磨损模型（共4篇）
磨损模型 篇1
0 引言
热轧工艺润滑的实施可以减小轧辊磨损、降低能耗, 为实现自由规程轧制提供有利条件。工作辊磨损预报模型作为板形设定计算的核心, 影响着设定计算的精度。工作辊磨损预报模型一直是研究的热点和难点, 而润滑轧制引入无疑又增加了研究的难度。目前工业轧机在线使用的磨损预报模型均只考虑了磨损的几个最主要参数[1], 如轧制力、带钢宽度、接触弧长、轧制单位长度, 而把一些不确定因素如润滑条件、轧辊材质、氧化铁皮特性、温度等用某一系数表示, 如果轧制过程中不确定因素自身特性变化较大, 则磨损模型预报精度就会降低。由于润滑条件受众多轧制工艺参数影响, 因此有必要定量分析热轧工艺润滑对磨损的改善。
1 实施工艺润滑后轧辊磨损模型的常用处理方法
工业轧机实施润滑轧制后, 需对在线使用的工作辊磨损预报模型进行修正, 通常采用以下两种方法:①在现有磨损预报模型基础上乘以适当的修正系数得到润滑轧制中工作辊磨损值;②收集多组润滑轧制实测磨损数据, 重新回归工作辊磨损模型系数。不管是方法①还是方法②, 模型结构均不能从定量上反映不同润滑条件对工作辊磨损的改善程度。
表1为济钢1700热连轧厂实施润滑轧制以后F6机架工作辊磨损实测值和预报值的比较, 润滑轧制引入后, 磨损模型采用方法①进行预报修正。从表1可以看出, 由于不同轧制单位之间工艺参数差别较大, 运用同样的修正值不能精确预报工作辊磨损。
2 热轧工艺润滑中工作辊磨损的主要影响因素
热轧精轧机组工作辊磨损的主要影响因素如下:①带钢自身特性, 包括带钢轧制温度、轧制厚度和宽度、材质以及表面氧化铁皮特性等;②轧制工艺方面, 包括轧制单位长度、润滑状况、轧制负荷、冷却状况、窜辊策略、轧制计划、支持辊和工作辊辊间接触压力等;③轧辊方面, 包括轧辊的材质、轧辊原始辊形、轧辊表面粗糙度、轧辊直径等。
2.1轧制单位长度对工作辊磨损的影响
目前国内某些热轧厂仍依据轧制吨位来确定工作辊的换辊周期, 轧辊磨损和轧制吨位从理论上缺乏互相联系的依据, 因为轧制吨位不仅与轧制单位长度有关, 而且还决定于轧制宽度和轧制厚度。根据摩擦学原理, 转动着的圆柱体磨损量与接触载荷和滚动及滑动距离成正比, 由此可知, 轧制单位长度与工作辊周长的比值决定了磨损量大小, 因为它直接影响轧制负荷下轧辊圆周上每一个点通过变形区的次数。通过对济钢1700热连轧厂上百套工作磨损辊形进行实测, 验证了工作辊磨损与轧制单位长度近似成线性的规律, 图1所示为F5机架轧制单位长度Lz与上下工作辊直径磨损量平均值w之间的关系。
1.工作辊磨损实测离散值 2.拟合直线
2.2轧制负荷对工作辊磨损的影响
随着单位面积上负荷增大, 磨粒磨损、疲劳磨损、黏着磨损和氧化磨损均不同程度地增加, 因此加大了工作辊的磨损量。同时, 轧制负荷沿工作辊轴向的不均匀分布造成了工作辊磨损轴向的不均匀性, 特别是在带钢边部附近, 工作辊的局部磨损严重。在带钢边部附近工作辊的压扁迅速下降, 这会在辊身的过渡带产生局部张应力, 而此过渡带同时又有剪切应力的作用, 其结果是与工作辊其余部分的磨损相比, 在带钢边部的磨损更大。为此, 很多磨损预报模型按带钢和工作辊的接触位置进行分段考虑[2,3], 引入边部负荷倍率以及边部负荷长度的概念, 或对磨损曲线进行分段考虑, 按照分段函数来描述磨损曲线的情况, 其目的均是为了描述磨损沿工作辊轴向的不均匀性, 且不管采用哪种方法均能取得较高精度。
2.3润滑条件对轧辊磨损的影响
润滑轧制中, 不同轧制工艺参数影响变形区润滑层油膜厚度[4], 进而使摩擦因数降低程度不同。由于摩擦因数与磨损成正比关系[5], 因此导致轧辊磨损改善程度不同, 轧制变形区润滑层油膜厚度越大, 摩擦因数则越小, 对轧辊磨损的改善也越明显。轧制过程中, 由于带钢的变形抗力、咬入角、轧制速度、金属的变形抗力等影响油膜厚度的因素均具有时变性, 且使得润滑油膜厚度增大的因素均会减少工作辊的磨损量, 所以要定量计算工艺润滑对轧辊磨损的改善, 就必须要考虑以上因素的变化。
