Исследование изменения температуры прессового инструмента при обработке лазером

Введение

Одним из наиболее широко распространенных способов холодной обработки металлов давлением (ОМД) является холодная штамповка [1 – 3], которая позволяет производить высокоточные детали широкого сортамента. В качестве инструмента для осуществления этого процесса используют штампы холодного деформирования [4 – 6]. В последние годы весьма актуальной является задача по разработке новых отечественных технологий [7; 8], направленных на повышение качества выпускаемой продукции и снижение ее себестоимости. Эта задача может быть эффективно решена путем совершенствования оборудования и инструмента, в том числе ОМД [9; 10].

Постановка задачи

Одной из главных причин нарушения работоспособности штампового инструмента является износ его рабочих поверхностей. Для повышения стойкости технологического инструмента ОМД применяют термическую, термохимическую и термомеханическую обработку [11 – 13]. Эти способы существенно повышают твердость рабочих поверхностей инструмента и увеличивают прочность основного металла, из которого изготавливается инструмент. Эффективным методом повышения качества технологического инструмента ОМД является обработка его рабочих поверхностей с помощью лазерного излучения. Лазерная обработка характеризуется малым временем воздействия на обрабатываемые поверхности и полностью исключает их деформацию. При воздействии лазера нагреву подвергается только тонкий поверхностный слой обрабатываемой детали [14 – 16]. Как показали многочисленные исследования, тепловые процессы, протекающие при нагреве лазером, схожи с результатами теплового воздействия на металлы других способов их нагрева. Это позволяет, с учетом специфики лазерной термообработки, применять классические уравнения теории теплопроводности для решения теоретических задач лазерной обработки.

В данной работе приведено решение задачи по расчету температурного поля штампового инструмента при упрочнении его рабочей поверхности лазерным излучением.

Методика теоретического исследования распределения температурного поля при лазерной закалке

Как известно, результат закалки инструментальных сталей [17; 18] существенно зависит от распределения температурного поля, образующегося при данном процессе [19; 20]. Для упрочнения поверхностных слоев необходимо нагреть рабочую поверхность штампа выше температуры аустенитного превращения Т_а, после чего быстро охладить до температуры ниже перлитного превращения Т_п. Если для термообработки применять лазерный луч высокой плотности, то поверхностные слои инструмента будут нагреваться до температуры, зависящей от продолжительности лазерного излучения и его мощности. После лазерного нагрева поверхность штампа быстро остывает. Это происходит из-за передачи тепла от нагретой поверхности штампа остальным удаленным участкам инструмента. Причем температура нагрева участков зависит от их удаленности от поверхности штампа. Глубину закаленного слоя можно оценить, изучив характеристики образовавшегося температурного поля [21; 22].
Приведем математическое описание температурного поля для цилиндрического пуансона вырубки (рис. 1).

Изменение температуры Т во времени t можно рассчитать путем численного решения двухмерного дифференциального уравнения, которое в цилиндрической системе координат имеет вид [23 – 25]

\[\frac{{\partial T}}{{\partial t}} = a\left( {\frac{{{\partial ^2}T}}{{\partial {r^2}}} + \frac{1}{r}\frac{{\partial T}}{{\partial r}} + \frac{{{\partial ^2}T}}{{\partial {z^2}}}} \right),\]

где, Т(r, z, t) – температура в произвольный момент времени t в любой точке пуансона, характеризуемой цилиндрическими координатами r и z; а – коэффициент температуропроводности материала пуансона; q – плотность мощности внешнего источника тепла (лазерного излучения) [26 – 28].

Зададим начальные и граничные условия:

– в начальный момент деформации заготовки температура пуансона принимается одинаковой во всем объеме, т. е.

