Повышение эффективности обработки маложестких валов при комбинированном термосиловом нагружении Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

НОВЫЕ МАТЕРИАЛЫ И ТЕХНОЛОГИИ ПРОИЗВОДСТВА

УДК 621.78.01: 539.3

Повышение эффективности обработки маложестких валов

при комбинированном термосиловом нагружении

О. И. Драчев, Д. А. Расторгуев, М. В. Старостина

В настоящее время к маложестким деталям (МЖД) предъявляют высокие требования по точности и качеству их изготовления. Особое значение имеет термическая обработка МЖД, так как она формирует физико-механические свойства и структуру материала детали, задает распределение остаточных напряжений, что будет определять геометрическую точность в послеоперационные и эксплуатационный периоды.

После механической и термической обработки возникают остаточные напряжения первого рода. Потеря геометрической точности изделия напрямую связана с возникновением остаточных напряжений первого рода, возникающих из-за неравномерности пластических деформаций металла, неоднородности температурного поля заготовки в процессе охлаждения, разновременности протекания структурных превращений.

В целях повышения точности и стабильности геометрических форм маложестких деталей разработана новая технология, сочетающая в себе правку и термообработку [1—3]. Суть предлагаемого метода обработки в том, что деформация-растяжение прикладывается к валу при нагреве до температур закалки или отпуска при выдержке и остывании. Усилие может создаваться за счет внешних силовых приводов или создаваться самой технологической системой для термосиловой обработки (ТСО) за счет физических процессов при ее нагреве-охлаждении.

Основная проблема при ТСО — обеспечение равномерности деформирования заготовки по длине. В связи с неоднородностью поля напряжений пластическая деформация также неоднородна и развивается локализованно в областях концентрации напряжений [4].

Для исследования проблемы была спроектирована, изготовлена и апробирована в промышленных условиях (ОАО «Азотреммаш»,

г. Тольятти) установка для ТСО (рис. 1, а). Особенностью установки является то, что коэффициент температурного расширения материала, из которого изготовлен вал, меньше коэффициента температурного расширения материала труб стапеля. При нагревании устройства в шахтной печи возникает осевое растягивающее усилие, вызванное разницей температурных удлинений труб стапеля и вала. При остывании устройства осевое усилие сохраняется за счет того, что изделие — вал — остывает быстрее труб стапеля, которые имеют большую теплоемкость за счет заполнения чугунной стружкой и песком и сообщают осевое усилие требуемого значения до полного остывания вала.

Пластическая деформация вала происходит при нагревании с заданной скоростью, согласно технологии термообработки. При охлаждении стапеля его скорость остывания в 1,5-2,3 раза меньше скорости охлаждения вала. Это позволяет стабилизировать осевую нагрузку в начале охлаждения и плавно провести разгрузку, т. е. обеспечить совместность деформаций при разгрузке.

При ТСО в двухтрубчатом стапеле (рис. 1, б) осевое растягивающее усилие, вызванное разницей температурных удлинений труб стапеля 1 и вала 6, через замкнутую силовую цепь: стапель 1 — крышки 2 — сферические шайбы 3 — гайки 4 — тяги 5 — сообщается валу 6. Значение и скорость деформации определяются подбором материала стапеля, видом и объемом наполнителя труб, температурным режимом охлаждения-нагрева, а также первоначально выставляемым температурным зазором в замкнутой силовой цепи, который необходим для согласования времени начала деформирования заготовки с ее выходом на рабочие температуры.

Обеспечивать равномерность пластической деформации по длине изделия необходимо за

РАБ

a)

б)

/ \

Рис. 1. Установка для TCO: а — промышленная установка; б — функциональная схема

счет задания минимальной деформации. Характеризует среднюю неравномерность пластических деформаций коэффициент локальности, который находится по формуле

K = с

ср max

/ сср,

(1)

где cmax — максимальная деформация одного из участков заготовки вала, на которые она предварительно делится; сср — средняя деформация всех участков вала [3].

Значение Kcp, близкое к единице, свидетельствует об однородности пластических деформаций материала по всей длине заготовки.

