An experimental study of friction at high sliding velocities, Wear 257 (7-8), (2004), pp. 777-784

10.N. N. Zorev, Interrelationship between shear processes occurring along tool face and on shear plane in metal cutting, Inter. Research in Production Engineering, ASME, New York (1963), pp. 42-49

11.S. Strenkowski and K. J. Moon, Finite element prediction of chip geometry and tool/workpiece temperature distributions in orthogonal metal cutting, ASME J. Engineering for Industry 112 (1990), pp. 313-318.

12.M´Saoubi, R., Outeiro, J. C., Changeux, B., Lebrun, J. L. y Morao-Dias, A., Residual stress analysis in orthogonal machining of standard and resulfurized AISI 316L steels, Journal of

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14.Shet, C. y Deng, X., Residual stresses and strain in orthogonal metal cutting, International

15.Akbar, F., Mativenga, P. T. y Sheikh, M. A., An experimental and coupled thermo-mechanical finite element study of heat partition effects in machining, International Journal of Advanced

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16.Umbrello, D., Saoubi, R. M. y Outeiro, J. C., The influence of Johnson–Cook material constants on finite element simulation of machining of AISI 316L steel, International Journal of Machine

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17.Liu, M., Takagi, J. y Tsukuda, A., Effect of tool nose radius and tool wear on residual stress distribution in hard turning of bearing steel, Journal of Material Processing Technology, Vol. 150, pp 234-241, 2004.

18. Ee, K. C., Dillon, O. W. Jr. y Jawahir, I. S., Finite element modeling of residual stresses in machininginduced by cuttingusinga tool with finite edge radius, International Journal of

CAPÍTULO IV

ANÁLISIS

In document Análisis numérico experimental de aceros de alta resistencia derivados de conformación plástica sometidos a procesos de arranque de viruta. (página 92-103)