Сборник трудов конференции Павловские чтения 2010

Подождите немного. Документ загружается.

Секция 4. Сортопрокатное и волочильное производство

400

Применение стыковой сварки заготовок проволоки сердечника и ленты обеспечивает не-

прерывность процесса.

На лабораторной установке в качестве сердечника использовали проволоку диаметром 2,2

мм из стали 08 КП отожженную и протравленную, а также алюминиевую ленту мягкую, толщиной

0,3

мм, шириной 12 мм. Это позволяло получать биметаллическую проволоку диаметром 2,8 мм с

содержанием алюминия 38,2% по площади сечения или 17,6% по массе. Применяя проволоку-

сердечник диаметром 2,37 мм и ленту 0,2 х 12 мм, получили проволоку с содержанием алюминия

28% по площади сечения (12% по массе), а при диаметре сердечника 2,00 мм и ленте 0,4; 0,2 мм -

48% и 24,2% соответственно.

Скорость наложения ленты на сердечник составляла 0,1-0,3 м/сек. и определялась качест-

вом подготовки поверхности стальной проволоки-сердечника.

Волочение проволоки производили на стане ВСМ 1/550 АЗТМ с использованием волок,

обеспечивающих гидродинамическую подачу технологической смазки в зону деформации. Техно-

логическая смазка – сухой мыльный порошок.

Операции острения проволоки перед волочением выполняли на острильных машинах ОЗК

4-200

с последующей опиловкой заусенцев напильником.

Средняя величина единичного обжатия составляет 20%. Увеличение единичных обжатий

приводит к увеличению обрывности проволоки, а при обжатиях меньших 12% может проявиться

неравномерная деформация оболочки и сердечника. Процесс волочения со скоростью до 2м/сек.

проходит устойчиво. Изготовлено более 500 метров сталеалюминиевой проволоки диаметром 0,5 ;

0,45

и 0,40 мм.

Высокотемпературный отжиг проволоки позволяет образовать на ее поверхности слой ин-

терметаллида Fe

Al , обладающий высокой жаростойкостью на воздухе ( до 1450

С).

РЕЗУЛЬТАТЫ И ИХ ОБСУЖДЕНИЕ

Полученный таким образом проводник был испытан на жаростойкость. Спирали, изготов-

ленные их такой проволоки, имели в 2 раза меньший привес при окислении на воздухе при 1420

С в течение 5 кс, чем спирали из Х23Ю5Т (рис.2).

Рис. 2 Изменение массы электронагревательных спиралей при 1420

С на воздухе, изго-

товленных из проволоки диаметром 0,8 мм: 1 – сплав Х23Ю5Т, 2 – сталь 08кп, плакированная

алюминием и обработанная в вакууме

Для длительных ресурсных испытаний (500 часов) проводников малого сечения (диаметр

0,8мм) на воздухе при 1200

С существенное значение имеет толщина исходного алюминиевого

покрытия. Оптимальный по толщине слой алюминия обеспечивает значительный прирост «живу-

чести» проводника ( до начала катастрофического окисления). Это объясняется тем, что тонкий

Секция 4. Сортопрокатное и волочильное производство

401

слой алюминия формирует тонкий слой Fe

Al , который сравнительно быстро истощается, а чрез-

мерно массивный слой алюминия может вызвать образование легкоплавких интерметаллидов ти-

па FeAl

и Fe

, которые не защищают проводник от коррозии.

Проведены ресурсные испытания проволоки, полученной вакуумной термической обработ-

кой биметаллического проводника. Испытания проводили на воздухе при 1200

С. Варьировались

толщина оболочки от 70 до 135 мкм и температура вакуумной обработки от 1150 до 1350

С. Наи-

лучшие результаты получены для толщины оболочки 110 мкм после обработки при 1350

С в ва-

кууме. Превосходство по «живучести» у разработанного проводника по сравнению с промышлен-

ным аналогом Х23Ю5Т почти в 2 раза, хотя пока не использованы возможности повышения жа-

ростойкости за счет микролегирования.

