Добавил:
ivanov666
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз:
Предмет:
Файл:Фрикционная поверхностная закалка сталей вращающимся инструментом. Учебное пособие
.pdf
НАЧАЛО
Исходные
данные
2.3. Управление термическим циклом фрикционной поверхностной закалки
Параметры инструмента: R, λ , с , ρ
Параметры материала: λ , с , ρ
Граничные значения: Ac3, T
Режимы ОТП: F , n, µ, f =0
н и
и и и
м м м
си
A
1
Задание
новых
значений
F , n, µ
н
2
Расчет мощности
тепловыделения
P
µ
Нет
Построение
температурно-
временной
характеристики
разогрева при выстое
Ac3Ј T Ј T
м си
4
P = µF R
µ
T =f(t)
м
н
3
Задание
нового
значения f
и
Нет
Да
Определение
времени разогрева
материала t до
температуры Ac3
р
T =Ac3
м
Вывод значений
F , n, µ, t , T
н р м max
Нет
Завершить
Нет
цикл
ДаДаДа
A
Нет
Задание
подачи
f №0
и
Определение
температуры
материала
T Ј T
м си
T
м
Да
Определение
глубины диффузион-
ного фронта
h і h
D D тр
Да
Определение
скорости
охлаждения
v
охл
Да
v > v
охл кр
Рис. 2.29. Блок‑схема алгоритма решения
многофакторной задачи управления тер‑
мическим циклом во взаимосвязи с тех‑
нологическими параметрами процесса
ФПЗ [8]:
1 – предварительный разогрев материала;
2 – аустенизация материала; 3 – охлаждение
материала
Вывод
результатов
v , f , T , h
охл и D
м
3
КОНЕЦ
51
2. Основы процесса фрикционной поверхностной закалки сталей вращающимся инструментом
На первом этапе устанавливается возможность достижения необ‑
ходимой температуры нагрева во время предварительного выстоя ин‑
струмента без подачи на основе расчета мощности фрикционного
тепловыделения в контактной зоне. В этом случае анализируемое со‑
четание технологических параметров нормальной силы Fн, частоты
вращения инструмента n и коэффициента трения µ считается подхо‑
дящим, если контактная температура в течение первых 20 с процесса
удовлетворяет условиям Tси ≥ Tк ≥ AC3.
На втором этапе управления аустенизацией выполняется оценка
степени прогрева материала поверхностного слоя на основе анализа
коэффициента диффузии углерода с использованием параметра по‑
ложения диффузионного фронта hD. Выбираемое сочетание техноло‑
гических параметров Fн, n, µ и подачи fи считается подходящим, если
положение диффузионного фронта превышает требуемую глубину за‑
каливаемого слоя.
На третьем этапе управления поверхностной закалки происходит
оценка скорости охлаждения материала поверхностного слоя. Для
обес печения мартенситного превращения необходимо, чтобы ско‑
рость охлаждения была выше критической, в противном случае закалка
не будет произведена. Таким образом, на третьем этапе окончательное
сочетание технологических параметров считается подходящим, если
скорость охлаждения обрабатываемого материала превышает крити‑
ческую скорость закалки для данной стали.
Контрольные вопросы к главе 2
1. Какие существуют основные формы вращающегося инструмен‑
та для ФПЗ и в чем особенности применения каждой из них?
2. Какие инструментальные материалы используются для ФПЗ?
3. На основании каких критериев необходимо осуществлять под‑
бор инструментального материала для ФПЗ?
4. Назовите основные технологические параметры процесса ФПЗ.
5. Какие параметры характеризуют этап аустенизации?
6. На что влияет скорость охлаждения?
52
3. Теплофизическое моделирование
фрикционной поверхностной закалки
правление фрикционной поверхностной закалкой является
сложной многофакторной задачей с большим количеством пе‑
У
заготовки и инструмента. В связи с этим определение температурно‑вре‑
менных режимов закалки, необходимых для формирования требуемой
твердости поверхностного слоя для заданной марки стали с использо‑
ванием инструмента из различных материалов, требует проведения зна‑
чительного объема экспериментальных исследований процесса. Опре‑
деление допустимых режимов фрикционной поверхностной закалки
связано со значительными временными и материальными затратами,
что является существенной проблемой. Для решения данной проблемы
могут быть использованы методы аналитического и конечно‑элемент‑
ного моделирования процесса. Теплофизическое аналитическое и чис‑
ленное моделирование поможет лучше понять влияние технологиче‑
ских параметров на изменение температуры по глубине поверхностного
слоя и оптимизировать процесс для широкого спектра условий и мате‑
риалов. Моделирование процесса представляет собой сложную задачу
установления взаимосвязи температуры нагрева поверхностного слоя
стали с одновременным изменением коэффициента трения, частоты
вращения и подачи инструмента и нормальной силы.