При переходе за предел текучести одновременного охвата пластической деформацией всего объема металла не происходит до тех пор, пока все микрообъемы металла не окажутся охваченными пластической деформацией критического значения. Критическая деформация для различных материалов разная, но не превышает 4 %. Только после этого возможна одновременная деформация всего объема материала. Значение Кср, близкое к единице, свидетельствует об однородности пластических деформаций материала по всей длине заготовки. Значение Кср с увеличением средней деформации постепенно уменьшается. При с < 1 % наблюдаются значительный разброс деформаций по участкам и большое значение коэффициента Кср (1,5-2) при исследуемых температурных режимах TCO.

Для изделий из сталей 30ХГСА, 34ХМ10А, 12Х18Н10Т TCO лучше проводить при 300320 °С, так как предел текучести при этой температуре снижается на 20-25 % и зависимость от температуры нагрева слабая.

Для проверки влияния исходного искривления заготовки на искривление после TCO была обработана партия образцов, имеющих исходное биение в диапазоне f = 0,5 3,5 мм. Материал заготовок — 12Х18Н10Т — используется при изготовлении валов роторов для аппаратов химического производства, к которым предъявляются высокие требования по прямолинейности оси. Длина образцов — 1000 мм, диаметр — 30 мм. Метки по длине нанесены через 60 ± 0,01 мм. Нагрев и нагружение образцов проводили на опытно-промышленной установке.

В целях установления влияния термосиловой обработки на геометрическую точность образцов измерения производили до и после испытания. Оба раза измеряли следующие параметры: непрямолинейность оси образца; расстояние между соседними рисками в четырех сечениях через каждые 90°; диаметр образца на каждом участке.

При проведении испытаний варьировались следующие параметры: температура испытания; скорость деформации; значение деформации.

На основании полученных результатов выведены зависимости изменения значения бие-

4

ЙпЛООБШТКА

ния f по длине заготовке, составлены таблицы влияния режимов обработки на интенсивность снижения К значения биения (табл. 1-3). Интенсивность снижения значения биения определяли по формуле

K = fo /f,

(2)

где f0 — максимальное биение заготовки до ТСО, м; f — максимальное биение заготовки после ТСО, м.

Анализ данных позволил отметить слабо-выраженную зависимость интенсивности снижения значения биения от скорости деформации и температуры ТСО (см. табл. 1). В то же время обращает на себя внимание влияние степени относительной деформации на снижение значения биения (табл. 2).

Таблица 1

Зависимость биения от скорости деформации и температуры обработки (сталь 12Х18Н10Т, относительная степень деформации £ = 2,0 %, биение перед ТСО f0 = 2 мм)

Скорость деформации идеф> с-1 Интенсивность снижения значения биения при Т, °С

20 100 300

5 • 10 2,9 3,1 3,4

1 • 101 3,3 3,4 3,7

1 • 103 3,7 3,8 4

Таблица 2

Зависимость биения от значения деформации (сталь 12Х18Н10Т, Т = 300 °С, v ф = 1 • 10-3 с-1

деф

биение перед ТСО f0 = 2 мм)

Степень деформации е, % Интенсивность снижения биения K Степень деформации 8, % Интенсивность снижения биения K

0,1 1 1,6 3,5

0,2 1,1 2 4

0,4 2 2,4 4,2

0,6 2,4 4 4,5

0,8 2,5 6 5

Таблица 3

Зависимость биения от начальной кривизны (сталь 12Х18Н10Т, Т = 300 °С, ^еф = 1 • 10-3 с-1, £ = 2 %)

Начальное биение f0, мм Интенсивность снижения биения K Начальное биение f0, мм Интенсивность снижения биения K

0,5 1,4 2 4

0,8 2 2,3 3,2

1,1 2,5 2,7 3

1,4 2,9 3 3

1,7 3,5 3,3 3

Из сопоставления данных (табл. 3) можно отметить снижение эффективности ТСО с точки зрения уменьшения значения биения для образцов, имевших максимальное предварительное искривление. Это, очевидно, объясняется недостаточным деформированием образца. ТСО со степенью относительной деформации е = 2 % не в силах «стереть» память сильнодеформированного металла так же эффективно, как более слабодеформированного. Снижение интенсивности уменьшения биения K после ТСО образцов с минимальным начальным биением объясняется наличием минимально возможного значения биения после обработки. Метрологические исследования изменения геометрии образцов в процессе хранения показывают, что признаки технологической наследственности (т. е. деформации при ТСО образца) ярче выражены в металле, претерпевшем значительные пластические деформации.

