CC BY
10
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
Научный редактор раздела докт. техн. наук В.Л. Бережной
УДК 669.716
ИССЛЕДОВАНИЕ СКОРОСТНОГО РЕЖИМА ПРОКАТКИ СЛЯБА ИЗ АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ МКЭ
Ю.Н. Логинов, докт. техн. наук, М.Ю. Середкина
(Уральский федеральный университет им. первого Президента России Б.Н. Ельцина,
г. Екатеринбург, e-mail: j.n.loginov@urfu.ru)
Методом конечных элементов в трехмерной постановке выполнены расчеты скоростей деформации при прокатке слябовой заготовки из алюминиевого сплава. Показано, что скорости деформации распределены неравномерно по толщине проката и сравнительно равномернее по ширине проката. Дополнительно выполнена оценка скоростного режима работы прокатного стана и показана возможная неравномерность распределения скоростей деформации по длине проката. Сделан вывод о том, что неравномерность распределения скорости деформации может быть причиной неодновременно происходящей рекристаллизации. Это является одной из причин неравномерного распределения свойств по объему проката.
Ключевые слова: толстолистовая прокатка, алюминиевые сплавы, структурный эффект упрочнения, метод конечных элементов, скорость деформации, рекристаллизация, неравномерность свойств.
Investigation of Aluminium Alloy Slab Rolling Speed Mode. Yu.N. Loginov, M.Yu. Seredkina.
Calculations of strain rates for aluminum alloy slab blank rolling were made by the finite element method in three-dimensional formulation. It is shown that the strain rates are unevenly distributed across the thickness of rolled products and relatively evenly across the width. Additionally, rolling mill speed mode was estimated and possible uneven distribution of the strain rates along the length of the rolled products is shown. It was concluded that the uneven strain rate distribution can be the cause of non simultaneous recrystallization. This is one of the causes of uneven distribution of properties through the thickness of the rolled products.
Key words: thick sheet rolling, aluminium alloys, structural effect of strengthening finite element method, strain rate, recrystallization, unevenness of properties.
Экспериментальные исследования ВИЛСа [1-4] показали, что характеристики алюминиевых сплавов, обладающих свойством структурного упрочнения (дюралюмины, авиали и др.), чувствительны к скорости деформации. Показано, что применение умеренных скоростей деформации приводит к достижению не-рекристаллизованного состояния для ряда сплавов, что после закалки и старения обеспечивает повышение прочностных свойств. Прием использования малых скоростей де -
формации для достижения эффекта структурного упрочнения используется в традиционной технологии прямого прессования алюминиевых сплавов с потерей в производительности* [5-7]. С учетом влияния изменений скорости деформации в самом про-
* Примечание научного редактора. Эффект структурного упрочнения в равномерно интенсивных процессах прессования с активными напряжениями трения и макросдвига реализуется без существенной потери скоростей.
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
цессе на геометрию полуфабрикатов и распределение механических свойств вэтой же области предложены пути выравнивания скоростей и деформаций [8-10], что говорит о стремлении совершенствовать технологию прессования, раскрыть ее новые возможности и повысить качество продукции [10].
Аналогично рассматриваемая здесь прокатка обычно характеризуется как самый производительный процесс обработки металлов давлением. Достигается это преимущество высокой скоростью вращения инструмента. Упомянутое достоинство превращается в недостаток в случае обработки алюминиевых сплавов, обладающих эффектом структурного упрочнения. При высокой скорости обработки происходит динамическая рекристаллизация, и прочностные свойства полученного полуфабриката снижаются. Например, эффект повышения прочностных свойств полосы при снижении скорости прокатки алюминиевого сплава 6061 выявлен в работе [11]. А сравнение зеренной структуры алюминиевого сплава и деформированного состояния, определенного методом конечных элементов в программе ABAQUS применительно к плоской прокатке, выполнено в работе [12].
Для получения более прочной продукции можно было бы просто снизить скорость прокатки, но этому препятствует большая площадь прокатываемой полосы: она активно отдает тепло, в отличие от слитка при прессовании, который заключен в подогретый контейнер пресса. Поэтому так прокатать полосу при сохранении ее теплосодержания не удается. Кроме того, современный процесс горячей прокатки основан на технологическом применении эмульсии как вещества, снижающего контактное трение, препятствующего налипанию металла на валки и рольганги и смывающего продукты износа полосы, возникающие в зонах опережения и отставания в валках. Эмульсия дополнительно охлаждает прокатываемый металл.
Вместе с тем вопрос выбора требуемой скорости деформации при прокатке, остается актуальным. До сих пор в технологии изготовления толстых плит из алюминиевых сплавов [13, 14] часто наблюдается неоднородность распределения структуры и свойств по тол-
щине изделия* [15]. В случае прокатки толстых плит скорости деформации по толщине полосы могут оказаться существенно разными, что приведет к различному проявлению эффекта структурного упрочнения, и свойства будут сильно отличаться.