ременных технологических параметров и свойств материалов
3.1. Аналитические теплофизические модели процесса
поверхностной фрикционной закалки
Для определения параметров термического цикла закалки, таких
как распределение температуры нагрева Tн и охлаждения T
бине поверхностного слоя h и во времени t, скорости нагрева vн и ох‑
по глу‑
охл
53
3. Теплофизическое моделирование фрикционной поверхностной закалки
at
),
2
λ
ierfc х
()
t
d
f
v
∂
()
..
()
.
v
Tht
t
∂
()
∂
,
.
лаждения v
упрочняемой стали, а также коэффициента диффузии
охл
углерода DC можно использовать модель полубесконечной тепловой
задачи быстродвижущегося источника [31]:
qat
2
ht
— плотность потока; l и a — коэффициенты тепло‑ и темпера‑
где q
м
н
(,
м
=
ierfc
туропроводности материала соответственно;
h
(3.1)
— стандартная
функция кратного интеграла вероятности.
Формула (3.1) позволяет определить температуру нагрева матери‑
ала, происходящего в течение прохождения инструмента по рассма‑
триваемому участку поверхности в интервале времени 0 < t ≤ tн, где
tн — время нагрева, которое определяется диаметром инструмента dи
и величиной подачи f по следующей зависимости:
и
=
.
н
Скорость нагрева можно определить путем дифференцирования
выражения (3.1) как
Tht
,
q
a
=
н
∂
t
м
=
λ
ierfc
t
h
at
2
h
+
ierfc
t
2
h
at
2
Для того чтобы рассчитать скорость охлаждения, предлагается при‑
менить выражение (3.1) после прекращения действия источника тепло‑
ты, то есть когда момент времени t > t
тие стока теплоты — источника с отрицательной плотностью потока.
Использование стока теплоты, сдвинутого относительно источника
теплоты на время нагрева tн, дает возможность записать формулу для
распределения температуры охлаждения:
q
м
ht
,
()
охл
=
at ierfc
λ
Скорость охлаждения поверхности после прекращения действия
источника тепла определяется производной температуры охлажде‑
ния по времени:
54
. Для этого используется поня‑
н
h
охл
at tierfc
−−
()
at
2
охл
=
н
2
h
−
at t
н
(3.2)
3.1. Аналитические теплофизические модели процесса поверхностной фрикционной закалки
t
Температура нагрева T , ºC
Время t, с
Таким образом, с использованием аналитических зависимостей (3.1)
и (3.2) может быть определена температурная история термического
цикла нагрева и охлаждения материала в процессе ФПЗ. Однако при‑
менение аналитических моделей сопряжено с трудностью вычисления
плотности теплового потока qм в упрочняемый материал по формуле
(2.2) ввиду отсутствия данных о коэффициенте разветвления тепла hм.
Коэффициент hм из формулы (2.3) показывает долю фрикционного теп‑
ла, отводимого в инструмент. Определить величину hм для конкретных
материалов инструмента и упрочняемой стали можно на основе экс‑
периментальных исследований процесса либо с помощью конечно‑
элементного моделирования. В работе [8] установлено, что при фрик‑
ционной поверхностной закалке стали марки 20Х13 твердосплавным
инструментом WC–Co величина hм составляет 0,2.
С учетом этого по формулам (3.1) и (3.2) выполнен пример расче‑
та температур нагрева и охлаждения стали марки 20Х13 при закалке
твердосплавным вращающимся инструментом диаметром dи = 10 мм
с нормальной силой Fн = 3500 Н, частотой вращения n = 4000 об/мин
и подачей f равной 25, 50 и 150 мм/мин.
Температурная история термического цикла фрикционной поверх‑
ностной закалки (рис. 3.1) показывает существенное влияние величи‑
ны подачи инструмента f на температуру нагрева Tн и время выдерж‑
ки tв стали марки 20Х13 при температуре выше критической точки AC3.
1400
н
1200
1000
Рис. 3.1. Зависимость расчетных характеристик времени выдержки
при Tн > AC3 от подачи инструмента f и температуры нагрева Tн на глубине 0,5 мм
800
600
400
200
A
C3
0
0 20 40 60 80 100 120
в, f = 25
t
в, f = 50
от поверхности [8]
Подача f = 25 мм/мин
Подача f = 50 мм/мин
Подача f = 150 мм/мин
55
3. Теплофизическое моделирование фрикционной поверхностной закалки
На основе аналитической модели возможно также построить рас‑
пределение температуры по глубине поверхностного слоя в широ‑
ком диапазоне технологических параметров процесса фрикционной
поверхностной закалки (рис. 3.2). На основе данного распределения
можно спрогнозировать температурные поля, которые будут возни‑
кать в поверхностном слое по мере движения инструмента.