3 兼顾润滑工况的工作辊磨损预报模型结构
通过现场跟踪大量润滑轧制工况工作辊下机后的磨损辊形, 得出磨损的一般规律如下:
(1) 工作辊磨损辊形和非润滑轧制类似, 都磨成凹槽型, 但凹槽底部比非润滑轧制平缓;
(2) 从热轧机组磨损状况来看, 各个机架工作辊的中点磨损量比不使用工艺润滑有明显的改善, 下游机架由于原始磨损量大, 改善绝对值明显, 和非润滑轧制相同, 上游机架特别是F1、F2磨损量很小, 而下游机架磨损量较大, 对于6机架轧机尤以F4的磨损量最大;
(3) 相对于非润滑轧制, 工作辊横向磨损的不均匀性有所改善;
(4) 下游机架上工作辊磨损量一般大于下辊磨损量, 上游机架下工作辊磨损量普遍大于上辊磨损量。
本文采用半理论半试验化方法建立工作辊磨损预报模型, 模型中考虑工作辊磨损主要影响因素, 并通过大量现场实测数据对模型系数进行回归。基于对磨损主要影响因素的分析, 磨损预报模型中除了考虑单位宽度轧制力、带钢宽度、接触弧长、轧制单位长度等因素外, 还引入润滑项, 包括润滑油浓度、咬入角、带钢变形抗力、轧制速度。此模型结构从本质上反映了不同润滑条件对工作辊磨损的影响。
通过对润滑轧制中大量下机后轧辊磨损辊形进行实测, 可以认为每轧制完一块钢后, 工作辊的磨损辊形如图2所示。采用切片法, 将工作辊沿轴向均匀切成一定数量的小单元, 计算各单元的磨损值。轧制第i块钢时, 工作辊第j单元的磨损量wij可表示为
(2)
x1=Lw/2-S-B/2-L1-Z
x2=x1+L1
x3=x1+L1+L2
x4=x1+L1+B-L2
x5=x1+L1+B
x6=x1+L1+B+L4
x7=Lw
式中, P为轧制压力;B为带钢宽度;lc为压扁接触弧长;Lw为工作辊辊身长度;D为工作辊直径;α为咬入角;K为带钢变形抗力;wb为润滑油浓度;v为轧制速度;k1为模型系数 (和工作辊材质、氧化铁皮、机架间冷却等状况有关) ;k2为负荷影响系数;k3为润滑影响系数;Sg为润滑标识 (取值为0或1, 分别表示不使用润滑和使用润滑, 可直接从L2级取得) ;δ (x) 为描述工作辊横向磨损不均匀程度的函数;S为工作辊轴向窜辊量;Z为带钢走偏量;L1～L4为工作辊轴向磨损的分段长度;Q1、Q2为边部磨损比率。
一个换辊周期内, 工作辊轴向各单元的累加磨损量wj为
其中, n为一个轧制单位内轧制带钢块数。磨损模型确定以后, 关键问题是对模型参数的求解。磨损预报模型中轧制工艺参数如P、B、D、K等为已知量, 其值可在过程控制级L2中取得;不均匀磨损参数如L1～L4、Q1、Q2可以通过实测多套下机磨损辊形估算, 本文中L1、L4在10～30mm之间取值, L2、L3在300～500mm之间取值, Q1在1.2～1.5之间取值, Q2在1.1～1.4之间取值;待估参数k1、k2、k3通过现场实测数据利用智能算法进行回归得到。
4 模拟退火遗传算法对模型参数的预报和验证
模拟退火遗传算法将遗传算法与具有局部搜索能力的模拟退火法相结合, 并将模拟退火的温度控制过程应用其中, 显著地改进了遗传算法中适应度不易拉伸的缺点。在温度高时 (遗传算法前期) , 适应度相近的个体产生的后代概率相近;而当温度不断下降后, 拉伸作用加强, 使适应度相近的个体适应度差异放大, 从而使得优秀个体优势更明显[6,7]。
本文适应度函数的建立主要考虑使磨损预报值和实测值之间的误差越小越好。为了减小测量误差对群体评价的影响, 以某一机架多根工作辊磨损数据为样本进行模型参数的估算。个体的适应度值为
式中, hi为第i根工作辊适应度权值, 且∑hi=1;t为某一机架估算模型参数时所选取的工作辊样本总数;N为工作辊的划分单元数;Cmax为估计量, 这里取5000;wijs为第i根工作辊第j单元的磨损预报值;wijm指第i根工作辊第j单元的磨损量实测值。
表2为采用模拟退火遗传算法估算的F5机架工作辊的磨损模型参数。
