12.04.2018

Методы расчета температурного режима штампов


Температурный режим оказывает решающее влияние на стойкость инструмента для ПГОШ. Сочетание процессов, протекающих при повышенных и переменных температурах с механическим воздействием на рабочую поверхность и течением деформируемого металла, определяет вид формоизменения рабочих деталей штампа: износ, пластическое смятие и термомеханическая усталость.

Повышение температуры инструмента при использовании XOШ (хотя и в меньшей степени) также ускоряет необратимые процессы, протекающие в структуре штамповых материалов. Особенно актуален учет температурных воздействий на инструмент при использовании многопозиционных прессов-автоматов, работающих в автоматическом режиме. В этом случае формоизменяющие детали в течение длительного времени работают при температурах, приближающихся к температурам низкого отпуска. При XOШ температурное поле активной части инструмента зависит от условий контактного трения и тепловой энергии, выделяющейся в результате механической работы, затраченной на пластическое деформирование. Работа в любом процессе деформации почти полностью превращается в тепловую энергию. При выдавливании работа, совершаемая в единице объема, равна удельной силе выдавливания, а следовательно, повышение температуры в штампуемом материале зависит от таких факторов, как степень деформации и скорость выдавливания. Источниками тепловой энергии являются плоскости сдвига в зоне деформации.
Результаты экспериментальных исследований, проведенных с целью определения температурных полей заготовки и рабочих деталей штампа, показывают, что при прямом выдавливании стержневых деталей температура на поверхности достигает 573 К. При обратном выдавливании поковки типа "стакан" на кривошипном прессе с числом ходов 30 мин-1 температура пуансона достигает 523 К. Температура инструмента при прямом выдавливании стержневых деталей несколько ниже и составляет 480 К. Об этом свидетельствует график зависимости температуры инструмента от величины хода пуансона, приведенный на рис. 4.18. Изменение температуры в различные моменты времени в матрицах и пуансонах прямого (рис. 4.19, а) и обратного (рис. 4.19, б) холодного выдавливания стальных поковок показывает, что в зоне контакта развиваются более высокие температуры при реализации операции обратного выдавливания.

Для количественной оценки температурных напряжений в инструменте необходимо решить задачу определения температурных полей наиболее нагруженных деталей штампа.

В температурном режиме работы штампа в условиях ПГОШ различают четыре периода предварительного подогрева, нестабильного режима разогрева в начале работы, квазистационарного режима при установившемся темпе штамповки и охлаждения рабочих деталей по окончании процесса штамповки.

В связи с этим представляет интерес оценка влияния термонапряжений на общую картину напряженно-деформированного состояния рабочих деталей штампа тех стадий квазистационарного режима штамповки, где эти параметры достигают максимальных значений, а именно, в конце процесса формоизменения поковки при наибольшем удельном давлении и в начале охлаждения, когда технологическая нагрузка отсутствует. В последнем случае искомые напряжения будут представлять собой термические напряжения.

Такая структуризация дает возможность решать несвязную задачу термоупругости, согласно которой сначала определяется температура, а затем с учетом найденного распределения температур оценивается напряженно-деформированное состояние инструмента.

Основными факторами, определяющими температурный режим работы штампов, являются: исходные температуры штампа и заготовки; теплофизические свойства материалов штампа и заготовки; термическое сопротивление пограничного слоя и прослойки между штампом и заготовкой; условия отвода тепла во внутренние слои штампа и окружающую среду; время цикла, продолжительность и характер контакта поверхности инструмента с заготовкой и др.

В качестве основного фактора принимают исходные температуры штампа и заготовки.

На температурное поле инструмента в известной мере оказывают влияние теплофизические свойства деформируемого металла и штамповой стали. Однако, в большинстве работ, посвященных анализу тепловых явлений в поковках и штампах, принимается допущение о постоянстве теплофизических величин. Изменение теплофизических характеристик материала, вызванное изменением температуры, иллюстрирует табл. 4.4 для одной конструкционной и двух марок инструментальных сталей.
Учет изменения значений коэффициента теплопроводности А сталей проводят в соответствии со следующей математической моделью:
Пределами применимости модели являются температуры T < 600 °C при точности ± 4 %.

Характерные этапы теплового нагружения штампов в значительной мере исследованы как экспериментально, так и путем создания различных методик. На основе экспериментальных данных во всех расчетных методиках допускают, что передачей тепла за счет процессов конвекции и излучения (до 2 % всего тепла) можно пренебречь, и проводят расчет только по уравнениям теплопроводности.

