CC BY
44
сделано заключение, что адсорбция хлорида идёт в тех местах, которые в последующем являются зародышами питтингов. Адсорбция хлорида зависит от потенциала электрода.
Применительно к сплавам системы Al+6 % Li+La, следует отметить, что с ростом концентрации хлорид-иона в электролите, потенциалы свободной коррозии, коррозии, питтин-гообразования и репассивации смещаются в отрицательную область, что, в свою очередь, сопровождается ростом скорости коррозии сплавов при переходе от 0,03 %-ного к 3 %-ному электролиту NaCl.
Список литературы
1. Fei Zhang, Jian Shen, Xiao - Dong and others Homogenization heat treatment of 2099 AlLi Alloy // Rare Metals. 2014. Vol. 33 (1). Pp. 28-36.
2. Норова М.Т., Ганиев И.Н., Ганиева Н.И. Коррозия алюминиево-литиевых сплавов с щелочноземельными металлами. Германия: Изд. дом LAP LAMBERT Academic Publishing,
2012. 110 с.
3. Луц А.Р., Суслина А.А. Алюминий и его сплавы. Самара: Самарск. гос. техн. универ.
2013. 81 с.
4. Bairwa M.L., Date P.P. Effect of heat treatment on the tensile properties of Al-Li alloys Journal of Materials Processing Technology 153-154 (2004) 603-607.
5. Fragomeni J., Wheeler R., Jata K.V. Effect of single and duplex aging on precipitation response, microstructure, and fatigue crack behavior in Al-Li-Cu alloy AF/C-458 // J Mater Eng. Perform. 2005. № 50 (1):18.
6. Ганиев И.Н., Умарова Т.М., Обидов З.Р. Коррозия двойных сплавов алюминия с элементами периодической системы. Изд. дом LAP LAMBERT Academic publishing. 2011. 198 c.
7. Ганиев И.Н., Назаров Х.М., Одинаев Х.О. Сплавы алюминия с редкоземельными металлами. Душанбе: Маориф. 2004. 190 с.
8. Obidov Z.R., Amonova A.V., Ganiev I.N. Influence of the Ph of the medium on the anodic behavior of scandium-doped Zn55Al alloy // Russian Journal of Non -Ferrous Metals, 2013. V. 54. N. 3. Pр. 234-238.
9. Amini R. N., Ironi M.B., Ganiev I.N., Obidov Z.R., Galfan I. and Galfan II doped with calcium, corrosion resistant alloys // Oriental journal of Chemistry, 2014. V.30. N. 3. Pр. 969-973.
10. Foley R.T. Localized corrosion of aluminum alloys // ^n^sion (USA). 1986. № 5б. V. 42. Pр. 277-278.
УДК 621.778.5:677.721
ФОРМИРОВАНИЕ ГЕОМЕТРИИ КОНТАКТНОЙ ПОВЕРХНОСТИ ПРОВОЛОК ПРИ ПЛАСТИЧЕСКОМ ОБЖАТИИ ПРЯДИ*
Харитонов В.А., Иванцов А.Б., Лаптева Т.А.
ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова», Россия
Стальной канат представляет собой витое многопроволочное изделие, обладающее малой изгибной жесткостью и высокой прочностью, способное работать под высокими нагрузками, многократно изгибаясь на роликах и блоках талевых, шахтных, крановых, экскаваторных и прочих систем. Эксплуатационная стойкость стального каната во многом определяется величиной контактных напряжений, возникающих в местах соприкосновения проволок друг с другом, а также с деталями грузовых механизмов. Контактные напряжения снижают прочностные и пластические свойства проволок, поэтому возникает необходимость в их минимизации [1, 2].
*Работа проведена в рамках реализации госзадания по теме «Разработка технологии получения высокопрочных длинномерных профилей из материалов с ультрамелкозернистой структурой в условиях комбинирования процессов интенсивного пластического деформирования» (Задание № 11.1525.2014К от 18.07.2014); а также при финансовой поддержке Минобрнауки России в рамках реализации комплексного проекта по созданию высокотехнологичного производства с участием высшего образовательного учреждения (Договор от 01.12.2015 г. № 02.G25.31.0178).