本文建立的工作辊磨损预报模型精度和通用性可通过现场实际下机工作辊进行检验。图3和图4所示为济钢1700热连轧厂某润滑和非润滑轧制单位磨损模型的计算与实测结果对比图。图3中非润滑轧制单位主轧规格为SPHC (1250mm×2.75mm、3.0mm, 1270mm×4 mm、3.5mm) , Q235B (1500mm×5.75mm) , F5机架工作辊的轧制单位长度为31.59km。图4中润滑轧制单位主轧规格为SPHC (1250mm×2.75mm, 1270×4mm、3.5mm, 1210mm×3.5mm, 1010mm×3.5mm) , F5工作辊的轧制单位长度为54.7km。从预报结果看, 非润滑和润滑轧制单位F5工作辊中点磨损的预报误差分别为5.95%和4.11%, 与表1采用修正系数方法进行预报润滑轧制的20.7%和40.7%误差相比, 精度有很大提高, 较好地兼顾了润滑和非润滑轧制工况。
1.F5上工作辊磨损实测值 2.F5下工作辊磨损实测值 3.F5工作辊磨损预报值
1.F5上工作辊磨损实测值 2.F5下工作辊磨损实测值 3.F5工作辊磨损预报值
5 结束语
通过对济钢1700热连轧厂采用润滑轧制后工作辊磨损预报进行误差分析, 指出了目前在线使用的磨损预报模型普遍存在的问题。基于对工作辊磨损的主要影响因素分析, 提出了包含润滑项的磨损预报模型, 并利用模拟退火遗传算法对主要参数进行估算。热轧在线运用结果表明, 本文提出的模型结构和参数预报方法能兼顾润滑和非润滑轧制工况, 提高了板形设定计算模型的精度。
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磨损模型 篇2
刀具磨损的研究主要集中在刀具寿命计算、磨损机理分析、磨损轮廓预测以及磨损对工件表面质量的影响上。刀具寿命通常用经验公式来表达,如Taylor公式或它的其他转化形式。Taylor公式定义了刀具寿命和切削参数之间的关系。然而,对于刀具制造商和科研人员来说,刀具的磨损过程和磨损轮廓也是非常重要的信息。
发生在刀具前刀面的月牙洼磨损是由切屑和刀具前刀面之间高温、高压和剧烈的摩擦导致的。一般认为,月牙洼最大深度、月牙洼最大深度位置距刀刃的距离和月牙洼宽度是评价刀具寿命的关键值。然而,了解并预测整个月牙洼磨损轮廓随切削时间的变化才是刀具磨损研究的最终目的。
本研究针对硬质合金刀具切削低碳钢的情况,建立了一个同时考虑黏结磨损和扩散磨损的复合磨损模型,并将其用来分析和预测刀具前刀面月牙洼磨损轮廓。
1 实验研究
月牙洼磨损经验模型通常表达了磨损率和各个切削变量之间的关系。通过切削实验获取切削过程中的各切削变量和磨损率,然后根据这些实验数据拟合出经验模型中的系数,便可以获得相似切削条件下的磨损模型。
实验研究通过使用硬质合金刀具在普通速度范围内切削低碳钢材料来获取月牙洼磨损轮廓。在实验过程中,切削速度有小范围变化,刀具几何参数、进给量和背吃刀量保持不变。此时,切削力和温度是影响月牙洼磨损的主要切削变量,因此本实验侧重于切削力、温度和磨损率的测量。
三组切削测试全部在CA6140普通车床上完成,所有车削实验都模拟正交切削加工过程,使用无涂层硬质合金刀片P10(WC-TiC-Co)干切削低碳钢AISI 1020工件材料。切削速度vc的范围是182～225m/min。刀具前角为0°,后角为5°,进给量为0.1mm,背吃刀量为2mm。
1.1 月牙洼磨损轮廓的测量
本文使用的前刀面月牙洼磨损轮廓测量装置,把CCD激光位移传感器与一个二维微动平台结合在一起,如图1所示。此激光位移传感器拥有0.1μm的分辨力和30μm直径的光束点,测量目标的位置变化范围为±1mm。激光位移传感器能测量一维数据,将它与一个二维微动平台组合使用后,即可实现三维数据测量。
