Добавил:
ivanov666
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз:
Предмет:
Файл:Фрикционная поверхностная закалка сталей вращающимся инструментом. Учебное пособие
.pdf
3.2. Теплофизическое конечно-элементное моделирование фрикционной поверхностной закалки
hD
DC
=
в
DV
jj
()
()
∑∑
,
00
hD
t
н
охлаждения значительно превосходит критическую скорость закал‑
ки стали марки 20Х13 и в процессе охлаждения из аустенитной фазы
будет образовываться мартенсит, обладающий высокими прочност‑
ными свойствами.
Теплофизическое конечно‑элементное моделирование процес‑
са позволяет определить положение диффузионного фронта углеро‑
да hD относительно обрабатываемой поверхности и спрогнозировать
толщину закаленного слоя.
Положение диффузионного фронта можно определить на основе
зависимости Г. Готтштайна [33]
t
6
, (3.4)
где D
— коэффициент диффузии углерода; tв — время выдержки ма‑
C
териала при температуре выше критической точки AC3. Коэффициент
диффузии углерода определяется химическим составом стали, а так‑
же температурой нагрева и продолжительностью выдержки при тем‑
пературе аустенизации. Для определения коэффициента диффузии
углерода от температуры нагрева можно воспользоваться зависимо‑
стью М. И. Гольдштейна и В. В. Попова [34]
=+
expexp
Cj
VC QQCRT
−+
j
где Cj — содержание j‑го элемента в стали, мас. %; V0, Q0, Vj, Qj — ко‑
эффициенты: V0 = –12,511 м 2/c; Q0 = 12560 Дж/моль; Vj = 0,17 м 2/c;
Qj = 2710 Дж/моль.
Однако зависимость (3.4) не может быть применена напрямую при
определении положения диффузионного фронта при фрикционной
поверхностной закалке, так как в данном случае материал испытыва‑
ет кратковременный импульсный нагрев, в отличие от продолжитель‑
ной выдержки при постоянной температуре в процессе классической
закалки. Кроме того, материал поверхностного слоя находится в усло‑
виях циклически повторяющегося нагрева и охлаждения. Таким обра‑
зом, для расчета положения диффузионного фронта зависимость (3.4)
должна быть преобразована к виду, учитывающему импульсный ха‑
рактер нагрева обрабатываемой поверхности:
к
=∫6(())
Dc
t
Ttdt
м
,
71
3. Теплофизическое моделирование фрикционной поверхностной закалки
2000
где Tм(t) — температурно‑временная характеристика закалки матери‑
ала; tн и tк — начальная и конечная временные границы нахождения
обрабатываемого материала при температуре выше критической точ‑
ки AC3.
Используя температурно‑временные характеристики термического
цикла, полученные в результате моделирования фрикционной поверх‑
ностной закалки при прямолинейном движении инструмента, мож‑
но установить закономерности изменения положения диффузионно‑
го фронта hD от технологических параметров обработки.
Например, для поверхностной закалки стали марки 20Х13 полу‑
ченные зависимости положения диффузионного фронта (рис. 3.11)
показывают, что закалка поверхностного слоя толщиной 1 мм воз‑
можна при коэффициенте трения 0,24 и более. Однако при коэффи‑
циенте трения 0,24 формирование такого закаленного слоя возмож‑
но с подачей инструмента не более 50 мм/мин. При подаче 75 мм/мин
слой толщиной 1 мм может быть сформирован только при условии ко‑
эффициента трения в контакте 0,28 и более. При подаче 100 мм/мин
формирование закаленного слоя толщиной 1 мм не обеспечивается
на всем исследуемом диапазоне коэффициентов трения.
D
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
Положение диффузионного фронта h , мкм
Рис. 3.11. Зависимости положения диффузионного фронта hD от подачи f
при различных значениях коэффициента трения µ в контакте [8]
40 60 80 100 120 140 160
Подача f, мм/мин
μ = 0,20
μ = 0,22
μ = 0,24
μ = 0,26
μ = 0,28
μ = 0,30
72
Контрольные вопросы к главе 3
Контрольные вопросы к главе 3
1. На основе каких методов может быть решена проблема опре‑
деления оптимальных режимов фрикционной поверхностной
закалки?
2. В чем заключается метод аналитического моделирования?
3. Какова основная проблема применения метода аналитическо‑
го моделирования?
4. В чем заключается метод конечно‑элементного моделирования?
5. На основе чего может быть спрогнозирована толщина закален‑
ного слоя?
73
4. Экспериментальные исследования
фрикционной поверхностной закалки
кспериментальные исследования процесса позволяют про‑
верить адекватность аналитических и конечно‑элементных
Э
циента трения, температурно‑временных параметров термического
цикла фрикционной поверхностной закалки и их взаимосвязь с ком‑
бинацией технологических параметров на этапах разогрева упрочня‑
емой стали и инструмента и при его перемещении.