Перечисленные методики базируются на решении классических задач теории теплопроводности, которые используются для определения температурных полей штампа и поковки. Основные погрешности таких расчетов связаны с упрощением решаемых задач, с корректностью выбора значений теплофизических величин контактирующих тел, а также с тем, что не учитываются криволинейность поверхности контакта и термическое сопротивление контактного слоя.

В реальных эксплутационных условиях между заготовкой и штампом имеется пограничный слой. Он состоит из окисной пленки, воздушной прослойки, смазки и продуктов ее разложения (сажи, смол, солей, газов). Прослойки из окислов на поверхности инструмента и заготовки прочно сцеплены с основным материалом и имеют толщину 6, измеряемую сотыми долями миллиметра, которые зависят от химического состава штамповой стали и материала заготовки, от условий эксплуатации инструмента. Воздушно-газовая прослойка обладает большим термическим сопротивлением, которое увеличивается сажисто-смолистыми или соляными выделениями.

В итоге термическое сопротивление пограничного слоя может снижать максимальную температуру штампа в 1,5...2,0 раза.

Термическое сопротивление пограничного слоя определяется целым рядом трудно учитываемых факторов, таких как его состав, толщина, структура, пористость, теплофизические свойства.

Известно большое количество моделей термического сопротивления контакта. Учет влияния пограничного слоя на температурное поле штампа может осуществляться на основе замены пограничного слоя слоем материала инструмента, эквивалентным по теплофизическим параметрам, в предположении, что коэффициент эквивалентности не зависит от удельных давлений.

Предложены модели и аналитические зависимости, которые учитывают глубину микрорельефа поверхности штампа. При этом использованы следующие допущения: контакт образовывают двумя полуограниченными телами, на каждое из которых нанесен защитный слой. Толщина слоев не одинакова, и по термическим характеристикам они различаются между собой и от своих носителей. Предполагают, что контактная поверхность состоит из двух параллельно соединенных сопротивлений: термического сопротивления оксидного слоя bок и термического сопротивления, состоящего из последовательно соединенных сопротивлений -оксидного слоя и среды, которая заполнила углубления микрорельефа инструмента. Выделение оксидного слоя в качестве граничной прослойки является правомерным, поскольку он по тепло- и температуропроводности отличается примерно в 5 раз от конструкционных сталей.

Распространенной моделью является приведение термического сопротивления пограничного слоя, являющегося сложной системой разнородных слоев, к одному коэффициенту. Приведенный коэффициент теплопроводности Лс при суммарной толщине пограничного слоя bc выражается:
где Л1, b1 — теплопроводность и толщина равномерно распределенного слоя окалины; Л2, b2 — теплопроводность и толщина слоя смазки; Л3, b3 — теплопроводность и толщина газового слоя.

В настоящее время отсутствуют надежные теоретические данные, необходимые для расчета теплофизических свойств пограничного слоя. Поэтому основным методом определения сопротивления пограничного слоя до сих пор остается экспериментальный метод.

Существует кусочно-линейная зависимость термического сопротивления от удельной силы на поверхности контакта инструмента с поковкой. При изменении удельной силы от 10 до 20 МПа, термическое сопротивление изменяется от 9,0...12,0 (м2*К)/Вт до 5,5... 8,0 (м2*К)/Вт. При дальнейшем увеличении удельной силы термическое сопротивление контакта стабилизируется. Это показывает, что погрешности, вызванные отсутствием учета влияния удельной силы, будут оказывать влияние только на начальных стадиях деформации.

Экспериментально установлено влияние межконтактной прослойки на количество теплоты, переходящей в инструмент.

Коэффициент контактного теплообмена в какой-то мере характеризует теплообмен между нагретой поковкой и инструментом, но зависит от большого числа факторов. Кроме того, при расчете а по аналитическим зависимостям существенно влияют значения площади контакта, температуры поковки и инструмента, так как эти величины изменяются в процессе деформирования.

Экспериментальным путем установлено, что при вдавливании пуансона в нагретую заготовку значение коэффициента контактного теплообмена а при наличии печной окалины на поверхности заготовки составляет 5800 Вт/(м2*К), а при отсутствии окалины достигает 19800 Вт/(м2*К). При удалении окалины с поверхности заготовки теплообмен увеличивается в 3...4 раза.