Заметное снижение критерия локальности наступает при степени деформации е = 1,8 %. Это объясняется более полным вовлечением в процесс пластического деформирования всего объема заготовки, а следовательно, и выравниванием его физико-механических свойств.

Для минимизации неравномерности деформирования по длине заготовки необходимо учитывать зависимость физико-механических свойств от неравномерности температуры прогрева материала заготовки.

Сложность математического описания ТСО состоит в том, что исходное распределение температуры, остаточных напряжений, пластических деформаций в объеме заготовки неизвестно. В ходе термосиловых нагруже-ний измеряются температура среды печи и интегральное значение упругопластических деформаций.

Процесс термосиловой обработки разбивается на три этапа — нагрузки, выстоя и разгрузки. Каждый из этапов требует своего технологического приема. Существует стандартная технология таких операций, как отпуск. Температурный режим этих операций известен, но, как правило, он назначается из задач металловедения, а не технологии обработки МЖД, связанных с короблением. Релаксация остаточных напряжений, как правило, приводит к короблению деталей в процессе отпуска или отжига, а дальнейшее исправление кри-волинейности вводит свои неоднородные остаточные напряжения и т. д.

При ТСО совместный нагрев приводит к разным температурным удлинениям стапеля уст длиной Ьст и заготовки узаг длиной Ьзаг.

132

№ 3(69)/2012

МЕТАЛЛООБРАБОТКА

МЕТАППИЦ!

Из-за этого в фазе нагрева-нагружения в заготовке возникает напряжение а(£), которое пропорционально разнице коэффициентов теплового расширения стапеля аст и заготов-

Р = КАу = KЬАе,

удл И '

4 Е

а =

удл

псС2

(5)

Еудл = КАу при Ау > 5;

Еудл = 0 при ау < 5о;

(6)

а(I) = 20 [¿(г) - |ет/(т)Ст];

(7)

¿т = 0 при 72[е-(1 + д)ет] - [е-(1 + д)£т] < т;

¿т Ф о при т ¿т + (1 + = ¿т (О,

(8)

ки азаг:

Ау = уст - узаг = аст - ЬзагТст - "заг^заг^заг' (3)

С учетом жесткости стапеля (его цилиндрической части и в основном контактной жесткости в стыках захватов и опорных элементов стапеля) данная разница удлинений приводит к возникновению силы

где ит = -^/21 т • • ет — интенсивность скоростей пластической деформации; Дт) — плотность вероятностного распределения безразмерных пределов текучести, которая определяется из опытов на растяжение.

Интенсивность скоростей

^ =л/21 т ••ет =

(4) =

42

\т1 -ет 2 )2 + (т 2 -ет 3 )2 +(

ет3 ет2

где К — суммарный коэффициент контактной жесткости стыков элементов, фиксирующих заготовку в стапеле, и жесткости опор стапеля, Н/м; Ь — длина деформируемой части заготовки, м.

С учетом диаметра заготовки с в ней возникают напряжения

= 3(1 + Ц)2 е т1,

)2 =

(9)

где ет1, ет2, ет3 — скорости пластической деформации по главным направлениям, для простого растяжения-сжатия

е т 2 = е т 3 = М*ет1' Безразмерный предел текучести

Если процесс упругопластической деформации начать рано, когда еще не достигнуто желаемое распределение температуры, то ухудшается процесс пластической деформации (большая неравномерность деформирования по длине заготовки) и время обработки увеличивается. Для обеспечения запаздывания начала деформирования при увеличении температуры при закреплении заготовки предусматривают зазоры, которые выбирают с ростом температуры за счет разницы тепловых деформаций стапеля и заготовки. Поэтому:

т =

Е

20;

-у

Интенсивность упругой деформации

-у/2(е - ¿т) • •(¿-¿т),

(10)

(11)

(12)

где

¿= ^( - ¿2 )2 + ( - ¿3 )2 + (3 - ¿2 )2

76

(1 + Ю2 ¿1;

аи = 2

где 50 — начальный тепловой зазор, м.

