Обработка материалов давлением. Сборник научных трудов. №19

Подождите немного. Документ загружается.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 251

lобж

lкал

Рис. 3. Поперечное сечение очага

деформации:

1 – фильера, 2 – оболочка, 3 – сердечник.

Рис. 4. Схема фильеродержателя с

тензодатчиками:

1 – фильера, 2 – фильеродержатель,

3 – тензодатчики.

Длина участка обжатия в фильере может быть определена из условия:

sin2

)(

îáæ

−

, (8)

где

d – начальный диаметр проволоки,

d – конечный диаметр проволоки,

– угол наклона образующей конуса на участке обжатия (

= 8

) .

Длина участка обжатия на первом переходе – 1,7 мм, а участка калибровки в

переходе 3,72–3,24 составила 2,8 мм.

Площадь участка обжатия представляется как площадь усеченного конуса:

)dd(

обжобж

⋅⋅π= , (9)

а участка калибровки, как площадь цилиндра:

кал1кал

LdF

⋅

. (10)

Время прохождения металла через очаг деформации:

с05,0

)LL(

калобж

≈

=τ .

На основании формулы (5) максимальный прирост температуры на первом

переходе (табл. 1). Распределение температуры в поперечном сечении порошковой

проволоки при ее нагреве в процессе волочения неравномерно, т.к. теплопроводность шихты

сердечника ниже теплопроводности металла оболочки. Эксперименты и расчеты

показывают, что для рассматриваемых режимов волочения максимальная температура

нагрева оболочки порошковой проволоки трубчатой

конструкции изменяется в пределах

250-290

С, в зависимости от температуры окружающей среды. Нагрев сердечника проволоки

происходит от оболочки к центру, причем в прилегающем к оболочке слое порошка

возможен нагрев до температур, равных температуре оболочки. В связи с этим необходимо

рассматривать температуру нагрева порошка равную температуре нагрева оболочки как

максимально возможную. Эффективность нагрева сердечника зависит от его

состава.

Исследования проводились с применением шлаковой основы рутил – карбонатного типа.

Соотношение между компонентами этой системы принято таким, чтобы обеспечить

качественную защиту металла, а количество газо-шлакообразующих составляет 30% от

шихты сердечника. В состав сердечника входят также раскислители и железный порошок.

Температура диссоциации газо-шлакообразующих и окисления легирующих

компонентов, входящих в состав

сердечника приведены в табл. 2.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 252

Таблица 2

Температуры окисления/диссоциации некоторых порошков

№ Порошок Химическая формула

Температура окисл./дисс.,

1 Мрамор

СаСО

440

2 Магнезит

MgСО

680

3 Ферросилиций

FeSi

600

4 Ферроалюминий

FeAl

570

5 Рутил

TiO

2500

6 Перовскит

CaTiO

1100

7 Вермикулит

20,20,426

620 4

4,5 ( )

()()

HO Mg AlSi

MgFeAl O OH

−

⋅⋅ ⋅

⋅⋅

1100

Из приведенных данных (табл. 2) видно, что наименьшей температурой начала

диссоциации обладает мрамор ( 440

дисс

T С=

), а минимальная температура начала окисления

характерна для ферроалюминия ( 570

окисл

T С=

). Время пластического нагрева оболочки

составляет 0,05 с.

С учетом расчетной температуры нагрева оболочки порошковой проволоки,

длительности нагрева при ее волочении, теплопроводности наполнителя, можно сделать

предположение, что диссоциация мрамора не будет протекать при данной температуре

нагрева оболочки из стали 65Г.

Выводы

Тепловая мощность деформации порошковой проволоки в процессе волочения

зависит от материала

оболочки. При использовании оболочки из стали 08кп максимальный

тепловой эффект в 1,5 раза меньше, чем при 65Г.

Использование ленты из стали 65Г при изготовлении самозащитных порошковых

проволок не приводит к перегреву сердечника.