Целью работы является оценка скорости деформации в начальной стадии прокатки полос из алюминиевых сплавов. Выбор начальной стадии прокатки, то есть, по существу, первого прохода, обусловлен тем, что в этом случае скорости деформации окажутся невелики, что может позволить оценить эффект структурного упрочнения.
Скорости деформации при прокатке связаны с обжатиями. При построении режима обжатий и скоростных режимов обычно руководствуются правилами, в соответствии с которыми в первых проходах не рекомендуется применять скорость прокатки больше 1,0-1,2 м/с, особенно при допустимо больших обжатиях, так как вследствие интенсивного налипания значительная часть наружной поверхности полосы может покрыться трещинами. Кроме того, в первых проходах учитывается возможность сдвига плакирующих листов, при этом его вероятность больше при ударных условиях захвата.
При дальнейшей прокатке величина обжатия часто лимитируется только углом захвата и силовыми условиями прокатки. Поэтому обжатия по проходам обычно распределяются таким образом, что в начале прокатки они равны 8-10%, а затем по мере дробления литой структуры и повышения пластичности сляба увеличиваются, достигая в последних пропусках 45 % и более. При построении режимов обжатий полезно учесть и другие критерии, например, принцип экономии энергии [16]. Сверх того, при прокатке на реверсивном стане часто учитывают принцип четности или нечетности проходов, что вынуждает перераспределять обжатия и что влияет на скорости деформации.
Методически первым приближением в расчете скорости деформации при прокатке является использование аналитических формул,
*Примечание научного редактора. Это изучалось еще в ранних работах И.М. Павлова.
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
полученных разными авторами в разное время. Следует отметить, что практическое применение результатов расчета скорости деформации до недавнего времени заключалось в том, чтобы использовать эти данные для определения сопротивления деформации (в другой формулировке это напряжение пластического течения). Поэтому формулы выводились с прицелом на определение средних значений скорости деформации в очаге формоизменения. Для использования скорости деформации в качестве параметра, оценивающего вероятность прохождения процесса рекристаллизации, более правильным является определение максимального значения скорости деформации, достигаемого в какой-либо точке очага деформации, как некоторого порога, после преодоления которого рекристаллизация начнется.
Рис. 1. Представление прохода прокатки в интерфейсе программы ОРОЙМ (а) и локализация скорости деформации в виде светлых областей (б)
а
Рис. 2. Распределение скорости деформации в первом проходе прокатки:
а - на боковой поверхности по центру толщины полосы максимальное значение 0,52 с-1, на контактной поверхности максимальное значение 3,72 с-1; б - посередине ширины полосы максимальное значение 0,72 с-1,
на контактной поверхности максимальное значение 6,25 с
В качестве объекта для выполнения расчетов выбрана схема прокатки, приближенная к производственным условиям одного из предприятий. Использована программа ОРОЯМ, реализующая метод конечных элементов. Порядок постановки задач в этой программе отражен в статьях [17, 18].
Слябовую заготовку толщиной Н0 = 300 мм шириной 1674 мм из сплава В95 прокатывают при температуре 400 °С в валках диаметром Ов = 950 мм с частотой вращения валков пв = 21 об/мин. Абсолютное обжатие составляет ДН = 30 мм, относительное обжатие 10%. Отношение длины очага деформации I к средней толщине полосы Нср равно 0,42, то есть очаг деформации является высоким. Реальный коэффициент трения задан величиной 0,27, кривые упрочнения и теплопередачи заданы базой данных системы ОРОЯМ.
Задача решалась не в плоской, а в объемной постановке, что позволяло установить параметры прокатки в функции координаты ширины полосы. Для упрощения в дальнейшем описываются полученные параметры для боковой поверхности полосы и для продольного сечения, проходящего по центру ширины полосы.
На рис.1, а приведена схема решения задачи методом конечных элементов. Два валка приняты абсолютно жесткими телами, полоса разбита на конечное количество треугольных элементов. На рис. 1, б показаны светлыми областями зоны локализации скорости деформации.
На рис. 2, а более подробно, в виде линий равного уровня, показано распределение скорости деформации на боковой поверхности прокатываемой полосы, на рис. 2, б - посередине ширины полосы. Распределе-
-1
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
ние скоростей деформации имеет вид локализованных областей с максимальными значениями параметра на входе в очаг деформации. Кинематически эта область соответствует зоне отставания. На выходе из очага деформации наблюдаются значительно меньшие скорости .
На боковой поверхности по центру толщины полосы максимальное значение скорости деформации 0,52 с-1, а максимальное значение на контактной поверхности 3,72 с-1; посередине ширины полосы максимальное значение 0,72 с-1, а максимальное значение на контактной поверхности 6,25 с-1. Таким образом, большие скорости деформации достигаются посередине ширины полосы, что возможно, когда боковая поверхность свободна от действия напряжений .
В известном справочнике А. Хензеля и Т. Шпиттеля [19] приводится формула Тринкса для расчета средней скорости деформации при плоской прокатке:
£
ср '
v АН
/ И о
где I = АНОв/2 - длина очага деформации.