В.П. Северденко и К.В. Брехов имитировали теплофизические процессы, происходящие на границе между поковкой и штампом при выдавливании со степенью деформации s = 0,64 заготовок из стали P18, нагретых до температуры горячей штамповки 1423 К. При штамповке на кривошипном прессе время деформирования принимали равным t = 0,2 с. При этом установлено, что в зависимости от температуры штампа с применением графито-масляной смазки значение а изменялось от 1073 Вт/(м2*К) при T = 293 К до 609 Вт/(м2*К) при Тш = 373 К. При охлаждении штампа на спокойном воздухе коэффициент теплообмена а = 348 Вт/(м2*К).

В результате экспериментов на заготовках из стали 35 с относительной степенью деформации 0,5 и продолжительностью контакта 33 с с начальной температурой нагрева 1373 К и последующих расчетов получено значение а = 5800 Вт/(м2*К).

В.В. Зимин и В.А. Лозовский определили, что при горячей штамповке поковок из стали 35 в закрытом штампе на гидравлическом прессе с продолжительностью контакта 4,5 с максимальное значение а составляет 1800 Вт/(м2*К), а при штамповке на кривошипном прессе с продолжительностью контакта 0,25 с увеличивается до 17500 Вт/(м2*К). График изменения коэффициента теплообмена приведен на рис. 4.20.
Численные значения коэффициента теплообмена между поковкой и инструментом при осадке приведены в работе Ю.Г. Бурова и Б.М. Позднеева. Из рис. 4.21 видно, что с увеличением относительной степени деформации при осадке от 0,1 до 0,6 численное значение а уменьшается на 25...60 %, а с увеличением скорости деформации а увеличивается. Следовательно, при уменьшении продолжительности контакта, при прочих равных условиях значение удельного теплового потока между поковкой и инструментом увеличивается.

Из приведенных данных видно, что величина а изменяется в широких пределах и зависит от многих факторов. Отсутствие достоверных данных о величине а может внести значительные погрешности при аналитических расчетах температур поковок и инструмента. Поэтому достоверность данных о температурном режиме инструментов при полугорячем деформировании в значительной мере обусловлена методами измерения температур.

Многочисленные исследования, проведенные под руководством В.П. Северденко, позволяют судить о температурном режиме прессовых штампов. В результате экспериментов построены графики изменения температуры поверхностного слоя штампа при горячей осадке (рис. 4.22, а) и штамповке (рис. 4.22, б) поковок из углеродистых и легированных сталей. Температура штампа измерялась хромель-алюмелевыми термопарами, подключенными к осциллографу. Нагрев заготовок осуществлялся до Tз = 1270 К. Время деформирования 0,2 с.
На рис. 4.23 показаны температурные кривые для прессового штампа, полученные в результате измерения температуры термопарами, расположенными на различной глубине от поверхности штампа. Кривые 1-5 построены для цилиндрической поверхности штампа, не имеющей в начальный период непосредственного контакта с заготовкой, но получающей контакт с ней на сравнительно ранних стадиях деформирования.

Для штампов, работающих на винтовых прессах при времени цикла 0,085...0,100 с температура на поверхности инструмента не превышает 773...873 К, на КГШП (время цикла 0,10...0,50 с) - 823...923 К; на молотах (время цикла 0,010...0,015 с) - 723...873 К. На рис. 4.24 показан температурный цикл прессового штампа в период квазистационарного режима работы.
Несмотря на трудоемкость и сложность проведения экспериментов в реальных производственных условиях, этот метод, едва ли не единственный, дает достаточно точное значение температуры в инструменте. Недостатком метода является нарушение температурных полей отверстиями под термопары, что особенно ощутимо в штампах, имеющих небольшие габариты.

Измерение температуры с помощью контактных термопар дает значение температуры поверхности инструмента на доступных участках, а на поверхности гравюры только через 2...5 с после удаления поковки из штампа. За это время успевает произойти частичный сток тепла во внутренние слои штампа, поэтому такой метод не может дать полной картины распределения температур по сечению штампа.

Температурное поле штампа может быть построено по некоторым "средним" температурам, определяемым с помощью косвенных методов, основанных на учете изменения микроструктуры и твердости материала инструмента. Однако исходная твердость штампового материала в той или иной точке объема может быть зафиксирована только на основе измерения контрольного экземпляра, а конечное ее значение зависит не только от температуры, но и от других факторов, таких как продолжительность нагрева, наличие пластической деформации исследуемого слоя и др. В связи с этим температурное поле штампа может быть реконструировано только приближенно и служит неполной оценкой реального температурного режима исследуемого участка инструмента.