При нагреве заготовки происходят неравномерный нагрев и теплоотвод. Предел текучести и модуль упругости материала заготовки как функции температуры имеют различные значения по длине заготовки, что приводит к неравномерности температурных напряжений и деформаций.

Математическая модель упруговязкопла-стической деформации [5] имеет вид:

(а1 -а2 )2 +(а2 -а3 )2 +(а3 -а2 )2 =

= ^36(1 + ^)2 а1.

Для моделирования использовались темпе-ратурно-зависимые модуль упругости и предел текучести. Зависимость модуля упругости от температуры определяется по формуле Белла [5]

Е(Т) = Е(0)ф(Т),

(13)

ф(Т) =

1 при 0 < Т / Тпл < 0,06; 1,03[1 - Т / (2ТПЛ)] (14)

при 0,06 < Т / Тпл < 0,57.

3

со

МЕТ Ш M БРАЩКА

Здесь Гпл — температура плавления материала; £(0) — значения модуля при нулевом напряжении, определяется из экспериментов по формуле

E (0) =

E,

0

Ф (V))'

(15)

где Е0 — модуль упругости при температуре Т0 = 20 °С.

Зависимость предела текучести от температуры

ат = ат0 - 0,135T0,

(16)

где ат0 — предел текучести при комнатной температуре, МПа. Моделирование осуществляли в программе МаШЬ (рис. 2).

Второй этап ТСО — выстой. Пластическое течение происходит путем перемещения очага деформации по длине растягиваемого образца, от более упрочненного участка к менее упрочненному. Процесс выравнивания деформации справедлив при условии е1 ~ е2,

а) а, МПа

600 500 400 300 200 100 0

б) g, МПа

800

600

400

200

0

--4- 1 1 1 1 2

г - I ^-г" 1 ------1------ 1 1 1

1 1 1 1 1 1 1

-гГ^Г 1 L 1 I ] 1 1 ■1 1 1

Т7 Г^ Г ' 1 1 1 1 1 1 1 1

1 1" 1 1 1 1 1 1 1 1

контроль же за локализацией деформаций на определенном участке вала (например, в зонах и узлах пучности высших гармоник) при нагреве возможен только в поперечном сечении, так как измерение относительной осевой продольной деформации дает только интегральное значение деформации.

Деформация порядка 8 = 3 ■ 5 % всего объема по длине заготовки полностью снимает остаточные напряжения, сформированные от предыдущих операций. Поскольку выстой может достигать 1-2 ч, например при высоком отпуске, необходимо при разработке модели учитывать релаксационные процессы. Входом объекта является суммарная деформация 8Х. Переходный процесс 8Х = 8упр + 8пл происходит за счет роста пластической деформации при уменьшении упругой, что приводит к равновесному напряженному состоянию. На фазе выстоя температура постоянна и температурные напряжения равны нулю. Процесс релаксации, который протекает на данном этапе, описывается формулой [5]

g (t ) = ET ez

1 - J T ( t ) dt

(17)

где ЕТ — модуль упругости при рабочей температуре, МПа; 8Х — конечная суммарная деформация первого этапа; Т(т) — ядро уравнения Вольтерры 2-го рода. Для его представления использовали ядро Ржани-цина [5] в виде

T(t) = Ae~ett{

,-Btj. а - 1

(18)

1,5 £, %

0,5 1 1,5 2 2,5 8, %

Рис. 2. Кривые упрочнения (12Х18Н9Т): а — при различных температурах; 1 — 20 °С; 2 — 700 °С;

б — кривые упрочнения при 20 °С;

1 — с учетом упрочнения; 2 — без учета упрочнения

Коэффициент А, показатели степени в, а были получены по результатам релаксационных испытаний [6].

