Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и постановка задач исследования .
1.1 Области применения кольцевых изделий в современной промышленности 15
1.2 Основные способы изготовления колец авиационных ГТД 18
1.3 Экспериментальные способы исследования очага деформации 24
1.4 Аналитические методы исследования очага деформации при прокатке и раскатке 27
1.5 Применение метода конечных элементов для исследования очага деформации при раскатке и прокатке 33.
1.6 Краткая характеристика сплавов ХН68ВМТЮК-ВД И ХН45ВМТЮБР-ИД и механизм их рекристаллизации 40
1.7 Обзор исследований теплового состояния металла в очаге деформации при раскатке колец и плоской прокатке. 49
2. Определение зависимости доли рекристаллизованного объема от температуры степени деформации и времени междеформационной паузы для сплавов ХН68ВМТЮК-ВД И ХН45ВМТЮБР-ИД 55
2.1 Анализ механизма формообразования при горячей раскатке
колец ГТД 5
2.2 Цели и методика проведения эксперимента 58
2.3 Оборудование и приборы для исследования 61
2.4 Исследование процесса первичной рекристаллизации в сплавах ХН68ВМТКЖ-ВД и ХН45ВМТЮБР-ИД после горячей деформации 62
3. Разработка математической модели процесса горячей раскатки кольцевых деталей ГТД 69
3.1 Основные допущения и гипотезы 69
3.2 Математическое описание и дискретизация области решения 70
3.3. Аппроксимация полей перемещений, деформаций и напряжений 71
3.3.1 Аппроксимация перемещений в элементе 71
3.4. Составление локальной глобальной матриц жесткости. Главная система
уравнений метода конечных элементов 79
3.4.1 Построение локальной матрицы жесткости 80
3.4.2 Построение глобальной матрицы жесткости 82
3.4.3 Учет граничных условий 3.5. Построение модели поля температур 86
3.6. Общая структура математической модели 91
4. Исследование влияния междеформационыых пауз на величину накопленной деформации и температуру при раскатке колец ГТД . 95
4.1 Описание стадий раскатки колец ГТД 95
4.2 Поиск оптимальных режимов обжатий и продолжительности междеформационной паузы при горячей раскатке колец ГТД 96
4.3 Сравнение результатов моделирования с экспериментальными Данными 104
4.4 Проверка найденных результатов с помощью тепловизора ThermaCAMP65 108
4.5. Промышленное исследование режимов раскатки колец с регулирование междеформационной паузы 109
5 Поиск оптимальных режимов локальных обжатий и скоростей деформирующего инструмента при раскатки колец ГТД 117
5.1 Определение допустимого времени деформации 117
5.2 Выбор оптимальной скорости вращения и величины локальных обжатий 118
Основные результаты и выводы 136
Список используемой литературы 1
- Аналитические методы исследования очага деформации при прокатке и раскатке
- Оборудование и приборы для исследования
- Аппроксимация полей перемещений, деформаций и напряжений
- Сравнение результатов моделирования с экспериментальными Данными
Введение к работе
Актуальность темы. Одними из важнейших деталей в авиационном двигателе-строении являются кольца ГТД, служащие соединительными элементами дисков турбины, компрессора и других деталей. Выход хотя бы одного кольца из строя может привести к поломке всего двигателя, то есть аварийной ситуации. Поэтому к кольцевым деталям авиационных газотурбинных двигателей работающих, в условиях высоких температур и динамических нагрузок предъявляются высокие требования по однородности структуры и уровню механических свойств.
Наиболее распространенным способом получения кольцевых деталей ГТД является горячая раскатка из кованой заготовки. Характерным недостатком этого процесса является появление в кольцевой детали при окончательной термообработке участков с крупным зерном, вследствие получения металлом критических значений степени пластической деформации. Разнозернистая структура кольца приводит, естественно, к резкому снижению уровня механических свойств и ресурса этих деталей в сложных условиях эксплуатации.