Только экспериментально можно установить закономерности кон‑
тактного взаимодействия инструмента с поверхностью заготовки и ха‑
рактер адгезионного переноса упрочняемой стали. Важным вопросом
является выбор методов и оборудования для экспериментальных ис‑
следований процесса и свойств упрочняемого поверхностного слоя.
моделей процесса и выявить реальные величины коэффи‑
4.1. Исследование зависимости изменения коэффициента трения
инструмента от технологических параметров процесса
Оценка коэффициента трения µ в цикле разогрева материала вра‑
щающимся цилиндрическим инструментом с плоским торцом мо‑
жет быть осуществлена с помощью специального трибометрическо‑
го устройства с автоматизированным измерительным комплексом
на основе определения приведенного крутящего момента Mпр = Fпрl,
где Fпр — сила, приведенная к оси инструмента; l — плечо действия
силы. Сила Fпр измеряется с помощью датчика типа PST‑50, входя‑
щего в состав динамометра АЦД 2С‑05/1 И‑1 (рис. 4.1, а). Общий
вид измерительного динамометрического комплекса при фрикцион‑
ной поверхностной закалке поверхностного слоя образца стали марки
20Х13 на станке МА‑600 (OKUMA) представлен на рис. 4.1, б.
74
4.1. Исследование зависимости изменения коэффициента трения инструмента от технологических параметров процесса
MF
2
3
ни
а б
F
н
Инструмент
Образец
Рис. 4.1. Схема трибометрического устройства (а) и общий вид измерительного
комплекса на базе динамометра АЦД 2 С‑05/1 И‑1 (б) для оценки коэффициента
n
Датчик
динамометра
l
F
пр
трения по крутящему моменту
Для задания величины нормальной силы Fн выполняется тариров‑
ка пружины в державке инструмента с помощью динамометра моде‑
ли АЦД 2 С‑05/1 И‑1 путем перемещения державки 1 и сжатия в ней
пружины на станке (рис. 4.2, а). По результатам тарировки может быть
получена зависимость, представленная на рис. 4.2, б.
а б
Рис. 4.2. Тарировка зависимости нормальной силы от величины сжатия пружины
линдрического инструмента используется формула, приведенная в ра‑
боте Ø. Frigaard [27]:
М = Мпр получена формула для вычисления коэффициента трения:
в державке инструмента с применением динамометра АЦД 2 С‑05/1 И‑1 (а)
и тарировочная зависимость (б)
Для определения величины крутящего момента вращающегося ци‑
R=
µ
. При условии выполнения равенства
75
4. Экспериментальные исследования фрикционной поверхностной закалки
µ=
3
Fl
ни
.
2
FR
пр
(*)
Изменение величины коэффициента трения µ может быть ис‑
следовано в зависимости от времени разогрева t
, частоты враще‑
р
ния инструмента n и нормальной силы Fн. Согласно результатам
конечно‑элементного моделирования для ФПЗ стали марки 20Х13
может быть исследована совокупность влияния нормальной силы
Fн = 3500 Н и частоты вращения инструмента n равной 1000, 2000,
3000 и 4000 об/мин, обеспечивающая температуру нагрева материала
в пределах 650…1200 °C.
Экспериментальное исследование изменения коэффициента тре‑
ния в процессе ФПЗ на этапе разогрева инструмента выполнено в ра‑
боте В. В. Воропаева [8]. Исследование выполнялось на образце в виде
прямоугольного параллелепипеда сечением 30×30 мм и длиной 120 мм
на обрабатывающем центре МА‑600 (OKUMA). Время разогрева 5,
10 и 15 с задавалось программно с охлаждением между циклами не ме‑
нее 5 мин. Шаг контактных зон инструмента составлял 15 мм (рис. 4.3).
а б
15
30
120
30
Рис. 4.3. Образец со следами контакта инструмента с поверхностью
при исследовании коэффициента трения в процессе ОТП на этапе разогрева (а)
и увеличенный фрагмент участка поверхности (б)
Расчет величины коэффициента трения по формуле (*) осущест‑
влялся в программе OriginPro 2019 для частоты вращения инструмента
n равной 1000, 2000, 3000 и 4000 об/мин (рис. 4.4, а). Анализ результа‑
тов расчета для установившегося режима показал, что с увеличением
частоты вращения инструмента n коэффициент трения µ уменьшает‑
ся (рис. 4.4, б).