Сталь-алюминиевый проводник обладает значительно более высокой жаростойкостью по

сравнению с нихромом (Х20Н80) [6]. Испытания проводили на образцах в виде проволоки диа-

метром 0,8 мм длиной 1 м, скрученной в спираль с диаметром витков 15 мм. В печь нагретую до

1250

С непрерывно подавался кислород под давлением 1 атм. (рис. 3).

Рис.3 Изменение массы проволочных образцов диаметром 0,8 мм при 1250 С с непрерывной про-

дувкой кислородом (0,1 Мпа): а – сталь-алюминиевый проводник; b – сплав Х20Н80.

Исследования относительного изменения электрического сопротивления биметаллического

проводника при его непрерывном нагреве проводились на установке «ИМАШ-20-78» с радиаци-

онным нагревом образца до 1200

С в вакууме. Из полученных результатов следует, что наиболее

перспективным, с точки зрения его использования в качестве нагревательного элемента, следует

признать биметаллический проводник с толщиной наружного слоя 110 мкм. Для данного провод-

ника, после его нагрева до 600

С, величина электросопротивления остается постоянной во всем

температурном интервале испытания (рис.4). Такая стабильность является косвенным показателем

долговечности нагревателя. Для других проводников после нагрева наблюдается некоторое паде-

ние электросопротивления, что негативно скажется на их эксплуатационных характеристиках.

Секция 4. Сортопрокатное и волочильное производство

402

Рис.4 Изменение удельного электросопротивления ( ) сталь-алюминиевого проводника при на-

греве.

Опытно-промышленные испытания трубчатых электронагревателей, проведенные на опыт-

ном заводе ФАО «ВНИИЭТО» (г. Истра) по ГОСТ 13268-88 в течение 2000 ч показали, что из

двух партий по 20 штук нагревателей с нихромовыми и стальалюми-ниевыми (10 масс.% AL) спи-

ралями одинакового сечения (0,6 мм), изготовленными по стандартной технологии, из строя вы-

шло по одному нагревателю. Температура испытания на оболочках нагревателей составляла 800

С, при этом происходили естественные отключения электроэнергии с последующим продолжени-

ем испытаний.

Таким образом, сталь-алюминиевые проволочные нагреватели по своим эксплуатационным

характеристикам не уступают традиционным нихромовым, но при этом гораздо дешевле в произ-

водстве. Так, стоимость исходных материалов (стальной проволоки и алюминиевой ленты) и тех-

нологические затраты при массовом производстве сталь-алюминиевой проволоки составляют не

более 100 рублей за 1 кг, тогда как стоимость нихромовой проволоки – более 2000 рублей за 1 кг (

при средних биржевых ценах 2007 г. на российском рынке металлов).

ВЫВОДЫ

Разработана технология получения проволоки для электронагревателей путем диффузион-

ного отжига биметаллических Fe (сердечник) – AL (оболочка) заготовок, определены оптималь-

ные режимы термообработки. Показано, что полученные по данной технологии сплавы обладают

более высокой, чем нихром, жаростойкостью. Сравнительные натурные испытания электронагре-

вателей с нихромовыми и сталь-алюминиевыми спиралями подтвердили возможность и экономи-

ческую целесообразность замены нихромовой проволоки в трубчатых электронагревателях на

сталь-алюминиевую.

Секция 4. Сортопрокатное и волочильное производство

403

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО

СОСТОЯНИЯ МЕТАЛЛА ПРИ ВОЛОЧЕНИИ ТРУБ

В. Я. Осадчий, С. М. Карпов

Россия, МГУПИ, karpov07@inbox.ru

Определение напряжения волочения необходимо для правильного выбора оборудования и

величин обжатия, а потому является одним из наиболее важных вопросов теории и практики во-

лочения. В связи с этим для определения упомянутого напряжения было предложено много теоре-

тических формул. Несмотря на это уточненное определение напряжения волочения является по-

прежнему актуальным.

Нами был проведен анализ на основе соотношений наиболее общей на современном уровне

теории пластического течения. Использованы следующие допущения:

1) материал считался жесткопластическим, а упрочнение учитывалось средней по очагу

пластической деформации величиной напряжения текучести σ

;

силы контактного трения определялись по закону Зибеля как τ

=µβσ

, где µ - фактор

трения, а β - коэффициент Лоде (обычно используемый для анализа волочения закон трения

Амонтона-Кулона τ

=fσ

, где f - коэффициент трения, был учтен в конце решения). Других

допущений по ходу решения не принималось.