Предотвратить возникновение в заготовке критических значений деформации, а следовательно и крупнозернистости мог бы метод расчета величины накопленной степени деформации за весь цикл раскатки учитывающий процессы упрочнения и разупрочнения. Фактически раскатка кольца представляет собой совокупность многократных локальных деформационных актов, в которых происходит упрочнение. Между этими локальными актами обжатий наступают междеформационные паузы, в которых происходит частичная рекристаллизация, снимающая часть деформационного упрочнения.
В связи с этим, для расчета величины накопленной деформации за весь процесс раскатки, необходимо определить степень деформации заготовки в каждом локальном акте обжатия и долю рекристаллизованного объема металла после частичной рекристаллизации в междеформационной паузе.
Таким образом, исследования, направленные на совершенствование технологических процессов горячей раскатки кольцевых деталей путем разработки методов расчета накопленной степени деформации с учетом локальных обжатий и частичной рекристаллизации в междеформационных паузах является актуальными для получения высокого уровня механических свойств и эксплуатационных параметров колец ГТД.
Целью данной работы Разработка температурно-скоростных и деформационных параметров горячей раскатки кольцевых деталей ГТД обеспечивающих получение в заготовке расчетных значений накопленной степени деформации и заданной продолжительности междеформационных пауз.
Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
Установить зависимости изменения доли рекристаллизованного объема кольцевой заготовки от температуры нагрева, степени деформации и времени протекания междеформационной паузы для сплавов ХН68ВМТЮК-ВД и ХН45ВМТЮБР-ИД (типичных материалов для колец ГТД).
Разработать конечно-элементную модель для расчета значений накопленной степени деформации в процессе раскатки, с учетом температуры нагрева заготовки, величины локальных обжатий и длительности каждой междеформационной паузы.
Оценить степень влияния температуры нагрева заготовок, величины локальных обжатий, продолжительности и количества междеформационных пауз на степень накопленной деформации за весь цикл раскатки.
Разработать рекомендации по выбору температурно-скоростных и деформационных режимов горячей раскатки, количества и продолжительности междеформационных пауз, обеспечивающих расчетные значения накопленной деформации, однородность макроструктуры и требуемый уровень механических свойств кольцевых заготовок.
Провести опытно-промышленную проверку адекватности разработанных технологических режимов горячей раскатки кольцевых деталей требованиям по макроструктуре и уровню механических свойств.
Научная новизна работы заключается в следующем:
Процесс горячей раскатки колец ГТД рассмотрен как процесс с дробной деформацией, состоящей из многократных локальных обжатий и последующих многократных актов частичной рекристаллизации в междеформационных паузах.
Конечно-элементная модель, позволяющая исследовать горячую раскатку кольцевых заготовок с учетом температуры нагрева металла, степени локальных обжатий и длительности междеформационных пауз.
Найдены зависимости изменения доли рекристаллизованного объема кольцевой заготовки из сплавов ХН68ВМТЮК-ВД и ХН45ВМТЮБР-ИД (типичных материалов для колец ГТД) от температуры нагрева, степени деформации и времени протекания междеформационной паузы.
Экспериментальные результаты исследования теплового поля при раскатке колец ГТД и установлена оптимальная продолжительность процесса деформации.
Методы исследования. Исследования напряженно-деформированного состояния при раскатке колец ГТД выполнены с помощью конечно-элементной модели. Экспериментальные исследования заключались в осадке и травлении образцов из сплавов ХН68ВМТЮК-ВД и ХН45ВМТЮБР-ИД и исследовании их макроструктуры.
Автор выносит на защиту конечно-элементную математическую модель, позволяющую анализировать процесс раскатки колец ГТД с учетом дробности деформации. Закономерности изменения доли рекристализованного объема от температуры, степени деформации и времени протекания междеформационной паузы для сплавов ХН68ВМТНЭК-ВД, ХН45ВМТЮБР-ИД. Значения локальных обжатий и скорости вращения приводного валка при раскатке колец ГТД, обеспечивающие заданные значения степени накопленной деформации. Результаты экспериментальных исследований теплового поля, деформируемой кольцевой заготовки.
Практическая ценность работы.