Контакт между проволоками может быть точечным (при намотке каждого следующего слоя в противоположном предыдущему слою направлении), линейным (при намотке слоев в одном направлении и укладке проволок следующего слоя в канавку, образованную проволоками предыдущего слоя с тем же шагом свивки) и полосовым [1, 3], который образуется при радиальном обжатии пряди линейного касания в монолитных, вращающихся, роликовых волоках и прокатных клетях [4]. Снижение величины давления на контактную площадку пропорционально увеличению ее ширины, развитие площадки ограничивается необходимостью сохранения определенной гибкости каната, косвенно определяемой наличием межпроволочного зазора, который заполняется смазкой, снижающей трение и защищающей канат от коррозии. Поэтому на этапе конструирования круглопроволочных прядей - заготовок под пластическое обжатие, необходимо учитывать геометрические параметры образуемой контактной поверхности: ширины, кривизны и формы. В современных публикациях представлены результаты исследований влияния на величину контактных напряжений ширины формируемого в процессе деформации пряди межпроволочного контакта [5-7]. Анализ изменения кривизны и формы межпроволочного контакта при обжатии, а также их влияния на напряженное состояние пряди не производился. В настоящей работе описывается способ решения данной задачи методом конечно-элементного моделирования (МКЭ) с применением программного комплекса DEFORM (США), позволяющего с учетом свойств материала получать модель процесса деформации с возможностью визуального анализа результатов [8-20].
Разработка модели пластического обжатия проволок смежных слоев пряди в программном комплексе DEFORM
Моделирование пластического обжатия проволок смежных слоев пряди в программном комплексе Deform позволяет выявлять закономерности протекания процесса обжатия, особенности геометрии контакта проволок, визуально анализировать сформировавшееся напряженно-деформированное состояние проволок.
Построение геометрии ролика проводилось в системе трехмерного моделирования Компас-SD 6V, геометрия прямолинейной проволоки взята из примитивов предпроцессора Deform. Для создания соответствующего напряженного состояния при моделировании взаимодействий отдельных проволок использовались жесткие опоры.
В процессе моделирования приняты допущения:
- деформацию проволок считаем аналогичной осадке цилиндров [21];
- за очаг деформации принимаем область течения пластической деформации.
Сопротивление деформации характеризует параметр «интенсивность напряжения»
<У «Flow stress». Связь между напряжениями и деформациями имеет вид
< = erf+ y, (1)
где c, y - коэффициенты, f - интенсивность скоростей деформаций, мм/с мм; S - накопленная в течение отрезка времени 0 <т < t деформация (2), определяемая вдоль траектории движения частицы; n, m - степенные коэффициенты деформационного и скоростного упрочнения.
t
I & (2)
о
Значение коэффициента трения в предпроцессоре Deform выбран в соответствии с законом Амонтона-Кулона «Columb» для холодной прокатки стали со смазкой и принят равным f = 0,12 [22-23].
Определение факторов, влияющих на кривизну контактных площадок проволок при обжатии пряди
Кривизна контакта может иметь три принципиально различных варианта, представленных на рис. 1.
проволока пе слоя
Благоприятная криви1 на контакта
центральная проволока
проволока первого сло
Допустимая кривизна контакта
центральная проволока
проволока п слоя
ервого
Нежелательная кривизна контакта
центральная проволока
а
б
в
Рис. 1. Разновидности кривизны межпроволочного контакта
Первый и в меньшей степени второй вариант (см. рис. 1, а, б) являются благоприятными, так как проволоки верхнего слоя могут свободно скользить по нижележащей проволоке. Третий случай (см. рис. 1, в) неблагоприятен, так как на контактах проволоки врезаются друг в друга, затрудняя относительное проскальзывание и снижая гибкость пряди. При этом на границах контактов формируются концентраторы напряжений. Поэтому в процессе обжатия важно создать такие условия, при которых кривизна проволок после обжатия будет оставаться близкой к первоначальному значению.
Кривизна контактной линии может меняться в процессе деформации и изменять знак. В процессе обжатия важно создать такие условия, при которых кривизна проволок после обжатия будет оставаться близкой к первоначальному значению.