实验采用的微动平台由2个分辨力为10nm的直线电机驱动,直线电机由控制系统控制,可实现自动微进给。测量过程中,刀具放置在微动平台上,CCD激光位移传感器固定在被测月牙洼表面的上方,以实现月牙洼深度的测量。刀具随微动平台沿月牙洼宽度方向移动,即可实现月牙洼截面轮廓的测量。测量过程中,位移传感器数据采集点的间距为1μm,这样的数据密度足可以清楚地展示月牙洼的磨损轮廓。
1.2 切削温度和切削力的测量
在切削实验中,一般很难测量刀屑交界面的温度分布,所以本研究采用有限元切削仿真的方法计算刀屑交界面上的温度分布。本研究还通过实验测量了刀具前刀面附近局部点的温度,同时测量了切削力,并使用这两个测量参数来验证有限元仿真的正确性。实验使用电火花成形加工设备在刀屑交界面下部打直径为1mm的孔,然后将一个直径为1mm的K型镍铬-镍硅微细铠装热电偶固定在孔内(用来测量刀具的局部温度)。为了保证测量的准确性,需确保热电偶前端与孔的末端紧密接触以形成良好的热传递。3组实验中,孔端距主切削刃和前刀面的距离在0.6～1.1mm范围内。在测量切削温度的同时,还使用了Kistler9257B动态测力仪来测量切削过程中的切削力。切削仿真计算的主切削力最符合实际加工情况,研究者经常把它作为仿真是否有效的标准[1],所以本研究主要使用主切削力Fc的测量结果。
1.3 实验测量结果
图2展示了用于拟合模型的实验测量结果。其中,切削力在加工过程中相对稳定,取整个稳态过程的平均值作为测量结果Fc;热电偶所测量的刀具局部点的温度在20s内基本达到稳态,之后随着切削时间的增加,温度稍有升高,把温度最大值作为热电偶测量点的稳态温度值θ。另外两组实验测量的切削力和温度结果列于表1中,图3是对应的月牙洼磨损轮廓测量结果。
2 刀屑交界面温度仿真研究
在切削实验中,由于切削宽度远远大于切削深度,所以可以假设切削区域处于平面应变状态,即可以使用二维切削仿真技术来求解切削区温度。
2.1 FEM模型
本次仿真使用热力耦合和热传递分析来求解刀屑交界面的温度分布和刀具内部局部点温度。首先,使用Deform 2D进行切削过程热力耦合分析,采集刀屑交界面上的温度数据,将这些数据作为刀具热传递分析的热源。然后,使用ANSYS软件的热传递分析模块求解整个刀具的稳态温度场以及热电偶端点的稳态温度值。
在热力耦合分析中,使用Wanheim等[2]提出的常剪切摩擦模型τ=μsτs,其中,τ为摩擦应力,τs为切屑材料在刀屑接触面上的剪切流动应力,μs为常剪切摩擦因数,普通速度下切削碳钢材料时,μs设置为0.82可以获得较为理想的切削力和切削温度的仿真结果[3]。仿真中,刀屑交界面的传热系数K的大小在很大程度上决定了刀具和切屑间热量的传递,一些学者使用一种人为增大刀屑交界面传热系数的方法来提高仿真温度计算的准确性[4]。Filice等[5]的研究表明,K=1000kW/(m2·K)可以获得较为满意的温度计算结果,因此本研究的切削仿真也使用该值。
2.2 仿真结果与实验结果的比较
切削仿真中计算的切削力和温度与实验测量值列于表2。仿真结果与实验结果的误差在切削仿真误差的范围之内,因此可认为本研究使用的有限元切削仿真技术能够作为预测刀屑交界面温度分布的有效工具,表2中的仿真结果可以作为刀具磨损模型的温度输入数据。
3 磨损模型
为了确定普通速度切削时刀具前刀面月牙洼的磨损机理,使用扫描电镜(SEM)和能谱分析仪(EDS)检测了一组车削测试后月牙洼的磨损表面。图4是月牙洼磨损表面的扫描电镜照片,相对光滑的磨损表面上有少量的黏附材料。图5所示为对图4中月牙洼表面光滑处(点1处)和凸起处(点2处)进行能谱分析的结果。在点1处,仅仅探测出C、W和Ti三种元素,它们都是P10(WC-TiC-Co)刀具的组成元素,而Co元素的缺失可能是由于它已经扩散到切屑材料中。在点2处,不仅存在刀具中的元素,同时也发现了大量Fe、O元素以及少量的Si。Fe是工件材料的主要元素,Si是工件材料中的微量元素,O元素可能是由于加工时高温环境下切屑或刀具材料的氧化而产生的。在月牙洼表面检测到Fe和Si元素,可以证实切屑中的材料一定程度被黏结到月牙洼表面并形成凸起点。从前面的分析可知,在月牙洼磨损形成过程中,刀具内部元素向切屑不断扩散的同时,也有部分切屑材料黏结到磨损表面。因此可以大致推测,使用硬质合金刀具在普通速度下加工碳钢时,黏结磨损和扩散磨损同时发生在前刀面的月牙洼磨损中。在以前的刀具磨损研究中,很多学者也认为在普通速度切削时黏结磨损和扩散磨损是刀具磨损的主要机理[5,6,7]。