Применение предложенного алгоритма волочения позволяет получить проволоки

диаметром (2-2,5) мм без дополнительных технологических мероприятий.

ЛИТЕРАТУРА

1. Мойсов Л.П Метод прогнозирования технологических возможностей порошковых проволок //

Сварочное производство. – 2005. – №8. – С. 26-29.

Дампилов В.Г. Влияние ультразвуковых колебаний на процесс волочения порошковой проволоки /

В.Г. Дампилов, С.А. Шамин, А.Н. Березин // Сварочное производство. – 2005. – №2. – С. 41-42.

Губкин С. И Пластическая деформация металлов. – М.: Металлургиздат, 1960. – Т. 2 – 416 с.

Губкин С. И. Теория обработки металлов давлением. –М.: Металлургиздат, 1957.

Красильщиков Р. Б. Деформационный нагрев и производительность волочильного оборудования. – М.:

Металлургия, 1970. - 168 с.

Походня И.К. Производство порошковой проволоки. / И.К. Походня, В.Ф. Альтер, В.Н. Шлепаков – К.:

Вища школа, 1980. - 229 с.

Степанский Л. Г. Расчеты процессов обработки металлов давлением. -.М.: Машиностроение, 1979. – 215 с.

Гринь А. Г. – канд. техн. наук, доцент каф. «Сварочное производство» ДГМА;

Бойко И. А. – аспирант ДГМА;

Богуцкий А. А. – ст. преп. каф. «Сварочное производство» ДГМА.

ДГМА – Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск.

sp@dgma.donetsk.ua

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 253

УДК 621.778

Должанский А. М.

Очеретная Н. Н.

СОПОСТАВЛЕНИЕ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ДЕФОРМАЦИИ ПРОВОЛОКИ

ПРИ КРУЧЕНИИ В ПРОЦЕССЕ ВОЛОЧЕНИЯ

В работах [1, 2] были представлены данные о том, что при снятии витков проволоки с

ее мотка на уровень, превышающий исходный уровень этих витков, металл приобретает

деформацию кручением. Эта ситуация характерна для разматывания бунта катанки, а

также – при перемещении проволоки с поверхности тягового барабана на передающие

ролики стана в потоке волочения.

Исследованиями было

установлено, что соответствующая деформация кручением

оказывает заметное влияние на механические свойства металла, зависящие от ее величины,

количества циклов и направления кручения, а также от степени деформации

, которую

металл приобретает в волоках при многократном волочении. В частности, если

однонаправленное циклическое кручение проволоки сопровождается упрочнением металла в

дополнение к влиянию

, то знакопеременное циклическое кручение стабилизирует

механические свойства стали при многократном волочении, вплоть до некоторого

разупрочнения металла в очередном пропуске. Это дает возможность увеличения суммарной

деформации металла путем создания условий для контролируемого (управляемого)

знакопеременного кручения проволоки, например, путем применения на волочильном стане

вращающихся волок.

В этой связи целесообразным является определение показателя

уровня деформации

проволоки при кручении, который обладал бы следующими свойствами:

- наличие физического смысла и адекватность экспериментальным данным;

- чувствительность оценки к изменению угла закручивания проволоки во всем его

диапазоне.

В работе [1], в значительной мере, интуитивно в качестве характеристики деформации

проволоки (рис. 1) при ее кручении использована величина:

⋅

max

ψγ

, (1)

где

– угол закручивания, рад;

d – диаметр проволоки, м;

L – базовая длина определения

max

, м.

Можно принять, что в связи незначительной (по сравнению с прочностью) тянущей

силой при съеме витков проволоки с бунта и кручении металл находится в условиях чистого

сдвига [3], и формула (1) характеризует деформацию сдвига на поверхности проволоки.

Приняв угол

сдвиговой деформации на оси образца равным 0, в первом приближении

среднюю степень деформации сдвига можно оценить выражением:

⋅

=⋅=

max1

γγ

. (2)

Если же учесть, что материал по сечению круглого профиля расположен концентрично,

можно найти значение «действующего диаметра

d », представляющего, в среднем, сечение

проволоки из условия равенства площадей

F «над»

d и

F «под» ним (см. рис. 1).

