CC BY
54
Сравнение показателей стапемедной проволоки марки БСМ-1, производимой ООО «ЗМИ Профит», стребованиями российского и зарубежных стандартов
Наименование показателей качества ПроволокаБСМ-1 ЗАО «Профит » ГОСТ 3822-79, Россия ASTM B 227-70 (R 80), США DIN 48202, Германия
Диаметр проволоки, мм 4,00-0,05 4,00-0,08 4,11+0,0616 4,0+0,08
Временное сопротивление разрыву, кгс/мм2, не менее 80 75 91 62
Числоскручиваний, неменее 52 20 20 20
Число перегибов, не менее 12 8 - -
Испытание на навивание Медная оболочка не отслаивается от оердеч-никапри спиральной навивке на свой диаметр Медная оболочка не должна отслаиваться от оердеч-ника при спиральной навивке на свой диаметр - Нап роволоке не должно быть разрывов и от -спаивания меди при навивке шестью витками
Электрическое сопротивление, Ом/км, не более 3,8 4,0 4,41 4,57
Толщинамедной оболочки, мм, не менее 0,24 0,22 0,203 0,22
Содержание меди, % 33 43* 30 30
Разнотолщинность медной оболочки, % Не более 5 Свыше 50* - -
высокими показателями качества.
Однако при всех преимуществах технологической схемы твердофазного соединения элементов сталемедной композиции имеется ряд недос-татков, связанных с непредсказуемым и регулярно повторяющимся отсутствием адгезионной связи между элементами композиции, выявляющимся на всех стадиях производства сталемедной продукции. В связи с этим на основании проведенных исследований был разработан и внедрен в произ-водство комплекс мероприятий, структурная схе-ма которых представлена на рис. 3.
Внедрение всех представленных технических и технологических решений в условиях про извод -ства биметалла ООО «ЗМИ Профит» позволило:
1. Снизить количество технологических от-ходов сталемедной катанки и биметаллической продукции с 7,6 до 3,2%. Данное положение иллюстрирует гистограмма, приведенная на рис. 4.
2. Повысить экономическую эффективность производства биметаллической продукции за счет применения медной ленты марки М2 взамен марки М1. Это позволило на 8,2% снизить затраты на производство биметаллической продукции.
Месяцы 2004 и 2005 гг.
Рис 4. Гистограммаежемесячного количества технологическихотходов сырья
3. Повышение качества соединения компонентов сталемедной катанки позволило расширить сортамент производимой биметалличе-ской продукции за счет освоения производства провода ПБСМЭ с повышенной электропроводностью и эластичностью.
4. Выйти на уровень качества мировых ставдартов ASTM и DIN при производстве сталемедной продукции. Качественные показатели проволоки БСМ-1 диаметром 4,0 мм производства ООО «ЗМИ Профит» в сравнении с требованиями стандартов России, США и ФРГ приведены в таблице.
УДК 621.777
Н. Н. Довженко, И. Н. Довженко, С. Б. Свдельников
ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ ПАРАМЕТРЫ ПРОЦЕССА СОВМЕЩЕННОЙ ПРОКАТКИ-ПРЕССОВАНИЯ
В настоящее время актуальной для металлургических производств является проблема создания модульных технологий производства длинномерной продукции в виде проволоки и профилей из цветных металлов и сплавов. Одним из базовых элементов таких технологий непрерывного производства может стать разработанный на кафедре «Обработка металлов давлением» ГОУ ВПО «Государственный уни-
Рис. 1. Схемапроцессасовмещенной прокатки-прессования
верситет цветных металлов и золота» новый процесс совмещенной прокатки-прессования [1]. Для данного процесса выполнен комплекс экспериментальных и теоретических исследований, созданы лабораторная и две опыт но- промышленные установки на базе прокатных станов. Накопленный опыт, выявленные достоинства и несовершенства конструкций этих установок позволили приступить
Рис. 2. Зависимость сил на матрице Рм и валках Ре от вытяжки А при деформировании сплава АД31:
1 - Ре, калибр 14x22 мм; 2 - Р„, калибр 14x22 мм;
3 - Рв, калибр 11x15 мм; 4 - Р„, калибр 11x15 мм
к проектированию промышленного arpe -гата, для чего выполнено его структурнопараметрическое описание с помощью набора проектных параметров и сформулированы задачи разработки моделей функционирования. Весь комплекс теоретических исследований, обобщенный в работе [1], был ориентирован, в основном, на моделирование процесса прокатки-прессования с симметричным очагом деформации и не учитывал в полной мере кинематические особенности процесса деформации В данной статье рассмотрены модели для расчета таких проектных параметров, как силы на валках и матрице, моменты на валках, которые определяют мощность привода в зависимости от скорости вращения валков, требований к силовому каркасу промышленного агрегата, жесткости и прочности конструктивных элементов.