Т₀ = Т(z, r, 0) = const;

– на свободных поверхностях пуансона происходит теплообмен конвективного и лучистого типов с окружающей средой

\[\frac{{\partial T}}{{\partial t}} = \alpha \left( {{T_{{\rm{пов}}}} - {T_{{\rm{ср}}}}} \right) + \varepsilon \sigma \left[ {{{\left( {{T_{{\rm{пов}}}} - 273} \right)}^4} - {{\left( {{T_{{\rm{ср}}}} - 273} \right)}^4}} \right];\]

– на торцевой (облучаемой) поверхности пуансона происходит теплообмен лучистого типа

\[\frac{{\partial T}}{{\partial t}} = q + \varepsilon \sigma \left[ {{{\left( {{T_{{\rm{пов}}}} - 273} \right)}^4} - {{\left( {{T_{{\rm{ср}}}} - 273} \right)}^4}} \right].\]

Здесь α – коэффициент конвективной теплопередачи; Т_пов и Т_ср – температуры поверхности пуансона и окружающей среды соответственно; ε – степень черноты поверхности пуансона; σ – коэффициент излучения абсолютно твердого тела.

Полученные результаты

По приведенной выше методике были проведены теоретические и экспериментальные исследования для пуансона (рис. 2), изготовленного из хромистой инструментальной стали повышенной твердости X12M¹ [29; 30] диаметром рабочей поверхности D = 13 мм.

На основе анализа результатов предварительного эксперимента с образцами из стали Х12М, которые хорошо согласуются с известными из научно-технической литературы данными [31; 32], в дальнейших исследованиях использовали следующие значения теплофизических параметров:

– коэффициент теплопроводности λ = 0,028 Вт/(мм∙°С);

– коэффициент температуропроводности а = 7,78 мм²/с;

– температура закалки Т_зак = 1000 °С;

– температура плавления Т_пл = 1280 °С.

На рис. 3 приведены результаты расчета температурного поля в осевом и радиальном направлениях при λ = const (сплошные линии) и λ = f (T) (штриховые) при мощности лазерного излучения P = 0,97 кВт, скорости перемещения лазерного луча v = 12 мм/с и диаметре лазерного пятна d_п = 4 мм. Анализ полученных графиков показывает, что разница между температурой пуансона, полученной при постоянном и переменном значении λ, незначительная. Поэтому при проведении инженерных расчетов можно принимать среднее значение коэффициента теплопроводности.

Анализ полученных результатов

Анализ полученных результатов исследования послужил основанием для проведения натурного эксперимента. Из стали Х12М были изготовлены две опытные партии пуансонов и матриц, предназначенных для выполнения различных операций штамповки. Первая партия проходила традиционную объемную термическую обработку. Вторая – дополнительную упрочняющую обработку с помощью СО₂-лазера. На основе полученных данных были рекомендованы следующие параметры лазерного излучения для эффективного упрочнения рабочей поверхности штампового инструмента: при диаметре лазерного пятна d_п = 4 мм мощность лазерного излучения P = 0,95 – 0,99 кВт, скорость перемещения лазерного луча v = 11 – 13 мм/с.

Опытно-промышленные испытания показали, что после лазерной термообработки стойкость штампового инструмента существенно возрастает. Так, у пуансонов для пробивки отверстий после традиционной термической обработки ресурс работы составляет 10 – 12 ч, а после дополнительной упрочняющей лазерной обработки стойкость повысилась до 20 – 36 ч, т. е. возросла в 2 – 3 раза. Опытно-промышленные испытания опытной партии вырубных штампов в количестве 20 шт. показали, что применение дополнительной упрочняющей обработки с помощью СО₂-лазера позволяет повысить их эксплуатационную стойкость в 2,2 – 2,8 раз. Технико-экономическая эффективность от применения лазерного упрочнения определяется не только экономией дорогостоящей инструментальной стали, но и снижением трудовых затрат за счет того, что удалось совместить периодичность замены штампового инструмента с графиком профилактических и ремонтных работ.

Выводы

Предложена методика теоретического исследования температурного поля цилиндрического пуансона, образующегося при лазерной обработке. Методика основана на базе численного решения двухмерного дифференциального уравнения в цилиндрической системе координат. В результате теоретического исследования предложены режимы лазерной термообработки штампового инструмента различного назначения, изготовленного из инструментальной стали X12M. Исследования, проведенные в промышленных условиях, показали, что лазерная термообработка, выполненная по предложенным режимам, позволила повысить эксплуатационную стойкость пуансонов для вырубки отверстий в 2 – 3 раза, а вырубных штампов в 2,2 – 2,8 раз.