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 254

Рис. 1. Схема к определению показателей деформации проволоки при ее кручении.

444

дд

d ⋅

−

⋅

откуда

= .

В результате, более обоснованная оценка деформации сдвига согласно (1) получает

вид:

⋅

. (3)

Строго говоря, показатели

max

не являются степенью деформации сдвига,

однако соответствуют требованиям к ним, сформулированным выше.

Согласно [3] степень деформации чистого сдвига

определяется равенством:

+= , (4)

где

– степень деформации сдвига относительно плоскости

(

)

−z на рис. 1;

dr – изменение радиуса проволоки по оси ρ;

dl – изменение длины элемента по оси z.

В первом приближении можно принять, что при чистом сдвиге вследствие кручения

заметного изменения сечения профиля не происходит. Тогда из (4) следует:

≈≈

, (5)

где

2/dR = – радиус сечения проволоки.

В соответствии с рис. 1 из формулы (5) получили:

cos

⋅−

−

≈

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 255

откуда после простых преобразований для 2/0

≤

, 2/11 xx +≈+ и LRtg /

⋅

определили:

()

cos122 −⋅

⋅

. (6)

Полученные по формулам (1), (3) и (7) значения показателей степени сдвиговой

деформации могут быть приведены к соответствующим величинам линейной деформации

[3]:

γε

⋅=

. (7)

Результаты расчета этих показателей деформации для

5=d мм и 250

L мм

представлены в таблице 1.

Таблица 1

Сопоставление характеристик степени деформации при кручении проволоки,

рассчитанных по разным формулам

Формула

град рад

10 0,174 1,74·10

-3

1,0·10

-3

30 0,523 5,23·10

-3

3,02·10

-3

50 0,872 8,72·10

-3

5,03·10

-3

(1)

70 1,221 12,21·10

-3

7,05·10

-3

10 0,174 1,23·10

-3

0,71·10

-3

30 0,523 3,70·10

-3

2,14·10

-3

50 0,872 6,16·10

-3

3,56·10

-3

(3)

70 1,221 8,63·10

-3

4,98·10

-3

10 0,174 9,96·10

-3

5,75·10

-3

30 0,523 10,21·10

-3

5,89·10

-3

50 0,872 10,64·10

-3

6,14·10

-3

(7)

70 1,221 11,33·10

-3

6,54·10

-3

10 0,174 7,57·10

-7

30 0,523 6,84·10

-6

50 0,872 1,90·10

-5

(8)

70 1,221 3,73·10

-5

10 0,174 14,94·10

-3

8,64·10

-3

30 0,523 15,04·10

-3

8,64·10

-3

50 0,872 15,17·10

-3

8,76·10

-3

(4);

(7)+(14)

70 1,221 15,41·10

-3

8,90·10

-3

Прежде всего, следует обратить внимание на то, что величина

, характеризующая

деформацию проволоки только при кручении, на 1…2 порядка меньше, чем обычные

значения степени деформации

в волоках. Поэтому корректная операция сложения:

несущественно повлияет на величину

при использовании любого из

показателей

и соответствующего

Сопоставление данных показывает, что при углах закручивания

50≥

(

87,0≥

рад)

расчет степени деформации сдвига при кручении проволоки по формулам (1) и (7) дает

близкие результаты. Поэтому в первом приближении формулой (1) можно пользоваться при

оценке соответствующей компоненты

интенсивности деформации

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 256

Для формирования окончательных выводов рассмотрим дополнительные варианты

определения характеристик деформации металла при кручении проволоки.

