CC BY
41
Список литературы
1. Повышение равномерности охлаждения витков катанки на роликовом транспортере современного проволочного стана / А.А. Горбанев, В.В. Филиппов, С.М. Жучков и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность. 2002. № 3. С. 44-47.
2. Евтеев Е.А., Клековкин А.А., Подольский Б.Г. Реконструкция участка воздушного охлаждения катанки стана 150 // Сталь. 2010. № 3. С. 63-66.
3. Участок охлаждения катанки / Е.А. Евтеев, А.А. Горбанев, Б.Г. Подольский и др. Патент РФ № 2116849 от 10.08.1998. 7 с.
4. Усовершенствование сквозной технологии производства бунтового проката из стали марки 80Р в условиях ОАО «ММК» / А.Г. Корчунов, В.А. Бигеев, А.Б. Сычков и др. // Вестник Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова. 2013. № 2 (42). С. 29-35.
5. Особенности технологии производств высокоуглеродистой катанки / А.Б. Сычков, В.В. Парусов, Ю.А. Ивин и др. // Вестник Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова. 2014. № 1(45). С. 38-42.
6. Сычков А.Б., Малашкин С.О., Жигарев М.А. Развитие устройств и способов для термической обработки катанки // Сталь. 2015. № 10. С. 50-54.
7. Парусов В.В., Сычков А.Б., Парусов Э.В. Теоретические и технологические основы производства высокоэффективных видов катанки. Днепропетровск: АРТ-ПРЕСС, 2012. 376 с.
8. Металлургические и металловедческие аспекты производства высокоуглеродистой катанки. Магнитогорск: Изд-во Магнитогорск. гос. техн. ун-та им. Г.И. Носова, 2014. 257 с.
9. Использование комплекса Gleeble 3500 для определения критических точек микролегированной стали 80Р / Д.М. Чукин, А.И. Мешкова, А.С. Ишимов, М.С. Жеребцов // Между-нар. науч.-исследов. 2012. № 5-2 (5). С. 131-133.
10. Рекомендации по снижению насыщения водородом металла слябов на основе результатов физического моделирования / В.А. Бигеев, А.О. Николаев, А.Б. Сычков, М.А. Шекшеев, Д.М. Чукин // Металлург. 2016. № 2. С. 42-45.
11. Recommendation on alleviating the saturation of slab metal by hydrogen based on result of physical modeling / V.A. Bigeev, A.O. Nikolaev, A.B. Sychkov, M.A. Shecsheev, D.M. Chukin // Metallurgist. 2016. Vol. 60. Issue 1-2, May. P. 164-169.
12. Производство высокопрочной стальной арматуры для железобетонных шпал нового поколения / Под общей редакцией М.В. Чукина. М.: Металлургиздат, 2014. 276 с.
УДК 621.778.371
ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ ПАРАМЕТРЫ ПРОЦЕССА ВОЛОЧЕНИЯ КРУГЛЫХ ПРУТКОВ Паршина А.А.
ФГАОУВО «УрФУ имени первого Президента России Б.Н. Ельцина». г. Екатеринбург, Россия.
Определение энергосиловых параметров волочения необходимо для проектирования этого процесса, и, в частности, для построения маршрутов волочения, определения запаса прочности конца прутка, выходящего из волоки, нахождения и минимизации энергозатрат,
10
определения параметров рабочего инструмента и выбора параметров волочильного стана. К энергосиловым параметрам процесса волочения относятся, как известно, мощность, затрачиваемая на деформацию металла, значение которой необходимо для оценки энергоэффективности процесса, а также усилие и продольное напряжение волочения [1].
В большинстве известных работ [2] определение продольного напряжения волочения выполняют следующим образом. Устанавливают связь между главными радиальными и нормальными напряжениями на контактной поверхности, определяют сумму проекций продольных сил, действующих на поверхности равных радиальных напряжений на ось волочильного канала записывают приближенное условие пластичности. Интегрируя полученные уравнения в пределах геометрического очага деформации с учетом граничных условий, находят продольные напряжения волочения. В общем случае для анализа процесса волочения необходимо в отдельности нахождение составляющих полного усилия волочения, таких, как сила контактного трения на границе металл-инструмент, сила, необходимая для пластической деформации объема металла, и сила, необходимая для пластической деформации металла во внеконтактных зонах очага деформации.
Поставленные выше задачи определения энергосиловых параметров и составляющих полного усилия волочения могут быть решены на основе энергетического метода - построения уравнения энергетического баланса полной мощности (для стационарных) или работы -для нестационарных процессов обработки давлением.
При использовании этих методов возможен учет упрочнения материала и изменения сил трения вдоль контактной поверхности, например, вследствие изменения условий смазки. Применение метода энергетического баланса показано на примерах осадки с кручением [3] безоправочного и оправочного волочения труб [4, 5].