Использованная расчетная схема волочения на закрепленной короткой оправке представле-

на на рис. 1. В общем случае очаг пластической деформации был представлен в виде двух зон: 1 –

зоны обжатия со свободной внутренней поверхностью трубы; 2 – зоны с обжатием внутренней по-

верхности трубы на оправке. Учитывались также сдвиговые касательные напряжения на границах

между зоной 1 и недеформированной (исходной) частью трубы с одной стороны и между зоной 2

и частью трубы в калибрующей зоне с другой стороны.

Исходными данными для расчета являются (рис. 1): исходные наружный диаметр трубы D

и толщина s

, конечные диаметр d и толщина s , длина калибрующей зоны l , угол конусности

волоки α° , коэффициент трения f и кривая упрочнения (или ее аппроксимация) материала тру-

бы при заданной температуре, необходимая для определения начального напряжения текучести

(

предела текучести) σ

и конечного напряжения текучести σ

sк

Рис. 1. Расчетная схема волочения на короткой оправке.

Расчет ведется в следующей последовательности:

Секция 4. Сортопрокатное и волочильное производство

404

Вычисляем внутренние диаметры трубы до и после волочения:

=D – 2s

, d

=d – 2s ;

2. Вычисляем начальную и конечную площади поперечного сечения трубы:

;)(

, )(

ddFDDF −=−=

3. Определяем степень деформации: e

=ln(F

/F) ;

Для данной степени деформации по кривой упрочнения находим σ

sк

, после чего определяем

среднее напряжение текучести:

;

к0 ss

5. Находим

,sin1cos , sinsin

γγαγ

−==

x=cosγ – cosα ;

6. Вычисляем вспомогательные величины: k=D

(для безоправочного волочения не вычисля-

ется) и k

=D/d . Если k≥k

, то это означает, что очаг пластической деформации имеет вид,

показанный на рис. 2, с учетом чего расчет следует продолжать с п. 7

(для безоправочного во-

лочения следует переходить к п. 7

не проверяя неравенства);

Рис. 2. Расчетная схема волочения на короткой оправке при увеличенной конечной толщине

трубы.

7. Определяем фактор трения:

;

sin1

tg5,0ln21

−

8. Находим напряжение волочения:

короткооправочное











































+= k

xks

sin

2ln

sin

1155,1

αµ

;

)5,0(

cos1

cos

sin5,0



















ddl

πµ

αα

Секция 4. Сортопрокатное и волочильное производство

405

длиннооправочное

















































= .

2cos1

cos

sin5,0ln

sin

2ln155,1

xks

πµ

αα

αµ

. Находим вспомогательные величины (рис. 2)

)sin(cos

sin)(

αγ

ddD

−−

−

=arctg

– arcsin

=0,5sin

tg2

определяем

фактор

трения

sin1

tg5,0ln)/2(1

kxT

−−−

после

чего

подсчитываем

вспомогательную

величину

sin

–

;

если

<0,0001 ,

то

следует

принимать m

=0,0001;

Находим

напряжение

волочения

безоправочное

;

cos1

cos

sin5,0

ln2





































αα

ασ

короткооправочное

;

)5,0(

cos1

cos

sin5,0ln2





































ddl

πµ

αα

ασ

длиннооправочное

2cos1

cos

sin5,0ln2





































πµ

αα

ασ

При

необходимости

подсчета

силы

волочения

используем

формулу

Нами

была

произведена

детальная

проверка

вышеприведенных

расчетных

формул

путем

сопос

тавления

получаемых

по

ним

результатов

опытными

данными

других

исследователей

Во

всех

расчетах

принято

что

=12

Коэффициенты

трения

длины

калибрующих

зон

выбирались

полном

соответствии

указаниями

содержащимися

источниках

информации

откуда

брались

экспериментальные

данные

Например

для

экспериментов

проводившихся

на

Московском

труб

ном

заводе

ввиду

использования

высококачественных

смазок

брался

коэффициент

=0,08 ,

опре

деленный

самими

работниками

завода

Если

такие

данные

отсутствовали

то

принималось

что

=0,1,

=(2…2,5)

соответствии

рекомендациями

Альшевского

приведенными

рабо

те

[5].