Согласно данным [4] кручение может сопровождаться удлинением проволоки, что

даст соответствующую компоненту деформации

удлинения в интенсивности

деформации

Величину

можно оценить, сопоставив длину СВ с АС (см. рис. 1). Тогда на

поверхности проволоки:

()

1ln

1lnsecln

cos

lnln

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

⋅=≈

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

+≈

≈

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

+==

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

⋅

tgtg

ϕϕ

ψψ

На оси 0

В этой ситуации действующим диаметром является

d , и среднее значение

деформации удлинения можно представить в виде:

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

≈

или окончательно:

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

. (8)

Результаты расчета по формуле (8), отраженные в таблице 1, показывают, что

значения

, рассчитанные таким образом, на несколько порядков меньше, чем

и не

могут существенно влиять на расчетную величину степени деформации при чистом

кручении.

Возможность удлинения волокон проволоки при кручении, рассмотренная выше,

может вызвать соответствие уменьшение ее диаметра и появление составляющей

равенстве (4). Определим и эту величину.

Из рис. 1 следует, что:

≈

, (9)

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−+⋅≈

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−+=−⋅=−=Δ

111sec

cos

ψψψ

tgLtgLLLL

L ,

или

tgLL

⋅⋅≅Δ . (10)

Из условия постоянства объема на базовой длине L следует:

(

)

(

)

LLrrLr Δ+⋅Δ−⋅=⋅⋅

ππ

, (11)

откуда с учетом (10):

()

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅⋅+⋅Δ+Δ⋅⋅−=⋅

2222

2 tgLLrrrrLr .

Решая это уравнение относительно учитываемого корня

, после преобразований с

учетом

2/11 xx +≈+ , получили:

ψψ

tgdtgrr

⋅⋅=⋅⋅=Δ . (12)

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 257

Тогда с учетом (10) и (12) из (9) следует:

tgL

tgd

⋅

≅

⋅⋅

. (13)

Для рассмотренного выше числового примера (

d мм; 250=L ) расчет по

выражению (13) дает

1025,1

−

⋅=

и не зависит от угла кручения.

Во всех рассмотренных случаях это слагаемое примерно на порядок меньше, чем

(см. позиции для формулы (7) в табл. 1), и выводы, представленные выше, относительно

приемлемой формулы для оценки степени деформации при кручении не меняются.

Выражение (13) получено при упрощениях, связанных с разложением в ряд величин,

которые находятся в числителе и знаменателе выражений, характеризующихся весьма

малым отличием от 0. Поэтому эта операция может внести коррективы

в расчет.

Без разложения радикала вида

x+1 в ряд при определении

и с учетом условия

(11) после достаточно громоздких преобразований получили:

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

+⋅

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

arctgL

arctgd

cos12

cos

. (14)

Расчет по формуле (14) в сопоставимых условиях дает значения

примерно в 4 раза

больше, чем по выражению (13), однако подтверждает весьма слабую зависимость этой

компоненты деформации от угла закручивания проволоки (см. табл. 1).

Выводы

В целом, при выборе оценочного параметра для определения степени сдвиговой

деформации проволоки в условиях контролируемого (управляемого) знакопеременного ее

кручения на волочильном стане при прочих равных условиях можно

принять формулу (1).

ЛИТЕРАТУРА

1. Должанский А.М. Деформация кручением проволоки и ее влияние на процесс волочения. Сообщение 1 /

А.М. Должанский, Н.Н. Очеретная // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2007. - № 6. –С. 56-59.

2. Должанский А.М. Деформация кручением проволоки и ее влияние на процесс волочения. Сообщение 2 /

А.М. Должанский, Н.Н. Очеретная // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2008. - № 1. – С

. 52-56.

3. Громов Н.П. Теория обработки металлов давлением. – М.: Металлургия, 1978. – 381 с.

4. Ахундов В.М. Большие деформации растяжения, раздувания и кручения круглого цилиндра // Проблеми

обчислювальної механіки і міцності конструкцій: Сб. наукових праць. – Дніпропетровськ: ДНУ, 2004. – Вип. 8. – С. 9-20.

Должанский А.М. – д-р техн. наук, проф. зав. каф. НМетАУ;

Очеретная Н.Н. – аспирант НМетАУ.