Объектом исследования является процесс совмещенной прокатки-прессования, схема которого приведена на рис. 1. Процесс осуществляется в закрытом калибре, образованном двумя валками разного катающего диаметра (R^R2), перекрытого матрицей в сечении СС'. Валки вращаются с одинаковой частотой, но катающие поверхности калибра имеют разные окружные скорости, в частности ve1>ve2, а скорость боковых стенок калибра vек изменяется пропорционально изменению радиуса от R2 до Я2к. В качестве исходной заготовки используется непрерывно-литой брус с поперечным сечением h0xb0, который задается в калибр (сечение АА') и подвергается деформации в зоне прокатки до сечения ВВ', затем подвергается распрессовке в зоне до сечения СС' и выдавливанию (прессованию) через матрицу до размера изделия hd с вытяжкой A=(hмxb)IFmd (Fmd - площадь поперечного сечения изделия). В процессе деформации при различных окружных скоростях валков действует приведенная на рис.1 схема контактных напряжений трения г,, причем т1^т2 в силу различных скоростей скольжения поверхностей валков по заготовке. Точки приложения равнодействующих сил Р1 и Р2 в условиях асимметричности процесса деформации располагаются в различных плоскостях, а моменты на валках будут определяться плечом at каждой силы по отношению к осям валков 01 и 02. Сила, необходимая для выдавливания Рпр, создает подпорное давление в остальном очаге деформации Такой характер действия сил обусловливает особенности построения моделей процесса в зависимости ог частоты вращения валков.
Одним из основных факторов, определяющих энергосиловые параметры процесса совмещенной прокатки-прессования, является вытяжка при выдавливании, в связи с чем были выполнены экспериментальные исследования на установке СПП-200 для различных сплавов. На рис. 2 и 3 представлены зависимости сил на матрице и валках, а также моментов при деформировании в горячем состоянии при температуре 480°С сплава АД31 в различных калибрах.
Анализ экспериментальных данных показал следующее. Общая закономерность заключена в том, что увеличение вытяжки приводит к росту сил на матрице (это свойственно процессу выдавливания) и на валках в связи с ростом давления подпора в очаге деформации от действия силы выдавливания. Установлено, что сила на валках всегда больше силы на матрице: это обусловлено большей контактной поверхностью заготовки со стенками калибра, чем с поверхностью матрицы. Уменьшение площади калибра почти в два раза при одной и той же вытяжке
приводит к практически такому же сни-
m от вытяжки Я при деформировании сплаваАД31:
жению сил на матрице и валках при ма- „ г „.Т „ г
^ ^ 1 - ад, калибр 14x22 мм; 2 - ад, калибр 14x22 мм;
лых вытяжках, а с увеличением вытяжки 0 с
ъ J 3 - M¿, калибр 11x15 мм; 4 - Mi, калибр 11x15 мм
разность сил в различных калибрах возрастает. Последнее обусловлено нелинейным характером прироста контактной площади калибра при увеличении его размеров.