Расхождение

подсчитывалось

по

формуле

.%100

−

Если

использованных

рабо

тах

имелись

данные

по

напряжениям

текучести

то

они

брались

непосредственно

из

этих

работ

;

если

такие

данные

отсутствовали

то

они

брались

из

справочников

[9, 10].

тех

случаях

когда

выполнялись

расчеты

нескольких

маршрутов

труб

из

одного

материала

для

автоматизации

расче

тов

на

ЭВМ

использовались

приводимые

ниже

показательные

аппроксимации

практически

точно

совпадающие

реальными

кривыми

упрочнения

случае

единичных

расчетов

(

для

отожженных

стали

=150

МПа

для

меди

=100

МПа

для

латуни

=150

МПа

)

величина

sк

бра

лась

непосредственно

кривой

упрочнения

(

для

кривых

приведенных

не

логарифмических

де

формациях

производился

соответствующий

известный

пересчет

[9]).

Результаты

расчетов

приве

дены

таблицах

Напряжения

текучести

отожженных

материалов

Секция 4. Сортопрокатное и волочильное производство

406

ст.20 160 МПа , 2090 2050e 120e

МПа ;

i i

e e

s s

σ σ

− −

= = − +

Х18Н10Т

; МПа e270e11201590 , МПа 200

−−

−−==

σσ

; МПа e180e170400 , МПа 50 Д16

−−

−−==

σσ

ст.20 теплая

; МПа e90e9301160 , МПа 140

−−

−−==

σσ

. МПа e350e331955 , МПа 274 Х18Н10Т

−−

−−==

σσ

Из таблиц 1 и 2 видна хорошая сходимость расчетных значений с экспериментальными.

Таблица 1.

Результаты расчета напряжений волочения на короткой оправке и их сравнение с эксперимен-

тальными данными

№

Материал

Фор-

мула

мм

sк

МПа

, %

Данные

ст.20

(2)

3,1

3,0

0,08

419 289

215,4

199,8

7,3

[6]

2 (1)

3,1

2,5

676 418

373,3

390,5

–4,6

3 (2)

2,2

2,1

437 298

245,5

220,1

10,3

4 (1)

2,2

1,8

657 408

381,2

375,8

1,4

(2)

83×2,5

2,4

429 295

233,7

241,8

–3,5

2,3

491 326

264,6

276,1

–4,4

2,2

555 358

297,4

321,9

–8,2

8 (1)

2,1

621 390

339,8

361,0

–6,3

9 (2)

2,0

1,7

658 409

361,9

397,0

–9,7

(1)

3,35

2,5

0,1

737 449

487,4

531,0

–8,9

[5]

1,5

33,5

1,25

3 459 309

275,6

257,0

6,8

ст.10 (2)

4,5

3,9

620 385

317,0

344,8

–8,8

[3]

медь (1)

2 25,2

1,6

5 430 265

252,6

249,6

1,2

Л63 600 375

357,4

388,0

–8,6

0Х18Н10Т

(2)

25×1

21,3

0,91

2,5

704 452

389,8

370,0

5,1

[7]

(1)

21,3

0,75

868 534

588,5

610,0

–3,7

21,3

0,68

934 567

722,1

755,0

–4,6

Д16

49,3

48,1×1,58

0,05

177 113

60,0 59,3 1,2

[1]

49,4

215 133

81,6 76,2 6,6

49,7

241 145

102,2

93,5 8,5

49,8

252 151

114,7

106,0

7,6

52,4

48,1

1,56

238 144

98,3 97,5 0,8

(2)

55,2

48,1

1,56

243 147

105,8

107,5

–1,6

58,2

48,1

1,58

240 145

111,2

111,5

–0,3

Секция 4. Сортопрокатное и волочильное производство

407

Таблица 2.