На третьем этапе ТСО — разгрузке-охлаждении — могут появиться новые остаточные напряжения за счет несовместности упругих и пластических деформаций. Предел текучести с понижением температуры резко возрастает, особенно в интервале Т = 20 ^ 250 °С. Следовательно, единственно приемлемым технологическим приемом является регулирование термосиловой разгрузки за счет использования упругих элементов. Напряжение g изменяется по закону экспоненциального или линейного убывания. Математическая модель третьего этапа аналогична первому, только разница температурных удлинений обусловлена различными скоростями охлаждения стапеля и заготовки. По [7] проведен расчет температур стапеля и вала (рис. 3).

Т4

№ 3 (69)/2012

T, °C 600

400

200

0

t, ч

Рис. 3. Температура стапеля и вала при охлаждении:

1 — стапель; 2 — вал

Для минимизации уровня остаточных напряжений необходимо задавать технологические параметры ТСО в оптимальных интервалах. Трудность состоит в том, что нет однозначных зависимостей между текущими и конечными параметрами в процессе ТСО. За основные параметры управления были приняты температура и продольная деформация. Из анализа полученных результатов следует:

1) степень относительной деформации оказывает значительное влияние на интенсивность снижения знечения биения вала и равномерность деформирования по длине заготовки;

2) при больших значениях начального биения (более 0,2 мм на 100 мм длины заготовки) рекомендуется проведение предварительных правильных операций;

3) ТСО обеспечивает выравнивание физико-механических свойств по всему объему за счет подбора режима обработки, позволяющего получить значения критерия локальности деформации до 1,05-1,10;

4) разработаны математические модели трех этапов ТСО для расчета упругопласти-ческих деформаций с учетом температурно-зависимых параметров материала, которые позволяют для определенных материалов, конструктивных особенностей заготовок, прочностных требований и требований по твердости для предложенной технологичной

и простои в эксплуатации установки определять технологические режимы.

В зависимости от условии эксплуатации детали (штоки с преимущественно осевоИ на-грузкоИ как сжатия, так и растяжения или валы-роторы с нагрузкоИ в виде крутящих моментов) требуется формирование остаточных напряжении определенного знака. При ТСО остаточные напряжения могут формироваться как сжимающие, так и растягивающие [3, 8], как равномерные, так и знакочередующиеся по длине детали. Главное, что напряжения равномерны по поперечному сечению заготовки и за счет технологических режимов этапа разгрузки могут быть сведены к минимуму.

Таким образом, ТСО позволяет устранить технологическую наследственность от предыдущих операции, стабилизировать уровень остаточных напряжении в сечениях изделия, создавая при этом остаточные напряжения одного знака, одновременно провести правку длинномерных заготовок.

Литература

1. А. с. № 1407969. Кл. C21D1/62. Устройство для закалки валов малой жесткости / В. К. Мазур, О. И. Дра-чев. 07.07.88. Бюл. № 25.

2. Пат. № 2260628 Российская Федерация. Кл. C21D9/06. Устройство для термосиловой обработки осесимметричных деталей / Д. А. Расторгуев, О. И. Дра-чев, Д. Ю. Воронов, В. А. Гуляев. 20.09.2005.

3. Драчев О. И. Технология изготовления маложестких осесимметричных деталей. М.: Политехника, 2005. 289 с.

4. Григорьев А. К., Колбасников Н. Г., Фомин С. Г.

Структурообразование при пластической деформации металлов. СПб.: Изд-во СПбГУ, 1992. 244 с.

5. Горшков А. Г., Старовойтов Э. И., Тарлаковский Д. В. Теория упругости и пластичности: учеб. для вузов. М.: Физмалит, 2002. 416 с.

6. Колтунов М. А. Ползучесть и релаксация: учеб. пособие для вузов. М.: Высш. шк., 1976. 277 с.

7. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1977. 344 с.

8. Пат. № 2235794 Российская Федерация. Кл. C21D9/06. Способ и устройство для термосиловой обработки осесимметричных длинномерных деталей / А. О. Драчев, А. В. Аргеткин, Т. Л. Яшкина 20.02.2001.