Расчетная схема очага деформации (см. рисунок) включает размеры очага и скорости течения металла. Введена ортогональная система координат гвх, а очаг деформации при волочении круглых прутков является осесимметричным.
Вытяжку при волочении ц находим в виде & = ^ , причем 5Н и 5К - исходное (заготовка) и конечное значения площади поперечного сечения прутка.
Г
В V,
р
О X
х
I
Схема очага деформации при волочении прутка
Уравнение метода энергетического баланса при волочении можно представить в виде:
РУ.
а
ЛЛ
: = 1
(1)
где Р - усилие волочения; \\ - скорость тягового органа (тянущей тележки или тянущего ба-
п
рабана); ^ - сумма мощностей, рассеиваемых в очаге пластической деформации.
1=1
Очаг деформации содержит зоны внеконтактной деформации на входе и выходе из геометрического очага деформации и объем металла, находящийся между указанными вне-контактными зонами, где происходит основная пластическая деформация.
Внеконтактные зоны имеют, как правило, криволинейное очертание, их величина в радиальном направлении и протяженность зависят от геометрии рабочего инструмента, вытяжки, коэффициента трения и др. Поскольку точное описание внеконтактных зон очага деформации весьма сложно, то в теории обработки металлов давлением [1] принято их приближенное моделирование таким образом, что происходит срез металла по поверхностям входа и выхода металла в очаге деформации (см. рисунок, точки А и В), и скорость радиального течения изменяется здесь скачком. Рассмотрим течение металла в очаге деформации, определим скорости течения и деформации.
Текущее изменение радиуса прутка вдоль очага деформации имеет вид:
■.. = ■■■ - .V
(2)
Тогда продольная скорость Ух перемещения металла в любом сечении очага деформации определяется из условия постоянства расхода секундных объемов металла в виде:
V =К,---
(3)
Условие несжимаемости, записанное через радиальную, окружную и осевую скорости деформации (г, (в, <ГХ, имеет вид [6]
(4)
Связь скоростей течения и скоростей деформации находим в виде
^ ¿г ' ¿X
¿к
(5)
Подставив (5) в (4), получим дифференциальное уравнение
&УГ V /IV
-----^ = о
аг г ах
(6)
Решение этого уравнения при учете соотношения (2) позволяет найти скорость радиального течения
(7)
Определим скорости радиального течения металла по линиям разрывов (см. рисунок,
точки А и В) при х = 0 и х = I, тогда получим
(8)
К1*=г =
tíда
(9)
Полная мощность, рассеиваемая в очаге деформации, содержит сумму мощностей среза на входе и выходе из очага деформации, мощность сил контактного трения и мощность пластической деформации в геометрическом очаге деформации. Тогда вместо (1) запишем
= У \\ ъКр&т + [| + [Ц тнау
где т5. и тк- предел текучести металла на сдвиг в плоскостях среза (I = 1,2) и контактное касательное напряжение на границе раздела металла и инструмента, соответственно; К^. - величины радиального скачка скорости металла на линии разрыва скоростей; площади среза, площадь контакта металла с рабочим инструментом, и объем, охваченный пластической деформацией.
Для определения мощности сил среза на входе в очаг деформации запишем
(11)
а на выходе
2я г,_
N.
-/ь
^т=1Г£ггаГ0
0 0 , (12) где т^ и т_г, - сопротивление пластической деформации металла на сдвиг в исходном состоянии и на выходе из очага деформации.
Величину текущего значения сопротивления деформации можно найти, принимая, что за переход волочения происходит упрочнение металла по линейному закону
Тогда, например, при х — I будет
где к - коэффициент упрочнения металла.
Подставляя (8) и (9) в (11) и (12) и суммируя, получим
(13)
Находим мощность сил трения на контактной поверхности очага деформации в виде
(14)
где тк:( - текущее значение контактного напряжения трения; - скорость течения металла вдоль контактной поверхности «металл - инструмент».
В очаге деформации при волочении прутков возникают значительные контактные давления. В этом случае величину контактных сил трения находим, используя закон Зибеля: ткх = причем / - коэффициент контактного трения, - предел текучести материала.
Скорость течения Ук определим из равенства:
V* =
к.
соэя созя(г0 — х tgaУ'
(15)
При решении полагаем постоянство коэффициента трения и нормального давления вдоль контактной поверхности очага деформации. Подставив (15) и (2) в (14), имеем окончательно
Мк = (1 - к)VТГ£ — 1п^
зша г,
(16)
При определении мощности внутренних сопротивлений примем условие пластичности Мизеса Т = т5. Находим, используя зависимости (5), (3) и (7), компоненты скоростей деформации сдвига. Вычислим, например, в виде:
(17)
Аналогично определим и . Интенсивность скоростей деформаций сдвига определим, используя зависимость [3]
С учетом осевой симметрии очага деформации и равенств = (г, можно получить [7]
(19)
где г =П^0.