Результаты расчета напряжений безоправочного волочения и их сравнение с экспериментальными

данными

№

Материал

мм

sк

МПа

, %

Данные

ст.20

теплая

1,95 22

2,2

0,08

583

361 457,3

430,8 5,8

[8]

1,93 25

2,2

556

348 420,9

392,5 6,8

2,85 32

3,0

529

335 327,5

341,2

−

4,2

2,70 38

3,0

401

270 204,0

181,2 11,2

Х18Н10Т

25×1,0

1,09

0,1

696

485 405,4

390,0 3,8

[7]

15,5

1,04

747

511 576,8

580,0 –0,6

1,01

802

538 887,0

800,0 9,8

6,0 42

6,0

621

447 194,8

215,3

−

10,5

[4]

2,6 34

2,6

682

478 331,2

288,7 12,8

1,9 35

1,9

631

452 275,1

253,2 7,9

1,7 30

1,7

690

482 372,3

350,8 5,8

2,7 27

2,7

692

483 330,3

330,1 0,1

3,9 26

3,9

687

481 289,5

325,2

−

12,3

Для более детальной проверки было произведено также выборочное определение оптимальных

углов α

опт

методом последовательных приближений (можно также просто задаваться нескольки-

ми значениями α , например, α= 11, 12, 13, 14, 15°, находя угол, при котором будет наименьшее

значение q). В результате для волочения на короткой оправке (таблица 1) было найдено: для №

12, 20 - α

опт

= 11°; для № 9, 13, 14, 21, 22 - α

опт

= 12°; для № 15, 23 - α

опт

= 13°; для № 2, 4, 7, 8 -

опт

= 14°; для № 1, 3, 5, 6, 11, 16, 24 - α

опт

= 15°, что полностью совпадает с известным диапазоном

10-15°

оптимальных углов для волочения на короткой оправке, приведенным в работах [2, 3, 4].

Для безоправочного волочения (таблица 2) было получено: для № 3 - α

опт

= 6°; для № 1, 2, 6 - α

опт

7°;

для № 7 - α

опт

= 8°; для № 4 - α

опт

= 10°, что также совпадает с экспериментальными данными 5-

9°

из работы [2].

Было также произведено и выборочное сравнение напряжений волочения на короткой и длинной

оправках. В результате установлено (таблица 1), что при длиннооправочном волочении напряже-

ние составляет: для № 6 – 392,2 МПа (19,5%); для № 17 – 722,1 МПа (15,9%); для № 22 – 84,1 МПа

(14,4%). Установленное снижение практически полностью совпадает с приведенным в работе [3]

диапазоном снижения в 15-20%.

Таким образом, проведенная тщательная проверка полученных формул подтвердила их достовер-

ность и хорошую сходимость с известными экспериментальными данными, что позволяет реко-

мендовать использование этих формул в практических расчетах.

Литература

Перлин И. Л., Ерманок М. З. Теория волочения. М.: Металлургия. 1971. 448 с.

Биск М. Б., Греков И. А., Славин В. Б. Холодная деформация стальных труб. Т. 1. Свердловск:

Среднеуральское кн. из-во. 1976. 231 с.

Обработка цветных металлов и сплавов давлением / Богоявленский К. Н., Жолобов В. В., Лан-

гихов А. Д., Постников Н. Н. М.: Металлургиздат. 1973. 471 с.

Секция 4. Сортопрокатное и волочильное производство

408

Потапов И. Н., Коликов А. П., Друян В. М. Теория трубного производства. М.: Металлургия.

1991. 424 с.

5. Савин Г. А. Волочение труб. М.: Металлургия. 1993. 335 с.

6. Дмитриев В. Д., Елманов В. И., Шумилов Л. В. Исследование и совершенствование технологии

производства труб для карданных валов автомобильной промышленности с целью повышения

точности их геометрических размеров // Отчет по НИР ВЗМИ № ГР 78075575855. 1980. 68 с.

7. Аранович А. В., Орро П. И., Ковалевский Н. Г. и др. Теплое волочение труб из нержавеющей

стали // Сталь. 1973. № 4. С. 347-350.

8. Рытиков А. М., Савкин В. П., Ламин А. Б., Гроховский В. М. Волочение труб с нагревом за

волокой // Теория и практика процессов производства труб: Научные труды ВЗМИ. Т. 22. М.

1976.

С. 180-185.

9. Кроха В. А. Упрочнение металлов при холодной пластической деформации. Справочник. М.:

Машиностроение. 1980. 157 с.