Для определения степени влияния факторов, значимо влияющих на кривизну контакта проволок обжатой пряди, проведен полнофакторный эксперимент ПФЭ 2 . Факторы: диаметры контактирующих проволок (<), предел прочности (ов) и коэффициент Лоде (в), характеризующий схему напряженного состояния, отобраны в процессе предварительного поискового эксперимента. Определены шаги и уровни варьирования факторов. С условием развития контактной площадки на 80 % от максимально возможной, получено уравнение регрессии:
х = 220 - - 185р - 0,13<г + Шр + + 0,11 Ра - 0,03р. (3)
Как показывает анализ уравнения (3), увеличение любого из исследуемых факторов уменьшает кривизну площадки контакта между проволоками первого и второго слоев. Наименьшее влияние на кривизну оказывает прочность, наибольшее - СГН (чем больше в, тем меньше /).
Совместное действие пар факторов в и < в и ов, а также < и о - увеличивает, а совместное действие всех трех факторов - уменьшает кривизну площадки контакта. Действие двойных факторов < и в; < и ов, а также всех трех факторов - малозначимо. Таким образом, вариа-
ция каждого фактора по отдельности противоположна совместному действию пары факторов в том же направлении.
На рис. 2 представлены результаты моделирования процесса совместного обжатия двух проволок с многоуровневым варьированием диаметра проволоки верхнего слоя и напряженного состояния проволоки нижележащего слоя.
Исходная кривизна
Кривизна 1-го повива
Оптимальная величина кривизны
КривизНа2-го повива
Отношение диаметров проволок слоев
Рис. 2. Изменение кривизны контакта при варьировании диаметра проволоки верхнего слоя
Кривая 1 определяет изменение кривизны проволоки нижележащего слоя при сжатии между двумя жесткими опорами двух линейно контактирующих проволок. Схема напряжений приближена к схеме одноосного сжатия, что более характерно для проволок средних и верхних слоев пряди в начальной стадии обжатия до образования арок.
Кривая 2 определяет изменение кривизны проволоки нижележащего слоя с тем отличием, что для нижней проволоки осуществлена схема напряжений всестороннего сжатия посредством ее деформации между шестью симметричными контактами.
Кривая 3 отображает первоначальную кривизну контакта нижележащей проволоки.
Анализ графиков показывает, что наиболее благоприятные контактные условия образуются в том случае, когда диаметр проволоки вышележащего слоя составляет 40-80 % диаметра проволоки нижележащего слоя. Это позволяет сохранить кривизну нижележащих проволок максимально приближенной к первоначальной. Кривизну, наиболее приближенную к первоначальной, имеет центральная проволока, деформируемая в условиях всестороннего сжатия (кривая 2). Проволоки средних слоев пряди (кривая 1), интенсивно работающие на изгиб, имеют менее благоприятную кривизну, чем центральная проволока.
Изменение формы межпроволочного контакта в зависимости от степени обжатия пряди
Исследование влияния величины обжатия на изменение формы межпроволочного контакта проведено в программе Deform при моделировании осадки двух проволок разного диаметра между двумя жесткими опорами. Эксперимент показал появление сложных форм площадок контакта с увеличением обжатия. При образовании межпроволочного контакта двух проволок их фактические очаги деформации изначально почти одинаковы (рис. 3, а), что определяет неискаженную форму площадки контакта одинаковой кривизны по всей ее ширине.
к и
к/_
а
б
в
Рис. 3. Изменение формы контактной площадки в зависимости от степени обжатия проволок: а - благоприятная форма контакта; б - допустимая форма контакта; в - недопустимая форма контакта
С увеличением обжатия фактические очаги деформации иксообразной формы (определяются различием диаметров, прочности и напряженного состояния проволок) раздваиваются не одновременно, поэтому давления проволок на одну точку контакта могут не совпадать. Так, при равных условиях деформирования из-за больших пропорций длины и высоты очага деформации первым будет распадаться очаг деформации проволоки меньшего диаметра. Это приводит к интенсивному перемещению контактной границы большей проволокой по краям в виде набегания (деформации) и в центре (в виде вдавливания недеформирующегося клина) (рис. 3, б).