Анализ чувствительности энергосиловых параметров процесса, приведённых на рис. 4, позволил выявить следующие общие закономерности:
- изменение силы на валках очень чувствительно к изменению силы прессования;
- момент на валке с врезом выше момента на валке с выступом практически в 2 раза, что связано с разностью площадей контакта стенок калибра с заготовкой при деформации, а скорость изменения моментов на валках значительно ниже, чем скорость роста силы на валках от силы прессования, что характеризуют значения коэффициентов чувствительности для обрабатываемых металлов, причем более чувствительно изменение моментов к силе выдавливания;
- существует корреляционная взаимосвязь между моментами на валке с выступом и валке с врезом. Процесс совмещенной прокатки-прессования (см. рис. 1) осуществляется в закрытом калибре, обра-
зованном двумя валками разного катающего диаметра (Й1>Л2), перекрытого матрицей в сечении СС'. Валки вращаются с одинаковой частотой, но катающие поверхности калибра имеют разные окружные скорости, в частности Vв1>у(2, а скорость боковых стенок калибра Vек изменяется пропорционально изме-нению радиуса от Я2 до Я2к. В качестве исходной заготовки используется непрерывно-литой брус с поперечным сечением НохЬо, который задается в калибр (сечение АА') и подвергается деформации в зоне прокатки до сечения ВВ', распрессовывке до сечения СС' и выдавливанию (прессованию) через матрицу до размера изделия с вытяжкой 'к=(кмхЬ)/Ризд (Ризд - площадь поперечного сечения изделия). В процессе деформации при различных окружных скоростях валков действует приведенная на рис.1 схема контактных напряжений трения т¡, причем т 1^х2 в силу различных скоростей скольжения поверхностей валков по заготовке. Точки приложения равнодействующих сил Р1 и Р2 в условиях асимметричности процесса деформации располагаются в различных плоскостях, а моменты на валках будут определяться плечом ^ каждой силы по отношению к осям валков 01 и 02. Сила, необходимая для выдавливания Рпр, создает подпорное давление в остальном очаге деформации Такой характер действия сил обусловливает особенности построения моделей процесса в зависимости ог частоты вращения валков.
На первом этапе рассмотрим зону продольной прокатки, поскольку в зоне рас прессовки длина
Р., кН 200
180
160
140
120
/
/
/
/ r2 = и-43,73 '1,9864 5
•
•
у-0,7165 х +9,3284 >,9179
R1 -
9 Ми кН-м
Рис. 4. Взаимосвязь энергосиловых параметров при прокатке-прессовании изделий из сплаваАД31 при температуре 480°С: а - силы на ватах Рв от силы на матрице Р„; б - крутящих моментов на ватах от силы на ватах Рв; в - крутящих моментов на ватах от силы на матрице Р„; г - крутящих моментов М2 от Мг, 1 - М; 2 - М2
дуг контакта на валках lp1 и lp2 определена удалением матрицы от плоскости 0102, проходящей че-рез оси валков.
Из условия равновесия заготовки в зоне продольной прокатки ABB'A' силы ^=7^ тогда, основываясь на подходе А.П. Грудева [2] к анализу прокатки на валках разного диаметра, можно записать
Papl4RlAhl РсР2Ь4^А^2
(1)
где рср - среднее давление; Ь - ширина калибра; АА1/2 и ДЬ2/2 - частные обжатия соответственно со стороны валка с выступом и валка с врезом, причём Ак= Ак1/2+Ак2/2.
Из условия (1) можно записать следующее соотношение:
Ahj_
Ah,
Ri
Ri
г
pcp 2 pcp1
Y
1 R1
2
m
R
(2)
■2
где, учитывая различие контактных давлений на валках 1 и 2, т=рср1/рср2.
Однако в подходе А.П. Грудева нет методики определения т и не учитывается влияние разности скоростей вращения валков на геометрию очага деформации Для определения т предложено следующее уравнение:
m =
(
1 +
2Ci^j
2R1R2 Ah
Л
m2 R + R2
R2Ah
m R1 + R2
1 +
(3)
где согласно Гелей С = 0,8(/Л/Ьср) -4,9(/Л/Ьср) + 9,6,^ - коэффициент трения поЗибелю. Длина зон очага деформации с учетом различных окружных скоростей валков будет равна
ld1 = R1-4J
2 RR2 Sh m2 R + R2
, ld 2 R2 4
2 m2 RjR2 Ah
m2 R1 + R2
(4)
Для расчета скоростей деформации, необходимых для определения сопротивления деформации металла при горячей обработке, получены следующие зависимости:
s = 2fflj
h
R1R2Ah - _ 2ю2
; Ь2 _
m2 RjR2Ah
\m R1 + R2
h0 \ m R + R
(5)
При расчёте сил на матрице и валках необходимо учитывать температурные условия в очаге пластической деформации. На основании решения уравнения теплопроводности при деформации заготовки в ввде бруса и подстановки теплофизических характеристик для алюминиевого сплава АД31 нами получено следующее уравнение:
Т = Т
изд 0
0,315 (
ГР,
Пр
АТ,
прок
■А Т )+АТ
рас у тр
-2
Т0 + 0,315 (АТ + АТ ) + А Т - Т !• 1 - exp (-1,5-J^ / Pe)
0 5 \ прок рас) тр к ~ I 5 V * /
(6)
где Т0 - температура заготовки; рпр - давление прессования; у - функция критериев Пекле Ре и Нуссельта г), определяемых по следующим зависимостям: Ре = vh0/a, г] = 1Л1/Ь0 и у= г)Ре/(\+^-Ре), причем а - коэффициент температуропроводности, V — средняя скорость перемещения сечений в очаге деформации, V = 2Л^/(Л 1+^2).