НМетАУ – Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск.

dmeti@dmeti.dp.ua

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 258

УДК 621.7

Pełka M.

Bajor T.

Suliga M.

RESEARCH ON THE PROCESS OF DRAWING WELDING WIRE NICKEL-PLATED

In Poland welding wire is being produced with the layer of copper, put on steel from acid

sulfate baths. The process conducted this way is characterized by a little adhesion to the surface and

with resistance to the abrasion, which doesn’t guarantee the good quality of received copper covers.

Therefore many workshops don’t decide to lead (on account of and environmental protection)

copper coating of wire in cyaniding baths. As a result it is possible to observe producers of welding

wire interested in applying nickel layers which are characterized by good adhesion to the base and

with low abrasion.

Therefore the purpose of this paper is working out such a method of nickel plating welding

wire, with which it is possible to implement in one of workshops on the area of Poland based on the

production lines existing in the unit and technologies of drawing.

For the research a wire rod Sp HEC 20 about initial diameter

5.5 mm was pulled to the

diameter

2.0 mm. The process of nickel plating took place in the bath of the Watts type about the

following composition and parameters of the work:

•

sulfate of nickel

O7HNiSO

⋅

– 300 g/l;

•

chloride of nickel O6HNiCl

⋅ – 30 g/l;

•

the boric acid

BOH –30 g/l;

•

current density 4 – 6 A/dm

;

•

the temperature of bath 40 – 45

•

nickelizing time – 30 sek.

Determining the thickness of Ni layer depending on time – current parameters of process of

nickel plating for wire about the diameter 2.0 mm

A wire about diameter

2.0 mm was marked in various surface conditions i.e. without

cleaning thoroughly, after pickling the surface in 10 %

SOH

, after mechanical cleaning, for the

determination of layer thickness dependently on current (4 A/dm

) and time of nickelizing

parameters (table 1).

Table 1

The thickness of nickel layer on wire about the diameter

2.0 mm in the Sp HEC 20 kind

depending on the nickelizing time and the way of preparing the surface

Way of preparation base

Time of

nickelizing, s

Average amount of

nickel on samples, g

Thickness of

layer,

Rusing up

nickel, g

15 0

00574 0

225 2

265

30 0

01269 0

497 4

413

45 0

02145 0

840 7

460

Without cleaning

60 0

02778 1

088 9

661

15 0

00804 0

315 2

800

30 0

01453 0

569 5

070

45 0

02191 0

859 7

640

Digesting in

SOH

60 0,02962 1,160 10,32

15 0

00835 0

327 2

903

30 0

01379 0

540 4

795

45 0

02208 0

865 7

681

Mechanical cleaning

60 0

02844 1

114 9

892

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 259

On the basis of presented results it is possible to state, that at the permanent current density,

thickness of the Ni coating is directly proportional for the nickelizing time. It is also possible to

state that the way of preparing the surface doesn't influence the amount of allocated Ni. Wire

without cleaning thoroughly was characterized by spot discontinuities layers, which didn't cause

stratifying nickel layers. The remaining wires were characterized with the appropriate appearance of

layer, the lack of stratifications and losses. Determining the thickness of layer after the process of

drawing.

Attempts to pull nickel of welding wire from the diameter

2.0 mm on

1.19 mm was

carried out according to the schedule of sequences presented in table 2.

Table 2

The parameters of drawing process (G

– single draft, G

– total draft) on the finishing line

Ordinal number Drafts schedule

, % G

, %

Comments

2,00/1,87

1,87/1,71

1,71/1,56

1,56/1,43

1,43/1,30

1,30/1,19

12,6

16,4

16,8

16,0

17,4

16,2

12,6

27,6

39,7

49,2

58,1

64,9

11-block

drawing

machine

Research findings of the thickness of nickel layer after the process of pulling are introduced

in table 3.