На основе разработанной математической модели решена задача определения значений накопленной за весь цикл раскатки степени деформации в зависимости от конкретных параметров процесса, что позволяет обеспечить её оптимальные значения перед окончательной термообработкой.
Рекомендации по выбору оптимальных температурно-скоростных режимов локальных обжатий кольцевой заготовки с учетом величины подачи и скорости вращения приводного валка, обеспечивающих однородность структуры и высокие механические свойства.
3. Разработан алгоритм реализации математической модели расчета накопленной степени деформации с учетом каждого значения локальных обжатий и продолжительности междеформационных пауз.
4 На основе исследования теплового поля горячей раскатки установлено оптимальное время продолжительности раскатки для каждого типа размера колец ГТД.
Апробация работы. Основные результаты работы доложены и обсуждены на следующих конференциях: Королевские чтения (Самара, 2007г.), Всероссийская научно-техническая конференция студентов "Студенческая весна 2008: машиностроительные технологии" (Москва 2008, г.), Решетневские чтения (Красноярск 2008 г.). Международная научно-техническая конференция "Металлофизика, механика материалов наноструктур и процессов деформирования" (г. Самара 2009 г.)
Публикации. По теме диссертации опубликовано 6 работ, в том числе 2 статьи в ведущих рецензируемых журналах и изданиях, рекомендованных ВАК.
Аналитические методы исследования очага деформации при прокатке и раскатке
Основная идея такого способа раскатки заключается в том, что в процессе формоизменения используется система из нескольких калибров, в которых постепенно формируется профиль кольца. Причем геометрия последнего калибра (чистового) очень близка к окончательной геометрии кольца. Тем самым значительно сокращается количество механической обработки. Фактически она сводится к удалению кузнечных припусков. Таким образом, коэффициент использования металла повышается до 0,35...0,5. Такие формы калибров позволяют сделать деформацию значительно более интенсивной и добиться более равномерной структуры по сечению кольца.
Однако такой способ имеет свои недостатки. Во — первых, изготовление системы калибров весьма трудоемкое и дорогостоящие занятие и для маленьких партий авиационных колец экономически не эффективно. Во -вторых как видно из рисунка 1.1 ко многим типам колец с прямоугольной или приближенной к ней геометрией сечения применять системы калибров не имеет смысла. Доля таких колец по данным [2] составляет 40 % от всей номенклатуры. Таким образом, проблема получения более однородной макроструктуры для половины авиационных колец остается нерешенной.
Для того чтобы установить причины разнозернистости рассмотрим более подробно теоретические и экспериментальные методы исследования течения металла как при раскатке так и при близкой по характеру деформирования горячей прокатке.
Отметим, что геометрия очага деформации при раскатке, очень похожа на геометрию очага при прокатке. Различие между этими процессами заключаются в том, что при прокатке диаметр рабочих валков одинаков и они оба приводные, в то время как при раскатке они разного диаметра. При этом только один валок является приводным. В остальном геометрия очага деформации аналогична. Экспериментальные данные показали [14], что при раскатке и прокатке возникает очень похожая картина распределения типов макро- и микроструктуры. Единственным отличием является то, что при раскатке она более однородна вследствие накладывающейся осадки создаваемой нажимным валком. Таким образом, методы и уравнения, применяемые для исследования процесса прокатки могут быть использованы для процесса прокатки.
Существует множество экспериментальных исследований очага деформации при прокатке. Первыми в этом направлении были исследования Холлинберга [78] который в 1883 году изучал течение металла при горячей прокатке железных полос посредством запрессованных в вертикальные отверстия стержней. Н.Менц [79] заменил гладкие стержни винтами, что позволило судить не только о продольной, но и о высотной деформации. В. Тринкс [80] и Я.И Тарновский [81] исследовали очаг деформации, используя координатную сетку, наносимую на боковые грани и внутри полосы. О.Г Музалевский [82] сначала нанес такую координатную сетку на металл, а затем применил метод скоростной съемки, фиксирующей изменение параметров данной сетки. Однако наиболее комплексный подход экспериментального исследования очага деформации был создан В.А Костышевым, который на основе вышеперечисленных методик разработал метод равнопрочных вставок.