3.1 磨损模型的建立
根据上述对普通速度切削磨损机理的分析,本研究将使用一个复合磨损模型,即同时考虑黏结磨损和扩散磨损,来确定普通速度切削中刀具前刀面的月牙洼磨损。本文将分别使用Usui的经验模型和Arrhenius法则来描述黏结磨损和扩散磨损。由于黏结磨损和扩散磨损在月牙洼磨损过程中同时发生,因此总磨损率
式中,σn为刀屑交界面上的法向应力,MPa;vs为切屑底层材料相对前刀面的滑动速度,m/s;Θ为刀屑交界面上的温度分布,K;K1、K2、K3、K4均为取决于刀具工件材料和切削条件的常系数。
由式(1)可知,根据磨损表面温度、压力和滑动速度的分布,就可以计算出磨损率。刀屑交界面的温度分布可以从有限元仿真中求得。压力σn和滑动速度vs在实验中是很难测量的,因此将使用两个分析模型来计算。
压力模型由一个幂函数来表达,如下式所示:
σn(x)=p0(1-x/Lc)η (2)
p0=(1+η)Fc/(wLc) (3)
式中,p0为刀尖处的法向应力;Lc为刀屑接触长度;x为被求解点与刀尖的距离;η为控制应力曲线的形状系数,根据经验,η=2是较为合理的选择。
Tay等[8]的切屑速度模型被用来计算刀屑接触区的相对滑动速度:
式中,vchip为切屑移动速度。
3.2 模型中系数的拟合
月牙洼磨损模型中的系数K1、K2、K3、K4需要通过实验拟合的方法来确定。图2和图3中的一组实验结果可以作为拟合数据。将整个月牙洼磨损轮廓划分成一些间距相等的离散点,等分间距为5μm。获取磨损轮廓上每一个离散点对应的月牙洼磨损深度、温度、法向应力和滑动速度值后,就可以进行数据的拟合。式(1)已经根据刀具前刀面磨损机理给出了回归方程,对实验和模型中获得的Θ、σn、vs和
式(5)是月牙洼磨损模型的回归分析结果:
图3比较了实验测量的月牙洼磨损轮廓和使用式(5)磨损模型计算的磨损轮廓。结果表明,磨损模型计算的月牙洼磨损轮廓与实验测量的磨损轮廓基本一致。但是,实验测量的磨损轮廓并不光滑,轮廓上分布一些凸起点。这是由于在黏结磨损中,材料的剪切发生在交界面的两侧,当剪切发生在切屑材料上时,切屑材料将被黏结在刀具表面形成凸起点。磨损模型考虑理想的黏结磨损和扩散磨损状态,并使用模拟的切削过程变量,因此获得了光滑的月牙洼磨损轮廓。
3.3 模型计算结果与分析
上述拟合所得的月牙洼磨损模型可以预测相似切削条件下的月牙洼磨损,结果如图6所示。预测结果表明,磨损模型能够大致预测出相似切削条件下的月牙洼磨损轮廓。在刀尖附近区域,预测的月牙洼深度稍大于实际值。实验结果表明,在刀尖附近区域,磨损表面上分布了很多凸起点,这是因为刀尖附近较大的压力导致了黏结磨损的发生,这些黏结材料阻碍了扩散磨损的进行,因此刀尖附近区域的月牙洼磨损深度较小。
4 结论
(1)提出的月牙洼磨损模型同时考虑了黏结磨损和扩散磨损,该模型建立了单位时间内月牙洼磨损深度与切削过程变量(温度、压力和速度)之间的关系。
(2)切削过程有限元仿真能够提供有效的刀屑交界面温度分布数据,本文使用的仿真技术能够应用到刀具磨损模型的拟合和预测中。应用回归分析方法可以计算出磨损模型中的系数。分析结果表明,该磨损模型可以大致预测出相似切削条件下月牙洼的磨损轮廓。
(3)切削过程的是一个非常复杂的热力耦合过程,在切削中很难通过单一的模型来预测所有加工特性和切削条件下的加工过程。本文的研究仅针对确定的刀具和工件材料组合以及小范围的切削条件,这是因为大的切削条件范围以及不同的刀具和工件材料组合将导致切削过程变量有较大的变化,磨损机理和磨损模型也将发生变化。笔者将对其他切削条件下的刀具磨损模型继续开展研究。