10. Холодная объемная штамповка. Справочник / Под ред. Г. А. Навроцкого. М.: Машинострое-

ние. 1973. 496 с.

Секция 4. Сортопрокатное и волочильное производство

409

КОМПЛЕКСНАЯ МЕТОДИКА ПРОЕКТИРОВАНИЯ СТАНОВ ВИНТОВОЙ ПРОКАТКИ

С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ МЕТОДОВ ВИЗУАЛИЗАЦИИ И 3D МОДЕЛИРОВАНИЯ

Онучин А.Б., Стоппе Е.В., Гончарук А.В.

Россия, НИТУ «МИСиС», alexustasy@gmail.com, ekaterinastoppe@yandex.ru

Задачи расширения сортамента и повышения точности горячекатаного проката требуют раз-

вития технологии прокатного производства, создания новых прокатных станов тесно связаны с

совершенствованием конструкций прокатных станов и их узлов, вопросами снижения металлоем-

кости оборудования, сокращения сроков проектирования и затрат на изготовление. Использование

современных методов компьютерного моделирования позволяет повысить обоснованность выбора

характеристик оборудования за счет учета технологических, конструкционных и эксплуатацион-

ных факторов.

Одним из наиболее продуктивных путей реализации принципа стационарной винтовой

прокатки в пространстве малых сечений прутков (менее ∅50...60) представляется создание единых

технико-технологических систем «деформирование металла - конструкция стана». Положитель-

ная особенность этих систем заключается в том, что их состояние с достаточной для практическо-

го проектирования полнотой описывается единым набором инвариантных параметров, каждый из

которых в одинаковой степени является и технологическим и конструктивным.

Следует отметить, что сама возможность системного подхода стала реально обоснованной

лишь после тщательной расчетно-методической подготовки и промышленной отработки основных

технико-технологических компонентов стационарной винтовой прокатки сплошных заготовок и

прутков. Одним из главных итогов наработанного опыта следует считать, что рациональная об-

ласть параметров деформирования металла имеет вполне определенные и весьма узкие рамочные

ограничения, слабо зависящие от прокатываемого материала.

Свойства конкретной стали или сплава присутствуют в технологических режимах в виде

температурного интервала обработки, допустимых коэффициентов вытяжки за проход

µµ

доп

(или в

количестве проходов при заданной суммарной деформации), предельной скорости вращения заго-

товки. А рациональная конфигурация очага деформации, калибровка валков и параметры внут-

ренних траекторий практически не связаны как с обжатием за проход, так и количеством выпол-

няемых проходов, т.е. имеют высокую степень инвариантности относительно свойств материала.

Кроме того, в рациональных режимах формоизменения отсутствуют ограничения максимальных

обжатий по условиям естественного захвата и вращения заготовки, а минимальных по заполнению

калибра и устойчивости раската в силу предупреждающего выполнения их спецификой процесса.

Отмеченные обстоятельства собственно и создают основу для развития принципа стационарной

винтовой прокатки в новое конструктивно-технологическое качество, специально ориентирован-

ное на производство прутков мелких сечений.

Суть нового подхода заключается в последовательном выполнении следующих этапов иссле-

довании и разработок (на примере прокатного стана): проектирование технологии прокатки и оча-

га деформации – разработка рабочих валков и технологического инструмента (рис. 1) – расчет и

выбор подшипниковых узлов (рис. 2) – проектирование кассет с рабочими валками (рис. 3) – про-

ектирование станины рабочей клети (рис. 4) - прочностной расчет рабочей клети (рис. 5) – проек-

тирование вспомогательных механизмов рабочей клети, рабочее проектирование (рис. 6) – расчет

и выбор главного привода – проектирование главного привода - разработка компоновки прокат-

ного стана с привязкой к условиям конкретного заказчика. Визуализация и расчеты выполнены с

применением систем SolidWorks и Deform 3D. Системный подход к проектированию с использо-

ванием указанного программного обеспечения в рамках единой технико – технологической систе-

мы “деформирование металла – конструкция стана” позволяет значительно ускорить процесс про-

ектирования, исключить грубые ошибки и промахи, влияние субъективного фактора.