Table 3

The research findings of the thickness of nickel layer after the process of drawing

Way of

preparation base

Time of

nickelizing, s

Thickness of nickel layer

after the process of drawing,

Comments

15 0,134

30 0,296

45 0,500

Without

cleaning

60 0,648

Local wastage especially at

short time of nickelizing

t = 15 sec

15 0,187

30 0,338

45 0,511

Digesting in

SOH

60 0,690

scoring wastage at the time of

nickelizing t = 15 sec

15 0,195

30 0,321

45 0,515

Mechanical

cleaning

60 0,663

scoring wastage at the time of

nickelizing t = 15 sec

From the research carried out on the thickness of nickel layer after the process of drawing,

results show that for the nickelizing time below 30 sec the received covers are demonstrating

certain discontinuities of layers, what can support the existence of centres of the corrosion, and is

also having an adverse influence on the external appearance of the coating. However practicing

nickelizing times higher than 30 sec is a disadvantage from economical accounts. The optimal time

of nickel plating is 30 sec.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 260

In order to asses the quality of nickel wire more accurate designation was carried out to

examine the adhesion of nickel layer. Research findings were presented in table 4.

Table 4

The research findings of the grip of the nickel-plated cover depending on the way of preparing base

Method of research the adhesion

Way of preparation

base

Frictional Reel Contraflexure

Without cleaning 45/41 12/11 15/12

Digesting in

SOH

45/43 12/12 15/14

Mechanical cleaning 45/44 12/12 15/15

Record 15/13 means 15 – amount of attempts with the whole, 13 – amount of positive results

The results of examinations of adhesions of nickel on welding wire results presented above

show a good adhesion to the surface of steel wire, with the lack of stratifications and losses, only

some wire without preparing the surface was characterized by a local unevenness nickel layer

(bright stains). Wire was characterized by the best adhesion after mechanical cleaning and

digesting in the sulfuric acid.

Conclusions

Thickness of layer not on steel welding wire is dependent on current – time parameters, of

composition of the bath and can freely to be regulated.

The method of preparing the surface by digesting in

SOH and mechanical cleaning don't

influence the amount of secreted nickel in the essential way.

Preparation of the surface of wire is influencing a good adhesion of received nickel coatings

At the current density 4 A/dm

, the time of nickelizing 30 seconds and the 45

C temperature

the suggested nickel plating bath guarantees the receiving of thick enough, and good qualitative

coatings on final wire after drawing with

%60G

≈

LITERATURE

1. Bagdach St., Biestek T., Biestkowa T., Czajka K., Gembalski St., Krokosz A., Paszek T., Rudzki J., Samołyk

A., Socha J., Syrek J., Szmidt K., Weber J., Żak T. Poradnik Galwanotechnika. – Warszawa: Państwowe Wydawnictwo

Techniczne, 1951.

Golis B., Knap F., Pilarczyk J. W. Wybrane zagadnienia z teorii i praktyki ciągnienia, część 6 Pokrywanie i

ciągnienie drutów stalowych z powłokami: cynku, miedzi, cyny. – Częstochowa: Wydawnictwo Politechniki

Częstochowskiej, 1997.

Golis B., Knap F., Pilarczyk J. W. Wybrane zagadnienia z teorii i praktyki ciągnienia, część 4 Obróbka

powierzchni walcówki i drutu stalowego. – Częstochowa: Wydawnictwo Politechniki Częstochowskiej, 1994.

Łajner W.I., Kudriawcew N. T. Podstawy galwanostegii. – Warszawa: Państwowe Wydawnictwo

Techniczne, 1955.

Wiestek T., Sękowski S. Metody badań powłok metalowych. – Warszawa: WNT, 1973.

Пелка М. (Pełka M.) – аспирант ЧПУ;

Байер Т. (Bajor T.)

– канд. техн. наук ЧПУ;

Сулига М. (Suliga M.)

– канд. техн. наук ЧПУ.

ЧПУ – Ченстоховский политехнический университет, г. Ченстохов, Польша.

milenin@agh.edu.pl