Повышение температуры за счет тепловыделения от деформации и трения определяется следующим и завис им остями :
J h
AT = — 1,15<г ln^0-
прок 5 si
cp h
Jh AT = — 1,15ст ln^; AT =x
рас c Sh ^
C' P к
2 (ld 1 + lp1 )( h0 + b)
hob
525 500 475 450 425 40Ü
Для условий: ^=210 мм, Л2=180 мм,
^=15,1, 70=480°С (сплав АД31) результаты расчёта по зависимости (6) представлены на рис. 5. Анализ полученных зависимостей показал:
- с увеличением скорости вращения валков сокращается время теплопередачи между металлом и валками, соответственно уменьшается падение температуры заготовки в зоне прокатки и рас прессовки, что приводит к повышению температуры изделия на выходе из матрицы;
- увеличение скорости вращения валков снижает влияние разности начальной
температуры между валками и металлом на температуру изделия на выходе из матрицы.
Общий подход к построению модели расчета средних контактных напряжений на валках и матрице состоял в следующем:
- определение среднего давления в зоне прокатки в калибре с учетом давлений подпора, возникающих при осадке заготовки в зоне распрессовки и выдавливании в канал матрицы;
- определение среднего контактного давления в зоне распрессовки с учетом давления подпора при выдавливании заготовки;
- вычисление общего среднего контактного давления от контактных давлений в зоне прокатки и распрессовки;
- корректировка общего среднего контактного давления с учетом его снижения от разности окружных скоростей валков при соответствующе й сте пе ни деформации.
На основании такого подхода получили формулу для определения средних контактных напря-жений на валках
0 2 4 6 8 !0 12 |4 л. сб/мнк
Рис. 5. Расчетная зависимость температуры изделия Тизв на выходе из матрицы от частоты вращения валков п:
1 - 7"в=150°С; 2 - 7"в=200°С; 3 - 7>250°С; 4 - 7>300°С; 5 - 7>350°С
Рвал -
(f.T)
f і \
1.15 + - 1.15ln (t1) +----------p=^ - 1,15-p^
’ 4 ’ 4 о, (£, T) yl-. b
(7)
где <гх - среднее сопротивление деформации в функции от средней скорости деформации и температуры; Ь - ширина калибра; г) = Нм/Нк;рпр- давление выдавливания,рпр=^( <;пр,7^)(1+1,41пА).
Рассогласование окружных скоростей валков приводит к снижению средних контактных напряжений на валках, поэтому предлагается учитывать снижение среднего контактного давления в зависимости от разности окружных скоростей валков при соответствующей степени деформации следующе й завис имостью:
Ьр =Рв
(8)
где у1 и у2 - окружные скорости валков, в - степень деформации при прокатке, е = Дй/Л0.
С учетом (8) среднее контактное напряжение на валках будет равно рвал= Рвал-^Р, а сила на валках Р = (реал-кр)(1сі1+1р1)Ь.
Сравнение экспериментальных и расчетных данных (рис. 6) показало достаточно высокую сходимость расчетных и экспериментальных значений сил на матрице и валках, кроме того, работоспособность и достоверность разработанных моделей подтверждается сохранением закономерно -стей изменения расчетных данных при изменении экспериментальных параметров вытяжки при выдавливании.