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
Глубина прогрева h, мм
2,5
3,0
4 6 8 10 12 14 16 18 20
Время нагрева t , с
н
1350
1300
1250
1200
1100
1000
900
800
600
Температура, ˚C
Рис. 3.2. Распределение температуры по глубине поверхностного слоя
в зависимости от времени нагрева материала
Для анализа динамических характеристик термического цикла
удобно воспользоваться зависимостями скорости нагрева и скорости
охлаждения от подачи инструмента и времени процесса. Данные зави‑
симости также могут быть получены на основе аналитической модели
путем дифференцирования температурных зависимостей в интерва‑
ле времени нагрева и охлаждения. Например, на основе зависимости
скорости нагрева (рис. 3.3, а) стали марки 20Х13 при поверхностной
закалке можно установить существенное влияние величины подачи.
Так, увеличение подачи с 25 до 175 мм/мин приводит к росту скорости
нагрева с 680 до 910 °C/c. При этом в начальный этап времени, когда
элементарный объем материала попадает в контактную зону враща‑
ющегося инструмента, скорость нагрева является максимальной. Од‑
нако в течение 2 с скорость нагрева снижается до 150… 200 °C/c, после
чего стабилизируется до полного прохождения инструмента.
Скорость охлаждения стали марки 20Х13 также в значительной сте‑
пени зависит от величины подачи (рис. 3.3, б). При подаче 25 мм/мин
максимальная скорость охлаждения на начальном этапе, когда эле‑
56
3.1. Аналитические теплофизические модели процесса поверхностной фрикционной закалки
0,5 1,0 1,5 2,0
25
50
75
100
125
150
175
0,000
100,0
200,0
300,0
400,0
500,0
600,0
700,0
800,0
175
Подача f, мм/мин
Подача f, мм/мин
Время, с
Скорость нагрева, °С/с
Скорость охлаждения, °С/с
Подача f, мм/мин
Скорость охлаждения, °С/с
ментарный объем материала покидает контактную зону, составляет
175 °C/c. Повышение подачи до 150 мм/мин приводит к увеличению
максимальной скорости охлаждения до 710 °C/c. Данное расхождение,
очевидно, связано с тем, что при малых подачах за инструментом сле‑
дует тепловое пятно, препятствующее быстрому охлаждению. В то же
время повышение подачи до 175 мм/мин приводит к снижению макси‑
мальной скорости охлаждения до 510 °C/c, что связано с существенно
более низкой температурой нагрева, достигаемой при высоких пода‑
чах. По мере охлаждения в течение последующих 5 с происходит ста‑
билизация скорости охлаждения на уровне 20…30 °C/c.
а
1000
150
125
100
75
50
25
0,5 1,0 1,5 2,0
Время, с
900,0
800,0
700,0
600,0
500,0
400,0
300,0
200,0
100,0
0,000
б
175
150
125
100
75
50
800,0
700,0
600,0
500,0
400,0
300,0
200,0
100,0
0,000
25
0,5 1,0 1,5 2,0
Время, с
Рис. 3.3. Зависимости скорости нагрева (а) и охлаждения (б) от подачи f
и времени процесса
57
3. Теплофизическое моделирование фрикционной поверхностной закалки
∂
()
∂
()
∂
()
∂
()
∂
t
x
y
z
3.2. Теплофизическое конечно-элементное моделирование
фрикционной поверхностной закалки
Решение многофакторной задачи управления процессом поверх‑
ностной закалки возможно также на основе конечно‑элементного
моделирования. Метод конечных элементов является численным ме‑
тодом решения дифференциальных уравнений с частными производ‑
ными. Поскольку распределение температуры в инструменте и заготов‑
ке в процессе фрикционной поверхностной закалки является частным
случаем задачи теплопроводности, в общем виде оно может быть за‑
писано в виде дифференциального уравнения
() ()
TC TT
ρ
ρ
2
∂
TT
() () ()
λλλ
=
2
где λ — коэффициент теплопроводности; C
материала; ρ — плотность материала; Q
2
∂
+
TT
2
— мощность источника те‑
int
2
∂
+
— удельная теплоемкость
ρ
TT
2
+
Q
,
(3.3)
tt
in
пловыделения.
Численное решение уравнения (3.3) возможно на основе при‑
менения современных программных пакетов, таких как ANSYS,
ABAQUS, CADFEM, NASTRAN и др. Однако даже с использова‑
нием данных программных пакетов теплофизическое моделирова‑
ние фрикционной поверхностной закалки требует больших вычис‑
лительных мощностей и продолжительного времени расчетов. Для
уменьшения времени расчета процесс фрикционной закалки мож‑
но разделить на два этапа. На первом этапе рассматривается пред‑
варительный разогрев контактной зоны в отсутствие линейной по‑
дачи инструмента (f = 0). На втором этапе разогретый инструмент
выполняет прямолинейное и равномерное движение по обрабаты‑
ваемой поверхности заготовки.