Аналитические методы, с которыми сталкивается проектировщик, связаны с решением системы уравнений, одним из компонентов которой является трехмерное дифференциальное уравнение теплопроводности:
где а — коэффициент температуропроводности; V2 — оператор Лапласа в декартовой системе координат; t — время; T — температура.

Многие исследователи, изучавшие процессы теплообмена между заготовкой и инструментом и предлагавшие свой вариант схематизации задачи выбора граничных условий, решая уравнение (4.8), получали различные аналитические зависимости, позволяющие оценить температуру инструмента. В табл. 4.5 сведены расчетные зависимости для определения тепловыделения при прессовании и выдавливании, полученные различными авторами.

Так, например, Бишоп по уравнению, представленному в табл. 4.5, рассчитал поля температур с учетом теплоотдачи в инструмент (первый член уравнения) и теплообмена (второй и третий члены уравнения). При определении работы деформации не учитывалось деформационное упрочнение и принималось оs = const.
Специальные программы расчета на ЭВМ удельных сил и температурных полей разработал Р.И. Непершин. Основное уравнение не предусматривает учета теплообмена в пределах пластической области. Особенностью методики является возможность при поэтапном определении температурных полей учесть изменение o вследствие тепловыделения, долю тепловыделения от контактного трения и теплопередачу в инструмент.

Зависимость для расчета температуры изделия по выходу из матричной воронки получил Ю.Л. Стерник. При этом принималось, что о, изменяется только от усредненной по очагу скорости деформации, но не зависит от тепловыделения.

Методика расчета температурного поля поковки при прессовании с учетом теплового эффекта работы пластической деформации и контактного трения, теплообмена заготовки с инструментом, а также переменных скоростей течения металла разработана Л.Г. Степанским. Полученные зависимости позволяют оценить влияние основных технологических условий прессования на температурный режим деформации.

Зависимость для приближенной оценки увеличения температуры металла при прессовании, в основу которой положена упрощенная оценка усредненной по очагу работы деформации, предложена А.М. Рытиковым.

Существуют эмпирические зависимости для определения тепловыделения при прессовании и выдавливании.

Другим аналитическим методом решения температурной задачи в штампах является метод мгновенных сосредоточенных источников, разработанный Б.Ф. Трахтенбергом. При предположении постоянства теплофизических свойств, конкретные значения которых задаются в пределах фактического изменения в рассматриваемых температурных границах, метод позволяет свести решение дифференциального уравнения теплопроводности (4.8) к интегрированию линейного дифференциального уравнения. Такое упрощение вызывает приемлемую погрешность в пределах 5 %.

Для расчетов, кроме уравнения (4.8), необходимо задать краевые условия, которые охватывают начальное распределение температуры в теле инструмента и условия теплообмена на его границах. При расчете тепловых явлений цикл штамповки полагают заданным и условно разбивают его на характерные этапы. Такие этапы для штамповки выдавливанием на КГШП представлены в табл. 4.6. Для других типов технологического оборудования продолжительность цикла штамповки приведена в табл. 4.7.
Получить точное решение нестационарной задачи о температурном поле штампа каким-либо из перечисленных методов без схематизации и существенных упрощений чрезвычайно трудно. Поэтому для решения поставленной задачи довольно часто используют численные методы.

С помощью метода конечных разностей разработаны методики расчета на ЭВМ температурного состояния инструмента, а также системы "инструмент-заготовка". Рассмотрено влияние исходной температуры заготовки и инструмента, степени деформации и скорости движения инструмента на температурно-напряженное состояние системы "инструмент-заготовка". Указанные зависимости проиллюстрированы на рис. 4.25. При обозначении кривых на приведенном графике для температуры (сплошные линии) и интенсивности напряжений (пунктирные линии) принята двойная индексация — MN, где M — 1 ;2 соответственно в теле инструмента и заготовки, N = 1...6 — для температуры на расстоянии 0; 0,25; 0,5; 1,0; 1,5; 2,0 мм и для интенсивности напряжений на расстоянии 0; 0,17; 0,33; 1,0 мм от поверхности контакта.
При решении краевых задач применяется метод граничных элементов, использование которого обусловлено снижением размерности решаемых задач на единицу. В технических системах нашел применение комплексный вариант метода. В этом случае используются средства теории функций комплексного переменного - интеграл Коши, на основе которого осуществляется построение граничных интегральных уравнений; комформные отображения; комплексные полиномы и ряды. Переход в комплексную плоскость существенно ограничивает рамки использования метода.

Другим численным методом является, ставший достаточно популярным, метод конечных элементов (МКЭ).





Яндекс.Метрика