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磨损模型 篇3
关键词：界面传热,界面摩擦,修正Archard磨损模型,热挤压,有限元模拟
0 引言
热成形模具较其他成形模具寿命短, 是由于接触表层的温度急剧升高对模具抗磨能力有重要影响[1]。国外许多研究人员对磨损进行了大量研究, 例如基于Archard理论对其修正, 进而考虑温度及时间对模具硬度和磨损影响[2];优化模具设计来减小磨损量[3];考虑热效应对模具硬度影响的修正Archard磨损模型[4,5]。国内也有大量研究人员对模具磨损进行相关研究, 例如基于修正的Archard模型计算挤压模具型腔磨损[6];运用Archard磨损模型分析模具硬度、初始温度和润滑条件在一次成形后对模具磨损的影响规律[7];计算模具失效前总磨损量, 有必要考虑前一次成形磨损状态对下一次成形磨损状态的影响[8];基于修正的Archard理论, 对螺旋锥齿轮热成形模具易磨损位置的磨损量进行计算[9];基于修正的Archard磨损模型, 分析坯料和模具预热温度及成形速度对终锻模磨损的影响[10]。
目前, 有限元软件数值模拟金属成形过程采用的磨损模型为Archard模型, 该模型没有考虑坯料的温度及坯料的硬度随着温度变化对模具磨损的影响, 也没有考虑界面传热及摩擦对模具磨损的影响, 因而在模拟预测模具磨损时存在不足, 鉴于此, 提出了修正的Archard磨损模型, 用来预测热挤压模具磨损。
1 修正的Archard磨损模型
热成形过程中基于Archard磨损模型的磨损量 (W) 在高温下的修正模式如方程 (1) 所示:
式中, W为高温成形中模具的磨损量 (m3) ;K (T) 为无量纲的磨损因子或磨损系数;P为模具与坯料接触表面的法向压力 (MPa) ;L为模具与坯料之间的切向相对滑移距离 (m) ;Hd (T) 为模具材料的硬度 (N/m2) 。
在塑性变形状态下接触压力和剪切应力的关系式[11]如方程 (2) 所示:
结合方程 (2) 与库伦摩擦定律τ=μP, 可以推导出在塑性变形状态下载荷的表达式为:
式中, P为正压力 (MPa) ;α为常数 (α=9) ;τ为接触界面的剪切力 (MPa) ;Hw为坯料的压痕硬度 (N/m2) ;μ为摩擦系数。
金属热成形过程中界面摩擦系数μ随着变形速度v和变形温度T而变化[12], 其变化的规律如方程 (4) 所述:
热成形模具的磨损系数K和硬度Hd随着温度变化的方程[2]如方程 (5) 和方程 (6) 所示:
高温坯料的硬度Hw随温度变化的方程[13,14]如方程 (7) 所示:
式中, Hw (T) 为坯料实时随着温度变化的硬度;Hw0为对应于温度T0的坯料硬度;β为常系数因子, 一般取β=0.002;T为对应于温度T0的温升。
模具磨损是磨损量累加过程, 即模具在不同时间、不同位置的磨损量是不相同的, 模具各处的温度场、速度场及所受到的正压力是随着时间的变化而变化的, 如图1所示。
因此, 可将磨损量表示为连续的修正的Archard模型, 如方程 (8) 所示:
将方程 (8) 磨损量写成离散的表达式, 如方程 (9) 所示:
式中, Wij为模具j时刻i位置的磨损大小;Lij为模具j时刻i位置的相对滑移距离。
一个热成形循环n步后, 模具上i处的磨损深度如方程 (10) 所示:
2 工艺参数对模具磨损的影响
热成形模具材料通常为具有很好韧性和热疲劳性能的H13模具钢, 为了从实际成形分析及有限元数值模拟来研究模具磨损, 挤压模具的二维截面图如图2所示, 通过UG建立冲头、坯料以及凹模的三维模型, 取模型的1/4进行模拟分析, 并采用闭式挤压方式, 模具装配示意图如图3所示。模型边界用刚性体施加对称约束, 冲头、模具和坯料之间建立接触约束, 在DEFORM 3D V6.1有限元软件中工艺参数设计如表1所示。
2.1 坯料温度对模具磨损的影响