Далее при размытии и последующих распадах фактических очагов образуются различные силовые соотношения очагов с соответствующим изменением конфигурации поверхности контакта. Поверхность становится настолько искаженной, что проволоки, сцепляясь, начинают фактически деформироваться как одно целое, образуя четко выраженную совместную иксообразную область (рис. 3, в). Искажение формы площадки еще сильнее проявляется при изменении величины значимых для процесса контактообразования факторов (напряженное состояние, прочность проволок, положение проволок, крутящий момент в проволоках и прочее). Так, особенно из-за образования новых боковых площадок контакта, сопротивление деформации проволоки повышается, кривизна новой части контакта изменяется. Это искривление поверхности может отрицательно повлиять на гибкость каната и напряженное состояние проволоки на площадке контакта. Сложные формы контактов образуются при больших степенях деформаций, а также в случае выхода одной из контактирующих проволок по диаметру за предел отношения 0,4-0,8 в ту или иную сторону.
Вывод
Моделирование обжатия двух проволок смежных слоев пряди показало формирование требуемой геометрии контакта проволок: 1) неширокой контактной поверхности, образование которой значительно снижает межпроволочные напряжения и при этом не требует высоких энергетических затрат; 2) благоприятной кривизны контакта проволок максимально приближенной к первоначальному значению и не вызывающей рисков пояления новых концентраторов напряжений на границах контактов; 3) гладкой неискаженной формы контакта, не препятствующей свободному проскальзыванию проволок относительно друг друга.
Список литературы
1. Казменко В.Д. Стальной канат. Прочность и ресурс. Ленинград: Машиностроение, 1983. 72 с.
2. Мольнар В.Г., Владимиров Ю.В. Технологические основы производства стальных канатов. М.: Металлургия, 1975. 200 с.
3. Гостенин В.А., Егоров В.Д. Эволюция и перспективы развития канатного производства // Сталь. 2001. № 5. C. 43-46.
4. Харитонов В.А. Лаптева Т.А. Развитие теории и технологии пластического обжатия витых изделий. Магнитогорск, 2013. 47 с. Деп. В ВИНИТИ 14.02.2013, № 6-В2013.
5. Никифоров Б.А., Харитонов В.А., Зарецкий Л.М. Повышение эффективности производства пластически обжатых канатов // Обработка сплошных и слоистых материалов: Меж-вуз. сб. науч. трудов. Магнитогорск: МГТУ, 2005. С. 57-61.
6. Харитонов В.А., Зарецкий Л.М. Направления развития производства пластически обжатых канатов // Моделирование и развитие технологических процессов: Сб. науч. трудов. Магнитогорск: МГТУ, 2004. С. 98-104.
7. Харитонов В.А., Зарецкий Л.М. Повышение конкурентоспособности канатов на основе совершенствования существующих и разработки новых способов пластического обжатия // Eurowire Magazine. 2005. № 6. C. 79-80.
8. Чаюн И.М., Чаюн М.И. Метод конечных элементов в исследовании деформированного и напряженного состояния канатов // Стальные канаты: сб. науч. тр. Вып. 2. Одесса: Ас-троПринт, 2001. С. 24-34.
9. Wehking K., Ziegler S. Berechnung eines einfachen Seils mit FEM // Draht Magazine. 2003. № 5. C. 32-36.
10. Численный анализ расчета срока службы проволочных канатов методом конечных элементов. Vilceanu Lucia, Babeu Tiberiu Dimitrie, Ghita Eugen // Стальные канаты: сб. науч. тр. Вып. 3. Одесса: АстроПринт, 2003. С. 95-100.
11. Определение напряжений в простом канате с помощью метода конечных элементов // Новости черной металлургии за рубежом. 2004. № 5. С. 61-63.
12. Хромов В.Г., Хромов И.В. Компьютерное проектирование технологических процессов изготовления канатов с гарантированными показателями качества // Стальные канаты: сб. науч. тр. Вып. 6. Одесса: АстроПринт, 2008. С. 130-138.
13. Хромов В.Г. Развитие технологической механики стальных канатов с учетом нелинейных пластических свойств проволоки // Стальные канаты: сб. науч. тр. Вып. 7. Одесса: АстроПринт, 2009. С. 174-183.
14. Компьютерное моделирование и расчет канатной системы кольцевых канатных дорог. Патарая Д., Нозадзе Г. и др. // Стальные канаты: сб. науч. тр. Вып. 7. Одесса: Астро-Принт, 2009. С. 153-161.
15. Патарая Д., Нозадзе Г. О моделировании передачи усилия в системе приводной шкив - канат // Стальные канаты: сб. науч. тр. Вып. 7. Одесса: АстроПринт, 2009. С. 217-222.