Из рис. 1 видно, что равнодействующие Р1 иР2 образуют с центрами валков разные по величине плечи а 1 и а2, поэтому моменты, которые необходимо приложить от привода к каждому валку, будут различ ны:
- для валка с врезом (валок с Я2 по дну калибра)
М2 = ^2-а2 = Тг^іп^ ± А); (9)
- для валка с выступом (валок с Я1 по выступу)
М = РГгц = ^1^1Біп(^1 ±у01), (10)
100
80
^ 60
40
20
О
1 ""’д
і \ ^— 2 3
4
10
15
причем знак минус берется тогда, когда точка приложения равнодействующей находится правее линии ВВ'.
Поскольку (у2 + /32) > (у1 + Р\) иР2 > Р1, то из формул (9) и (10) следует, что М2 больше М1, т.е. даже при условии Р2 = Р1 для привода нижнего валка требуется больший крутящий момент, чем для привода нижнего. Этот вывод хорошо под -тверждается приведенными ранее экспериментальными данными на рис. 2.
Силы Р1 и Р2 зависят от Рпр(Х), следовательно, М1[Р1(Рпр(Щ и М2[Р2(Рпр(Щ будут возрастать при увеличении вытяжки X при выдавливании, что соответствует экспериментальным данным, приведенным на рис. 2.
Исходя из условия равновесия горизонталь -ных сил можно записать
Р „р — Х\ — Х2 — 0,
откуда следует:
(11)
Рис. 6. Зависимость силы на матрице Рм и валках Ре от вытяжкиЛ при прессовании наустановке С ИИ-200 сплаваАД31 притемпературезаготовки 480° С: а - калибр 11x15 мм; б - АД31, калибр 14x22 мм;
1 - сила на ватах Рв экспериментальная; 2 - сила на валках Рв расчетная; 3 - сила на матрице Р„ экспериментальная; 4 - сила на матрице Р„ расчетная
Моменты от вертикальной силы:
М1 у = У щ1с1\;
М2 у = У2 У^сй,
Хі — Рпр - Х2; (12)
Х2 — Рпр - Хі. (13)
Тогда с учетом (12) и (13) моменты на валках от горизонталь ных сил будут равны:
М1 х — (РПр - Х2) Я1;
М2Х=(Р пр - Х[)^2.
(14)
(15)
(16)
(17)
где щ и ^2, - эмпирические коэффициенты плеча.
На основании анализа экспериментальных данных предлагается для расчёта использовать: цт1 для алюминия и меди 0,05___0,1, для свинца 0; щ. для алюминия и меди 0,5...0,6, для свинца 0_0,1.
Сравнение экспериментальных и расчетных энергосиловых параметров при прокатке-прессовании на установкеСПП200
Размеры изделия, мм М агериал Поперечное сечение заготовки Н0 хЬ0, мм2 Сечение калибра ИхЬ, мм2 Коэффициент вытяжки при прессовании X Тзаг, °С Моменты, кН-м
М1 (эксп) М1 (расч) ДМ, % М2 (эксп) М2 (расч) дм2, %
04 РЬ+2%БЬ 22x22 14x22 43,8 20 2,80 2,89 -3,11 5,90 5,46 7,48
0 6 РЬ+2%БЬ 22x22 14x22 19,5 20 3,50 3,31 5,54 6,10 6,02 1,23
0 8 РЬ+2%БЬ 22x22 14x22 11,0 20 4,00 3,82 4,63 6,40 6,19 3,25
0 6 АД31 20x20 14x22 19,5 480 5,30 6,24 -17,72 13,20 12,53 5,07
0 8 АД31 20x20 14x22 11,0 480 6,90 6,82 1,12 14,00 13,46 3,85
010 АД31 20x20 14x22 7,0 480 7,50 7,60 -1,32 14,90 14,80 0,70
0 5 АД31 14x14 11x15 16,8 480 1,60 1,65 -2,87 3,30 3,29 0,38
0 7 АД31 14x14 11x15 8,2 480 2,40 2,43 -1,13 4,90 4,58 6,55
0 9 АД31 14x14 11x15 5,0 480 3,30 3,26 1,12 6,80 6,32 7,04
0 8 А7 20x20 13x22 11,0 470 4,90 4,89 0,14 6,50 6,50 -0,06
0 9,5 А7 20x20 13x22 7,8 470 5,30 5,22 1,53 7,20 7,16 0,59
011 А7 20x20 13x22 5,8 470 5,80 5,54 4,48 8,00 7,82 2,28
0 5 А7 14x14 11x15 16,8 470 1,30 1,40 -7,92 3,00 2,85 5,07
0 7 А7 14x14 11x15 8,2 470 1,60 1,56 2,63 3,40 3,30 2,96
0 9 А7 14x14 11x15 5,0 470 2,20 2,19 0,45 4,60 4,52 1,82
Сравнение экспериментальных и расчетных данных представлено в таблице. Анализ их сравнения показывает достаточно высокую сходимость расчетных значений с экспериментальными, выполняются закономерности, присущие практическим данным. Следовательно, предложенная модель расчета моментов может быть рекомендована для практического использования в технологических и проектных расчетах.