模具温度随着坯料温度升高而增大, 模具接触面硬度下降, 加速模具磨损, 总的磨损量随着坯料初始温度的增大而增大。
2.2 预热温度对模具磨损的影响
模具表面温度随着预热温度升高而升高, 微凸体的硬度相应降低, 硬度越低越容易磨损, 随着预热温度增高, 磨损量呈现增大趋势。
2.3 凸模速度对模具磨损的影响
成形速度越快, 金属变形流动速度越快, 模具磨损量增加, 速度增大, 模具与坯料相互作用的时间缩短, 热传导的温升减小, 模具硬度下降减小, 磨损量减小。
2.4 摩擦对模具磨损的影响
摩擦越大, 闪温越大, 摩擦热越大, 微凸体变软, 微凸体间产生粘着, 形成粘着摩擦, 即粘着磨损, 摩擦越严重, 磨损必然越严重。
3 结论
(1) 坯料温度升高, 模具表面温度上升, 表面硬度下降, 磨损增大, 变形温度升高, 最大磨损深度增大。
(2) 模具表面温度随着预热温度升高而增大, 表面硬度降低, 磨损量呈现增大趋势。
(3) 凸模速度对模具最大磨损深度有较大影响, 较小和较大凸模速度都会带来最大磨损深度增加, 最大磨损位置更靠近凹模锥角入口处, 实际加工时要选取合适的凸模速度。
磨损模型 篇4
目前,冷挤压干摩擦成形方法得到了工业界及学术界的深入研究及应用,这种成形方法不使用润滑剂,对环境污染小,是一种环境友好的成形方法[1,2]。模具磨损为影响模具寿命的关键因素,据统计,世界上每年因磨损而导致失效的模具超过70%[3]。
国外许多研究人员对Archard磨损理论的修正、磨损预测以及减小磨损量等进行了大量研究,例如,对Archard理论进行了修正,考虑温度、时间对模具硬度和磨损因子的影响[4];通过优化模具设计来减小磨损量[5];在Archard理论的基础上研究了冷挤压中模具锥度以及压下量对磨损量的影响以及模具磨损的分布情况[6]。
国内也有大量研究人员对模具磨损进行了相关研究,例如,基于修正的Archard模型来计算挤压模具型腔的磨损,该模型既可预测模具寿命,也为模具型腔等磨损设计提供了依据[7];采用Archard磨损模型分析模具硬度、初始温度和润滑条件在一次成形后对模具磨损的影响规律[8];计算模具失效前的总磨损量时,很有必要考虑前一次成形磨损状态对下一次成形磨损状态的影响[9];考虑了变形程度、相对滑动速度对模具磨损影响的正挤压冷成形模具磨损模型[10];基于Archard磨损模型分析热成形模具磨损时应考虑界面摩擦及传热对模具磨损的影响[11]。
本研究基于Archard磨损模型,提出了修正的Archard磨损模型,将该修正的Archard磨损模型嵌入DEFORM 3D V6.1有限元数值模拟软件,模拟结果能够较好地预测冷挤压模具磨损,有利于更好地预测模具使用寿命及失效时间。
1修正的Archard磨损模型
目前,在工业应用中逐渐采用冷挤压干摩擦成形方法。粗糙表面间处于弹性变形状态和塑性变形状态下微凸体在低速滑动和高速滑动时产生的闪温不同,高速塑性变形状态下产生的温度高[12]。我们还研究了滑动速度、摩擦热及热软化球形微凸体在滑动接触状态下弹塑性变形时的热力耦合[13]。冷挤压的粗糙表面间的摩擦会引起接触表面温度瞬时升高,初始接触时刻的温升急剧增大,随着成形过程的进行,摩擦生热趋于稳定状态,接触处的粗糙表面的微凸体中心处温度最高可达750℃[14]。每单位面积由于摩擦产生的总的热量[15]如下所示:
式中,Qf为每单位面积摩擦所产生的总的热量;μ为界面接触摩擦系数;p为正向接触压力;v为相对滑动速度。
冷成形过程中接触界面摩擦系数μ随着模具表面粗糙度的变化而变化,摩擦系数不再是一个固定的常数[16],其变化规律如方程(2)所示:
1953年提出的Archard磨损模型如方程(3)所示[17]:
式中,W为成形过程中的磨损量(m3);K为无量纲的磨损因子或磨损系数;P为模具与坯料接触表面的法向压力(MPa);L为模具与坯料之间的切向相对滑移距离(m);H为模具硬度(N/m2)。
模具的磨损系数K和硬度Hd随温度变化的方程如下:
冷挤压模具磨损是磨损量的累加过程,即模具在不同时间、不同位置的磨损量是不相同的,因为在模具使用过程中,模具各处的温度场、速度场以及受到的正压力是随着时间的改变而改变的,如图1所示。
因此,可将磨损量表示为连续的修正的Archard模型:
将方程(6)磨损量写成离散的表达式:
式中,Wij为模具j时刻i位置的磨损大小;σn,ij为模具j时刻i位置的表面正压力;Lij为模具j时刻i位置的相对滑移距离。
一个热锻成形总的n步后,一个冷挤压成形循环后模具i处的磨损深度即:
正挤压实心件部分的单位挤压力计算公式如下[18]:
反挤压部分的单位挤压力计算公式如下:
式中,σn为单位挤压力(MPa);Kf为被挤压材料的变形抗力,即流动应力(MPa);d0为坯料原始直径(mm);d1为挤压件的外直径(mm);d2为挤压件的内直径(mm);h0为坯料的原始高度(mm);h1为凹模工作带的高度(mm);μ为接触界面摩擦系数。
2工艺参数对磨损的影响
目前,冷挤压成形的模具材料通常为具有很好强韧性和热疲劳性能的H13模具钢;坯料材料选择6061铝合金。为了从实际成形分析以及有限元数值模拟来研究模具磨损,通过UG建立冲头、坯料以及凹模的三维模型,取模型的1/4进行模拟分析,并采用闭式挤压方式。在DEFORM 3D V6.1有限元数值模拟软件中模型边界用刚性体施加对称约束,冲头、模具和坯料之间建立接触约束关系。
2.1粗糙度对模具磨损的影响
随着模具表面粗糙度增大,摩擦系数增大,摩擦热越大,模具表面的微凸体温度升高,硬度相应降低,微凸体越软,越容易被磨损,所以随着模具接触面的粗糙度增大,磨损量呈增大趋势,从而加速了冷挤压模具的磨损。根据提出的冷挤压成形模具磨损模型,通过分析模具硬度变化对模具磨损的影响,模具表面温度随着模具表面粗糙度增大而升高。
2.2速度对模具磨损的影响
成形速度快,则金属变形流动的速度加快,金属变形热效应的作用也更突出,模具磨损量增加。但同时,成形速度增加,模具与坯料相互作用的时间缩短,模具热传导温度的温升减小,模具硬度降低减少,磨损量减小。
2.3摩擦系数对模具磨损的影响
接触面间摩擦越大,模具表面的闪温越大,摩擦热越大,直接影响模具表面微凸体的硬度。温度越高,模具表面的微凸体越软,越容易与其接触的微凸体产生粘着,导致粘着摩擦力,形成粘着磨损,模具表面磨损必然越严重。
3结论
(1)冷挤压凹模磨损最严重的部位为位于凹模出口附近的轴承通道处,该处存在粘着摩擦,摩擦因子应该最大,即摩擦因子m=1;轴承通道的区域存在粘着区域、过渡摩擦区域及滑动区域,影响成形件表面质量的区域也是在该区域。
(2)随着模具表面粗糙度的增加,摩擦系数增大,摩擦热更大,模具表面温度上升,温升导致模具表面的微凸体硬度降低,微凸体变得越来越软,容易在微凸体间发生粘着磨损。所以,随着模具表面粗糙度的增大,接触界面摩擦增大,磨损量呈增大趋势。随着摩擦系数增加,模具的最大磨损深度增大。因此,要减小模具的磨损,模具型腔表面应尽量抛光,并在生产过程中采用良好的润滑剂,使模具与坯料的摩擦系数尽量减小,从而有效延长模具的使用寿命。
(3)随凸模速度的增大,最大磨损位置更靠近凹模锥角处。凸模速度对模具最大磨损深度有较大的影响,较小和较大的凸模速度都会带来最大磨损深度的增加,实践中应视生产设备及生产效率要求选取合适的凸模速度。
摘要：基于Archard磨损模型,提出了考虑表面粗糙度及摩擦热的修正Archard冷挤压模具磨损模型,对DEFORM 3D V6.1进行二次开发,将该修正的磨损模型嵌入有限元软件模拟真实冷挤压成形过程,进行了挤压过程中冲头及凹模的磨损分析,得到了冲头及凹模磨损最严重的区域。通过对比分析,研究了模具表面形貌、摩擦热及相对滑动速度对模具磨损量的影响,计算结果表明,使用修正的磨损模型预测模具寿命与试验结论具有较好的一致性。该考虑表面粗糙度及摩擦热的修正Archard冷挤压模具磨损模型,能较好地预测冷挤压模具磨损的情况,有利于更好地预测冷挤压模具使用寿命及失效时间。