Этот метод позволяет исследовать локальные изменения деформации в объеме очага и достаточно точно рассчитать напряжения в нем. Схема, иллюстрирующая данный метод представлена на рис 1.7
Схема иллюстрирующая применение метода равнопрочных вставок для исследования процессов раскатки и прокатки Для исследования очага деформации по этому методу берутся изготовленные из какого-нибудь сплава (желательно легкодеформируемого) прямоугольные или кольцевые образцы. В них послойно сверлятся отверстия и заполняются вставками из того же металла. Образцы нагреваются до температуры горячей деформации, а затем подвергаются формоизменению. Потом осуществляется торможение валков, недокатанные образцы разрезаются, шлифуются и травятся. Измеряются размеры вставок. Интенсивность деформации определяется аналитически, по общеизвестной зависимости [83]
Используемый метод поиска напряжений удобен и прост для расчетов, так как позволяет достаточно точно определить их значения при любой температуре, скорости и степени деформации в исследуемом интервале параметров. Данный метод был применен для исследования очага деформации при раскатке кольца из АМгб. Однако у данного метода есть и свои недостатки. Во-первых, проводить исследования для большого спектра номенклатуры колец экономически невыгодно. Во-вторых, проблематично его применение для трудно-деформируемых сплавов. В связи с этим, рассмотрим далее теоретические методы исследования очага деформации при прокатке и раскатке.
Традиционные математические модели горячей прокатки в основном направлены на то, чтобы найти: распределение давления на валках, усилия и моменты прокатки, величину рабочего напряжения того или иного материала, необходимого для начала прокатки, а также коэффициент трения между полосой и валком.
Большинство ранних математических моделей основаны на предположении о равномерном напряжении по вертикальному сечению. Сайбель [85] и Карман [86] ввели допущения об однородном сжатии и нейтральном сечении. Экелунд [87] позже создал формулу основанную на исследовании течения металла во время прокатки. Формула Экелунда учитывает площадь контакта, фактор трения и предел текучести:
Оборудование и приборы для исследования
К линейными дефектам относятся дислокации, которые образуются, например, в результате "лишней" плоскости состоящей из примесных атомов. Под поверхностными дефектами понимают нарушения кристаллической решетки, обладающие большой протяженностью, например, границы зерен. Все атомы в идеальной кристаллической решетке занимают равновесное положение, которое характеризуется минимумом потенциальной энергии. Соответственно каждый дефект увеличивает уровень потенциальной энергии в металле. Когда металл подвергается деформации, в нем происходит быстрый рост структурных несовершенств и начинает накапливаться потенциальная энергия. Таким образом, после деформации металл находится в термодинамически нестабильном состоянии. При увеличении температуры он будет стараться уменьшить свою свободную энергию в результате перераспределения дефектов решетки и уменьшения их числа. Это вызывает в металле два процесса возврат и рекристаллизацию. Возврат происходит при температуре (0,25 - - 0,3) Тпл и заключается в уменьшении плотности дефектов в кристаллической решетке, однако он не оказывает влияния на размер и форму зерен. При более высокой температуре (0,4 - 0,6) Т происходит процесс рекристаллизации, сущность которого заключается в замене старых зерен на новые, характеристики которых (размер и текстура) отличаются от прежних деформированных. Процесс рекристаллизации разделяется на несколько стадий. Первая стадия называется первичной рекристаллизацией когда вытянутые вследствие пластической деформации зерна превращаются в мелкие округленной формы беспорядочно ориентированные зерна. Вторая стадия или собирательная рекристаллизация, заключается в росте зерен и протекает при более высоких температурах. В ходе второй стадии, образовавшиеся на первой стадии зерна поглощают друг друга. В наше время существуют две теории зарождения новых зерен. Первая из них предполагает, что зародыши растут в сильно искаженных