76
а б
Время разогрева t , с
р
Частота вращения n, об/мин
4.2. Влияние фрикционной нагрузки и времени разогрева
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
Коэффициент трения µ
0,2
0,1
0 10 20 30 40
Рис. 4.4. Динамика изменения коэффициента трения µ в процессе разогрева
контактной зоны (а) и при различной частоте вращения инструмента (б)
1
2
3
4
0,55
0,50
0,45
0,40
0,35
0,30
Коэффициент трения µ
0,25
0,20
1
2
3
1000
1500 2000 2500 3000 3500 4000
4
4.2. Влияние фрикционной нагрузки и времени разогрева
на характер контактного взаимодействия инструмента
и поверхности
Влияние времени разогрева tр, частоты вращения инструмента n
и коэффициента трения µ на контактное взаимодействие инструмен‑
та можно определить по формированию микропрофиля поверхности
с помощью 3D‑профилометрии (рис. 4.5 и 4.6). Изменение глубины
микропрофиля поверхности позволяет оценить влияние мощности
фрикционного тепловыделения Pµ и времени разогрева на адгезию
упрочняемого материала на торец инструмента.
Анализ микропрофиля стали марки 20Х13 позволяет установить,
что при скорости вращения 1000 и 2000 об/мин инструмент и упроч‑
няемая сталь в первые 2…3 с разогреваются недостаточно, что при‑
водит к увеличению коэффициента трения µ до величины 0,7…0,8
(см. рис. 4.4, а) и формированию на поверхности углублений hv
от 50 до 100 мкм, а также наплывов hr высотой 10…50 мкм. Происхо‑
дит адгезионный перенос стали и налипание ее на рабочую поверх‑
ность инструмента (рис. 4.7). Таким образом, может быть установле‑
на связь времени разогрева с изменением коэффициента трения. Для
стали марки 20Х13 при разогреве t
жается до µ = 0,4…0,55 и стабилизируется (см. рис. 4.4, а).
≥ 10 с коэффициент трения сни‑
р
77
4. Экспериментальные исследования фрикционной поверхностной закалки
r
v
h
X, мм
0 1 2 3 4 5
0
-50
Y, мкм
-100
-150
100
h
50
100
50
r
h
v
h
X, мм
0 1 2 3 4 5
0
-50
Y, мкм
-100
-150
а — 5 с; б –10 с; в –15 с
= 3500 Н и n = 1000 об/мин [8]:
н
при F
v
h
X, мм
X
78
100
50
-50
Y, мкм
-100
-150
0
а б в
0 1 2 3 4 5
Y
Рис. 4.5. Изменение профиля упрочняемой поверхности в контактной зоне инструмента от времени нагрева
4.2. Влияние фрикционной нагрузки и времени разогрева
100
Y, мкм
100
50
v
r
h
h
X, мм
0 1 2 3 4 5
0
-50
Y, мкм
-100
-150
50
v
r
h
h
X, мм
0 1 2 3 4 5
0
-50
Y, мкм
-100
-150
а — 5 с; б — 10 с; в — 15 с
= 3500 Н и n = 2000 об/мин [8]:
н
при F
v
r
h
h
X, мм
X
0 1 2 3 4 5
50
0
-50
-100
-150
Y
Рис. 4.6. Изменение профиля упрочняемой поверхности в контактной зоне инструмента от времени нагрева
а б в
79
4. Экспериментальные исследования фрикционной поверхностной закалки
а б
Рис. 4.7. Поверхности торца инструмента со следами адгезионного переноса стали
после разогрева в течение 5 с при частоте вращения n = 1000 об/мин (а)
и n = 2000 об/мин (б)
Изменение величины коэффициента трения µ в цикле разогрева
материала при частоте вращения 3000 и 4000 об/мин существенно от‑
личается от исследованного выше (1000 и 2000 об/мин). Значительно
большее тепловыделение уменьшает адгезию стали на инструмент.
Максимальная глубина унесенного адгезией слоя с упрочняемой по‑
верхности в контактной зоне hv при времени разогрева 5…10 с состав‑
ляет не более 12…18 мкм. Однако при увеличении времени разогрева
до 15 с вследствие адгезионного переноса стали на инструмент на обра‑
батываемой поверхности формируются конические углубления с кон‑
центрическими кольцами эрозии стали от центра к периферии кон‑
тактной зоны величиной hv ≈ 20…45 мкм (рис. 4.8–4.9).
Поверхности торцов инструмента после разогрева tр = 5 с с ча‑
стотами вращения инструмента n = 3000 об/мин и n = 4000 об/мин
(рис. 4.10) показали значительно меньшее налипание обрабатывае‑
мого материала.
По результатам исследований может быть построена трехмерная
зависимость эрозионного износа стали hv от времени разогрева tр и ча‑
стоты вращения инструмента n (рис. 4.11).
Таким образом, экспериментально можно установить наиболее
благоприятный режим разогрева стали по критерию глубины эрози‑
онного износа упрочняемого поверхностного слоя. Для фрикционной
поверхностной закалки стали марки 20Х13 продолжительность разо‑
грева t
= 5…6 с при нормальной силе Fн = 3500 Н и частоте вращения
р
инструмента n = 3000…4000 об/мин является оптимальной и обеспе‑
чивает минимальный эрозионный износ.
80
Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]