Выводы
На основании экспериментальных и теоретических исследований для процесса совмещенной прокатки-прессования разработан комплекс моделей:
- геометрии асимметричного очага деформации при прокатке-прессовании для определения следующих параметров: углов захвата и длины контакт ных дуг на валках в зависимости от радиусов валков и окружных скоростей их вращения; длины очага деформации; распределения обжатий под валками; коэффициента формы очага деформации под каждым валком и среднего для очага деформации; площадей контактных поверхностей;
- расчета средних давлений на валки при прокатке-прессовании с учетом подпора от давления прессования и снижения давлений на валках при сочетании разности их окружных скоростей вращения со степенью деформации Показано, что в условиях совмещенной прокатки-прессования правомерно применение расчета средних давлений по средним геометрическим размерам асимметричного очага деформации;
- оценки температурных условий процесса совмещенной прокатки-прессования с учётом двумерного теплового потока в калибре;
- расчета моментов на валках.
Библиографический список
1. Сидельников С.Б. Комбинированные и совмещенные методы обработки цветных металлов и сплавов / С.Б. Сидельников, Н.Н. Довженко, Н.Н. Загиров. М.: МАКС Пресс, 2005. 344 с.
2. Грудев А.П. Теория прокатки: Учебникдля вузов. М.: Металлургия, 1988. 240 с.
УДК 621.771.24
Ю. А. Бодяев, Б. А. Басов, Г. А. Куницын, Р. В. Файзулина, О. Н. Молева, Д. В. Соханчук
РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ ПРОИЗВОДСТВА ТОНКИХ ХОЛОДНОКАТАНЫХ ПОЛОС ИОД ПОЛИМЕРНОЕ ПОКРЫТИЕ
При введении в эксплуатацию агрегата полимерных покрытий австрийской фирмы «Уое81-А1рте» в 2004 году в ОАО «ММК» окрашивание производили на оцинкованной полосе. Но в современных условиях появились потребители, как на внутреннем, так и на внешнем рынке, которым потребовался окрашенный черный прокат размерами 0,22_0,40х 820_850 мм. В связи с этим возникла необходимость в разработке технологии производства тонких холоднокатаных полос под полимерные покрытия.
Основными требованиями к металлопрокату для окрашивания являются: микрорельеф и чистота поверхности, а также плоскостность полос.
Поскольку выше указа нный сортамент соот -ветствует сортаменту цеха жести, холоднокатаный прокат под окрашивание производили по технологии производства жести с очисткой металла в агрегатах электролитического обезжиривания . Степень очистки полос после обезжиривания составила в среднем 97-98%.
Плоскостность холоднокатаных полос под полимерное покрытие обеспечивается профилем поперечного сечения горячекатаного трав-
леного подката с выпуклостью от 0,02 до 0,04 мм. Холодная прокатка горячекатаных полос с клиноввдным профилем от 0,05 мм и выше приводила к односторонней волнистости полос, прохождение которых по агрегату полимерных покрытий сопровождалось дефектами, в частности «непрокрасами».
Так как микрорельеф поверхности полосы определяется процессом дрессировки, то можно влиять на этот показатель, используя рабочие валки с различной шероховатостью. Оценку поверхности производили по двум показате-лям: Ra - среднее арифметическое отклонение микропрофиля и n - количество пиков на единицу поверхности.
Измерения микрорельефа поверхности полосы производили прибором «Профилограф-профилометр 252», валков - профилометром типа «Pocket Surf».
Комплектовку валков дрессировочных станов производили по двум вариантам:
- первая клеть - насеченные валки; вторая -шлифованные;
- обе клети - насеченные валки