16. Романенко В.П., Сизов Д.В. Компьютерное моделирование процесса винтовой прокатки крупных заготовок в двухвалковом стане // Известия высших учебных заведений. Черная металлургия. 2010. № 11. С. 13-16.
17. Карамышев А.П., Некрасов И.И. и др. Моделирование процессов обработки металлов давлением в DEFORM-3D с целью рационального построения технологических процессов // Металлург. 2012. № 2. С. 53-54.
18. Харитонов В.А. Разработка методики управления процессом малого пластического обжатия прядей / В.А. Харитонов, Т.А. Лаптева // Обработка сплошных и слоистых материалов: межвуз. сб. науч. тр. Магнитогорск: Изд-во МГТУ им. Г.И. Носова. 2011. Вып. 37. С. 35-39.
19. Харитонов В.А., Лаптева Т.А. Расчет распределения деформаций по сечению пряди при круговом обжатии // Вестник Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова. Магнитогорск: ФГОУ ВПО «МГТУ», 2012. № 4. С. 47-51.
20. Харитонов В.А., Лаптева Т.А. Повышение эффективности производства стальных подвижных канатов применением калибрующего обжатия прядей // Обработка сплошных и слоистых материалов. 2014. № 2 (41). С.13-18.
21. Колмогоров В.Л. Механика обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1986.
688 с.
22. Загиров Н.Н., Рудницкий Э.А. Теория обработки металлов давлением. Красноярск: Сиб. федер. ун-т, 2011. 56 с.
23. Долженков Ф.Е. Обработка металлов давлением. Донецк: ДонНТУ, 2005. 76 с.
УДК 621.771
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ВЛИЯНИЯ ИЗМЕНЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ ДЕФОРМИРУЕМОЙ ПОЛОСЫ НА МОМЕНТ В ПРОЦЕССЕ ПРОКАТКИ КАТАНКИ*
Гарстка Т., Дыя Х., Кавалек A., Кочуркевич Б.
Ченстоховский Технологический Университет, Факультет Инженерии Производства и Технологии Материалов, ал. Армии Крайовей 19, 42-200 Ченстохова, Польша
Введение
Уже много лет увеличение производительности и улучшение качества были главными факторами, определяющими направления научных работ по производству катанки, а также развития систем управления и контроля [1-3]. Благодаря этому, современная прокатка такого сортамента составляет 100 т/час для одной жилы, конечная скорость прокатки - более 100 м/с при сохранении требований по геометрии, механическим свойствам и состоянию поверхности. Такие высокие параметры были достигнуты, благодаря, кроме всего прочего, введению в прокатный поток прокатных блоков [4]. На данный момент главным направлением в совершенствовании производства катанки является стремление к ограничению количества технологических операций, таких как отжиг или патентирование. Такой подход позволяет также снизить себестоимость готовой продукции, а также сделать ее производство более экологичным путем рационализации энергозатрат. На современных прокатных станах эти цели достигаются не только путем внедрения новых технологий [5], но и путем модернизации существующих, применяя возможности современных систем управления параметрами процесса прокатки и охлаждения полосы. Именно в этом направлении работают ученые кафедры обработки металлов давлением и инженерии производства, где на данный момент реализуется проект, целью которого является разработка новой, экологичной технологии производства катанки со свойствами, позволяющими исключить патентирование в процессе производства [6, 7]. Были проведены многочисленные исследования в промышленных условиях, которые заключались в измерениях энергосиловых параметров процесса прокатки [8]. Результаты исследований и их анализ являются важным источником информации для проведения математического моделирования процесса прокатки.
В работе представлены результаты исследований влияния колебания температуры по длине деформируемой полосы на суммарный момент прокатки в десятиклетьевом блоке в процессе производства катанки диаметром 5,5 мм из высокоуглеродистой стали марки C70D. Полученные результаты являются основой для усовершенствования существующей технологии производства данного типа катанки, так как мощности прокатки в исследуемом десяти-клетьевом прокатном блоке составляют 1/3 общей мощности прокатки катанки.
Научная работа была профинансирована из средств Национального центра исследований и развития 2013-2016 гг. в рамках проекта прикладных исследований № PBS2/A5/0/2013.