участках кристаллической решетки. Согласно другой теории зародыши представляют собой мелкие блоки, подвергнутые холодной деформации. При исследовании процесса рекристаллизации в междеформационной паузе необходимо исходить из того, что деформированная кольцевая заготовка находится в междеформационной паузе всего от 1,5 до 9 сек, следовательно, в ней происходит только первичная рекристаллизация, в ходе которой старые зерна постепенно заменяются новыми, но не поглощают друг друга. Для приведенных выше сплавов, которые в процессе термической обработки не испытывают фазовой перекристаллизации, рекристаллизация обработки является единственным фактором, определяющим конечный размер зерна. Зависимости размеров рекристаллизованного зерна от режимов обработки будут приведены в следующих главах. Как уже отмечалось на уровень механических свойств любых изделий влияют однородность их макро и микроструктуры. На структурную однородность в свою очередь влияют степень деформации и температура обработки металла давлением. Рассмотрим их влияние на получение оптимальной макро и микроструктуры в процессе раскатки авиационных колец. Как уже было сказано выше основными сплавами для получения данных изделий являются ХН68ВМТЮК - ВД, ХН45ВМТЮВР-ИД. Данные сплавы в процессе термической обработки не испытывают фазовой перекристаллизации. Поэтому рекристаллизация обработки является единственным процессом, определяющим конечный размер зерна а следовательно и макроструктуру.
Рассмотрим влияние температуры и степени деформации на макроструктуру, т.е величину зерна при раскатке колец из приведенных выше сплавов. Для всех сплавов влияние режима обработки давлением на величину зерна является решающим. Так как раскатка колец, является проводиться при температуре выше температуры рекристаллизации, в металле происходят структурные изменения первичная рекристаллизация. Старые зерна заменяются новыми, характеристики которых (размер, текстура) отличаются от прежней структуры.
В работе [125] указано, что процесс рекристаллизации, безусловно, определяет величину зерна и равномерность структуры, и что рекристаллизация связана с определенной степенью деформации. Чем меньше деформация, тем больше температуре требуется для прохождения процесса рекристаллизации. Чем меньше температура, тем больше для завершения рекристаллизации потребуется времени, что в свою очередь приведет к увеличению размеров зерна[125]. 0 І0 10 30 и so
Таким образом, пользуясь данными по рекристаллизации того или иного металла, можно разработать оптимальную технологию деформирования, обеспечивающую получение в изделиях равномерной структуры с соответствующими размерами зерна и прочностными характеристиками. Особенности процесса рекристаллизации и в частности собирательной рекристаллизации сплавов ХН68ВМТЮК - ВД, ХН45ВМТЮВР-ИД, ВТ9, ВТ20 были изучены в работах В.А Костышева, А.И Мурзова и И.Л Шитарева [2,14]. Процесс рекристаллизации изучался металлографическим методом с построением трехмерных диаграмм, показывающих изменение величины зерна в зависимости от степени деформации и температуры (рис. 1.9 -рис. 1.10). Пользуясь этими диаграммами можно определить оптимальную степень деформации.
Аппроксимация полей перемещений, деформаций и напряжений
Материал, подвергаемый пластическому деформированию, удовлетворяет условиям совместности деформаций, сохранению объема, реологическим условиям типа (3.26) и уравнениям равновесия. Условиям совместности деформаций конечноэлементная модель удовлетворяет по самому способу дискретизации области. Условие сохранения объема учтено при выводе уравнения (3.34), т.е. определении матрицы D = De + Dp.
Уравнение равновесия в основных вариантах применения метода конечных элементов не выписывается явно. Вместо этого используется энергетический или вариационный метод. Цель применения метода -построение системы с количеством уравнений, равным числу степеней свободы модели. В нашем случае это координаты смещений узлов dlX, da, i=l...(M+l)(N+l). Общее число уравнений, подлежащих численному решению, будет меньше (M+1)(N+1). Часть степеней свободы будет связана граничными условиями.