В дальнейшем будут разобраны примеры конечно‑элементных
моделей, построенных в программном пакете ANSYS Mechanical
2019 R3 для решения задачи управления термическим циклом фрик‑
ционной поверхностной закалки стали марки 20Х13 цилиндрическим
инструментом из твердого сплава марки KMG303 фирмы ZCC (Ки‑
тай) диаметром 10 мм. Свойства сплава приведены в главе 2.
58
3.2. Теплофизическое конечно-элементное моделирование фрикционной поверхностной закалки
3.2.1. Моделирование этапа предварительного разогрева
При моделировании этапа предварительного разогрева важно
определить время, необходимое для достижения рабочей температу‑
ры в контактной зоне, превышающей температуру критической точки
AC3 на 100…150 °C. Решение этой теплофизической задачи возможно
на основе динамической конечно‑элементной модели типа Transient
Thermal. Геометрическая модель процесса представляет собой цилин‑
дрический инструмент диаметром 10 мм с фаской 0,5 мм под углом
45°, расположенный в центре упрочняемой поверхности размером
50×50×25 мм (рис. 3.4).
а б
Ж10 мм
50 мм
25 мм
25 мм
Рис. 3.4. Геометрические параметры (а) и сетка (б) тетрагональных конечных
элементов тепловой модели процесса на этапе предварительного разогрева
50 мм
Для решения задачи определения теплопроводности на геометри‑
ческую модель наносится сетка конечных элементов типа SOLID84.
С целью повысить точность получаемых результатов без значительно‑
го ущерба для скорости расчетов может быть использована грубая сет‑
ка, существенно сгущающаяся только вблизи контактной зоны. Для
симуляции асимметрического неразрывного контакта инструмента
с обрабатываемой заготовкой на контактных поверхностях использу‑
ются элементы типа CONTA174 и TARGE170. Естественное рассеи‑
вание тепла конвекцией от инструмента и детали может быть задано
с использованием элементов типа SURF152.
В качестве начальных условий для построенной конечно‑элемент‑
ной модели исходная температура инструмента и заготовки долж‑
59
3. Теплофизическое моделирование фрикционной поверхностной закалки
на быть задана следующим образом: T(x, y, z, t = 0) = +22 °C. Поми‑
мо того, к контактной зоне прикладывается мощность фрикционного
тепловыделения, рассчитанная по формуле (2.1) на основе заданных
величин нормальной силы, скорости вращения инструмента и коэф‑
фициента трения.
Для определения режимов фрикционной закалки, обеспечива‑
ющих разогрев стали марки 20Х13 в контактной зоне инструмента
до температуры выше критической точки AC3, следует выполнить си‑
муляцию влияния трех технологических параметров (нормальной
силы Fн, частоты вращения инструмента n и коэффициента трения µ)
в различных сочетаниях.
Сложным вопросом является выбор величины коэффициента
трения. Установление коэффициента трения является нетривиаль‑
ной задачей, поскольку он может существенно изменяться в зави‑
симости от скорости скольжения и температуры в контактной зоне
вращающегося инструмента. Однако для выполнения симуляции
можно воспользоваться данными из научной литературы, на осно‑
ве которых выявляется диапазон изменения величины коэффициен‑
та трения для конкретных инструментальных и обрабатываемых ма‑
териалов. Так, например, в работах J. Rech и др. [30] показано, что
в условиях сухого трения скольжения твердого сплава по сталям при
вращающемся контакте плоской поверхности и скорости скольже‑
ния в пределах 50…300 м/мин коэффициент трения находится в ди‑
апазоне µ = 0,2…0,3.
Немаловажным с точки зрения обеспечения адекватности рас‑
четов является использование точных теплофизических характери‑
стик обрабатываемого и инструментального материала, таких как ко‑
эффициент теплопроводности, удельная теплоемкость и плотность.
Так, например, зависимости изменения тепловых свойств стали марки
20Х13 от температуры, приведенные в главе 1, могут быть взяты в ком‑
мерческой базе материалов SYSWELD. Задача определения зависимо‑
сти коэффициента теплопроводности инструментального материала
от температуры является более сложной, поскольку эти данные явля‑
ются коммерческой тайной производителей и в литературе не приво‑
дятся. В этом случае определить температурную зависимость коэффи‑
циента теплопроводности можно путем непосредственного измерения
методом лазерной вспышки. Для твердого сплава марки KMG303 экс‑
периментальная зависимость приведена в главе 2 на рис. 2.17.
60
Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]