Для мощности внутренних сопротивлений запишем
I гх
ЛЛ
-ш
ООО
in HrdrdOdx
(20)
Решение выполняем, рассматривая волочение без противонатяжения. Необходимые подстановки зависимостей Т и Н (20) позволяют найти
..
(21)
Полную мощность РV получаем, суммируя (13), (16) и (21). Кроме того, учтем равенства ТПд2
Тогда получим окончательно
PV1=as(l-U)V1S,
j \sm а /.
2 tga rr —— — In L 3\3 Ъ Vsin а
(22)
Определение мощности волочения позволяет с учетом производительности процесса оценивать удельные энергозатраты. Усилие волочения Р находим как отношение выражения (22) к скорости переднего конца прутка V, а продольное напряжение волочения находим в
Р ^
виде: ствол = — . Полученные соотношения позволяют, в частности, найти также угол конус-
S,
SP
ности волоки, оптимальный по усилию волочения из уравнения —= 0.
да
Численные расчеты по этому уравнению показывают, что величина оптимального угла волоки лежит в пределах а = 8-10° и зависит от свойств протягиваемого материала, коэффициента трения, вытяжки. Это позволяет для конкретных условий волочения выбирать значение оптимального угла.
Список литературы
1. Воронцов А.Л. Теория и расчеты процессов обработки металлов давлением. М.: МГТУ им. Баумана, 2014. Т. 1. 390 с.
2. Перлин И.Л., Ерманок М.З. Теория волочения. М.: Металлургия, 1971. 448 с.
3. Колмогоров В.Л., Богатов А.А., Мигачев Б.А. Пластичность и разрушение. М.: Ме-
таллургия, 1977. 336 с.
4. Шевченко А.А. и др. Совершенствование процесса и оборудования для производства холоднодеформированных труб. М.: Металлургия, 1979. 240 с.
5. Добров И.В. Развитие энергетического метода расчета силовых параметров процесса волочения полосы в монолитной волоке с противонатяжением // Производство проката. 2016. № 2. С. 36-44.
6. Качанов Л.П. Основы теории пластичности. М.: Наука, 1969. 420 с.
7. Колмогоров В.Л., Орлов С.И., Колмогоров Г.Л. Гидродинамическая подача смазки. М.: Металлургия, 1975. 256 с.
УДК 621.778
ПРОЕКТИРОВАНИЕ МАРШРУТОВ ВОЛОЧЕНИЯ ПРОВОЛОКИ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ КЛАПАННЫХ ПРУЖИН
Харитонов В.А., Усанов М.Ю., Сметнёва Н.Ю.
ФГБОУ ВО « Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова», г. Магнитогорск, Россия
На сегодняшний день одним из широко распространенных в машиностроении изделий являются пружины клапана двигателя внутреннего сгорания, изготовляемые из стальной термически обработанной проволоки. Клапанные пружины, работающие в условиях резко меняющихся динамических нагрузок, характеризуются высокой упругостью, сопротивлением релаксации и ползучести, усталостной прочностью и циклической стойкостью. Для изготовления данного вида пружин применяется проволока с высоким пределом упругости и прочности на разрыв, повышенной усталостной прочностью и релаксационной стойкостью. Изотропность физико-механических свойств и структурная однородность пружинной проволоки, упрочняемой закалкой с последующим отпуском, зависит не только от качества проведения заключительной термической обработки. Большое значение имеет режим предварительной холодной пластической деформации (ПХПД) - волочения. Получение равномерной микроструктуры и механических свойств закаленно-отпущенной пружинной проволоки определяется величиной суммарной ПХПД [1], а также степенью проработки сечения металла при каждой протяжке, то есть зависит от единичных обжатий выбранного маршрута волочения.
Составление маршрутов волочения проволоки на практике осуществляется, исходя из пластичности металла, технических характеристик волочильных машин, геометрии и расположения волок по размерам, а также экономических соображений. Маршрут волочения должен обеспечить получение качественной проволоки с достаточным запасом прочности и пластичности с максимально возможной производительностью и минимальными затратами. При составлении маршрутов необходимо учитывать значение параметра неравномерности деформации А - отношения средних характерных размеров клиновидной зоны деформации [2, 3], коэффициента запаса прочности n, а также энергозатрат для каждого блока волочильного стана в процессе волочения. Параметр А характеризует геометрию очага деформации, однако не позволяет определить напряженное состояние металла в зоне деформации. В настоящей работе предлагается использование коэффициента жесткости для оценки напряженного состояния металла в очаге деформации при составлении маршрутов волочения стальной проволоки.