Смысл уравнений в том, что они описывают действие силы в узлах на перемещения соседних узлов. Говорят о локальной матрице жесткости и о глобальной матрице жесткости. Эти матрицы одинаковы по смыслу и структуре, но локальная описывает перемещения и силы в одном элементе, а глобальная представляет собой алгебраическую сумму локальных. После решения системы уравнений с глобальной матрицей жесткости получаем вектор и приращения перемещений.
Рассмотрим элемент і с узлами 1,2,3 (рис. 3.2 а). Предположим, что элемент в начале не напряжен и узловые силы равны 0. Затем представленные на (рис. 3.2 а) силы fx , f2, f3 прикладываются к элементу. Новая конфигурация узлов будет иметь смещение d = ,, ,2, 2і 2 з\ з2І Верхний индекс относится к элементу. В дальнейшем его опускаем. Первый нижний индекс относится к узлу, второй - к координате. Потенциальная энергия новой конфигурации по отношению к исходной представляет собой разницу между накопленной в элементе энергией напряженного состояния U, работой W, совершенной силами /,,/2 /3 на векторе перемещений d:
Глобальная матрица будет представлять собой сумму М N (число элементов) матрица размерности 2 (М +\){N +1), у которых все элементы кроме 36" нулевые. Ненулевые равны элементам локальной матрицы жесткости соответствующего элемента. Номера строк и столбцов соответствуют номерам узлов, входящим в данный элемент. Например, в матрице соответствующей элементу 23 (рис. 5 а) будут ненулевыми значения на пересечении строк и столбцов
Элементы находятся в равновесии. Поэтому значение вектора правых частей равно сг для всех внутренних узлов. Системаа (3.42) с нулевым вектором/ имеет бесконечное множество решений соответствующих движению объекта моделирования как жесткого тела. Для получения решения необходимо задать граничные условия.
Учет граничных условий. С вычислительной точки зрения положение граничных условий состоит в построении вектора правых частей уравнений (3.42). С физической точки зрения это учет контактного взаимодействия заготовки с приводным и не приводным валками. Для уравнений соответствующих узлам на свободных частях полос свободный член равен 0. Применим различные подходы к построению граничных условий на приводном и неприводном валке. Скорость неприводного валка неизвестна. Момент приложенный к нему со стороны кольцевой заготовки не может превысить момента создаваемого трением в подшипниках, т.е. очень мал. Это означает, что силы трения распределены симметрично по дуге захвата. В первой половине дуги захвата направлены против направления движения металла, во второй по направлению движения (рис. 3.2 б). Для каждого узла в контакте с валком направление действия сил известно. Р- нормальное давление, т = /Л - сила трения, // - коэффициент трения.
Решаем систему уравнений (3.42), исключая из системы d92 по (3.45) и выражая по (3.43) и подставляя в (3.44). Это преобразование проделываем для всех уравнений, держащих узлы, лежащие на поверхности не приводного валка.
На приводном валке известна скорость вращения, но неизвестно взаимное смещение поверхностей металла и валка. Применим следующий прием [].
Введем фиктивный слой элементов (рис. 2.2 а), узлы 7,6. Эти узлы движутся, как жестко связанные с валком. Узлы контактного слоя металла 5 на (рис. 3.2 а) движутся по поверхности валка. Матрица жесткости элемента К модифицируется с помощью показателя трения т. Элементы матрицы жесткости умножаются на т/ _«, при этом при m стремящемся к 0, элемент делается менее жестким, моделируя низкое трение, при т -»1 моделируется "прилипание" материала к валкам. Элементы не моделируют слой смазки, но моделируют действие смазки. Каждый элемент фиктивного слоя создается на момент построения соответствующего обычного элемента. Матрица обычного и фиктивного элемента могут быть сопоставлены совместно, при этом смещения фиктивных узлов известны (они движутся, как жестко связанные с валком).
Сравнение результатов моделирования с экспериментальными Данными
Из приведенных выше графиков видно, что наиболее интенсивно деформации идет на второй стадии. Даже в случае максимальной продолжительности междеформационных пауз т.е при низких скоростях вращения приводного валка на данной стадии в каждом проходе наблюдаются рост накопленной степени деформации. В тоже время на третьей стадии начинается интенсивное снижение накопленной деформации. Этому способствует во-первых то факт, что на третьей стадии накоплена уже большая величина деформационного упрочнения, что в свою очередь ускоряет процесс рекристаллизации. Во-вторых междеформационые паузы на третьей стадии более продолжительны, чем предшествующих что в свою очередь способствует более интенсивному процессу рекристаллизации. Необходимо так же отметить, что снижение температуры с одной стороны замедляет процесс рекристаллизации в междеформационных паузах что способствует получению мелкого зерна (см рис 1.9 и 1.10).
В конечном итоге на основе конечно-элементной модели был промоделирован весь сортамент производящихся на ОАО "Моторостроитель", колец ГТД. Для каждого кольца были определены оптимальные скорости раскатки и значения локальных обжатий. Для удобства все данные сведены в график рис 4.12.
Результаты моделирования были сравнены с уже имеющимися данными, полученными В.А Костышевым [77] с помощью метода равнопрочных вставок. В ходе поставленного им эксперимента исследовалось распределение напряженно-деформированного состояния для кольца размерами 400x340x30 полученного на кольцераскатном стане модели РМ1200 с диаметром рабочих валков: верхнего приводного - 550 мм и нижнего холостого - 200 мм; Максимальная скорость подачи нажимного устройства составляла 16 мм/сек.; скорость прокатки, предусмотренная конструкцией стана, соответствовала 1,5 м/сек. Интенсивности напряжений и деформаций подсчитывались по принципу, рассмотренному в первой главе. Нами так же была промоделирована раскатка кольца с идентичными условиями деформации и также, было вычислено напряженно-деформированное состояние, сравнение результатов приведено на (рис 4.15 ...4.18).
Распределение интенсивности деформации по длине очага деформации при раскатке кольцевого образца из сплава АМгб (пунктирной линией обозначены результаты моделирования а сплошной экспериментальные данные)
Распределение напряжений по длине очага деформации при раскатке кольцевого образца из сплава АМгб (пунктирной линией обозначены результаты моделирования а сплошной экспериментальные данные)
Как видно из графиков расхождения в между данными полученными в результате эксперимента и определенные расчетным путем при моделировании составляют примерно 10 - 15 % что приемлемо для инженерных расчетов.
Определение допустимого времени деформации Основной отток тепла от заготовки происходит во время междеформационных пауз. Как уже было отмечено выше продолжительность паузы как правило составляет от 2 до 6 секунд, а их количество может доходить до 50. Таким образом, для установления общего допустимого времени технологического процесса раскатки необходимо узнать за какое время температура точек, на поверхности заготовки находясь на воздухе, опускается до 950 С. Для каждой толщины и обжатия должно быть определено свое оптимальное время, за которое в заготовке все точки имеют температуру выше 950 С.
Такое моделирование было проведено и были установлены следующие допустимые значения времени протекания процесса раскатки, приведенные в таблице 4.1
Из таблицы видны следующие две зависимости во первых более большой объем металла остывает более медленно а во вторых при больших обжатиях теплообмен идет более ускоренно чем при маленьких это связано с тем что при больших обжатия сокращается толщина заготовки и это способствует более интенсивном её остыванию и теплообмену. Найденные значения времени должны учитывать при выборе количества медеформационных пауз. Их общее время не должно превышать найденных сейчас значений. 4.5 Исследования теплового поля в чаге деформации с помощью тепловизора ThermaCAM Р65.
Для получения профессионального отчета по результатам обследования имеется программное обеспечение «ThermaCAM Reporter».
С помощью тепловизора была измерена температура в очаге деформации тепловое поле при раскатке кольца диаметром 1000 мм, толщиной 50 мм, осуществленной на раскатной машине РМ1200 с обжатием 30 %. Результаты полученные с помощью тепловизора были сравнены с результатами моделирования. На рис (4.20...4.25) приведено сравнение распределений температур в сечении на LIN 3 (рис 4.22) для первой, второй и третьей стадии раскатки, определенных с помощью тепловизора и рассчитанные с помощью конечно-элементной модели.