После подстановки исходных данных при линейной скорости vв = 1,05 м/с получим £ср = 0,87 с-1. Примерно такой же результат дают известные методики Экелунда и А.И. Це-ликова. Следует отметить, что по этим методикам оценивается именно средняя скорость деформации, максимальные значения, естественно, могут оказаться больше, особенно, если скорости деформации распределены неравномерно. Важность такого подхода заключается в том, что если в очаге деформации скорости оказались выше критических значений, то рекристаллизация произойдет, а если ниже, то этого не случится; ориентироваться на среднюю величину здесь некорректно .
Можно сравнить результаты определения скорости по формулам и методом конечных элементов и сделать вывод о величине полученной ошибки. Действительно, в центре полосы значения скорости деформации 0,52 и 0,72 с-1 оказались близки к среднему значению, определенному по формуле и равному 0,87 с-1. Большие различия оказались в зонах,
Рис. 3. Зависимость скорости вращения валков от времени при разгоне и торможении стана (а)
с выделением областей пониженных А и повышенных Б скоростей, реальная диаграмма работы стана с площадками захвата пз и выброса пв (б) и возможное возникновение неоднородности зеренной структуры по длине заготовки £ (в) с чередованием зон нерекристаллизованного (волнистая штриховка) и рекристаллизованного металла (точечная штриховка)
контактирующих с валками, здесь значения 3,72 и 6,25 с-1 соответственно в 4,3 и 7,2 раза оказались выше средней величины*.
Вышеприведенные оценки отнесены к установившемуся процессу прокатки. В решении задачи это учтено тем, что картины распределения скорости приведены для момента прокатки, когда прокатана половина сляба.
Вместе с тем процесс прокатки на реверсивном стане, особенно в первых проходах, осуществляется отнюдь не при постоянной скорости вращения валков. Обычно валки разгоняются до определенной скорости, осуществляется захват металла валками при продолжающемся разгоне, а затем привод переводится в режим торможения. Это приводит к описанию скорости прокатки в виде треугольной диаграммы, отображенной на рис. 3, а. Возрастающая линия графика скоростей оборотов п по оси до пикового значения пп означает разгон стана, а убывающая - торможение. Захват полосы происходит при скорости пз, а выброс проката из валков при скорости пв. На графике может быть нанесена разделяющая области критическая скорость пкр, ниже которой процесс рекристаллизации не происходит, а выше рекристаллизация осуществ-
*Примечание научного редактора. Известно, что МКЭ не вполне пригоден для определения скоростей как энергетических параметров (из-за больших погрешностей).
-Ф-
-Ф-
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
ляется. Следует отметить, что скорость деформации пропорциональна скорости вращения валков, поэтому все рассуждения справедливы как для угловой скорости, так и для скорости деформации.
Получаемый прокат теперь содержит три зоны (рис. 3, в) по длине заготовки и. две из них нерекристаллизованного металла и одна рекристаллизованного металла.
На рис. 3, б изображена скоростная диаграмма, снятая в первом проходе прокатки сляба системой мониторинга стана горячей прокатки 2840. Сам рисунок получен обводкой контура реальной диаграммы, полученной машинным способом . Она отличается от сти -лизованной диаграммы рис. 3, а наличием горизонтальных площадок в моменты захвата и выброса, что связано с вариацией ускорений в моменты изменения нагрузок. Такие площадки мало меняют картину возможной неоднородности металла. В целом, поскольку использован реальный масштаб отображения параметра, можно сделать вывод, что изменение амплитуды колебаний скорости при прокатке составляет трехкратную, т. е. значимую величину.
Из специальной литературы следует, что возникновение зон рекристаллизованного и нерекристаллизованного металла имеет свои последствия. Скорее всего, в следующих проходах прокатки будет развита большая скорость деформации из-за снижения толщины проката, и поэтому процесс рекристаллизации охватит весь объем металла. Однако накопленная степень деформации окажется разной для разных зон по длине заготовки. Там, где степень деформации до наступления рекристаллизации окажется больше, процессы рекристаллизации начнутся раньше, и в этой области размер зерен окажется больше. В том числе становится возможен вариант перехода
от стадии первичной рекристаллизации к стадии вторичной рекристаллизации с ухудшением свойств металла. Этим можно объяснить довольно частые случаи колебаний свойств металла по длине прокатанной заготовки.
Можно также заметить, что эффект наличия разных скоростей деформации по толщине проката может складываться с эффектом наличия разных скоростей по длине проката, с неравномерностью распределения самой деформации, и неравномерность свойств будет усилена.
Выводы
1. В практике прокатного производства алюминиевых сплавов следует обращать внимание на скоростные параметры прокатки, так как они могут являться причиной видоизменения структуры и свойств металла.
2. В принятых условиях исследований значимыми являются колебания скорости деформации по толщине заготовки и по ее длине, а незначимыми оказываются колебания по ширине заготовки.
3. Максимальные скорости деформации по толщине проката могут отличаться от средних значений, рассчитанных по принятым здесь аналитическим формулам, в 4-7 раз. При этом скорости деформации по длине проката могут отличаться примерно в 3 раза.
4. Указанные колебания могут приводить к появлению участков проката с неравномерным распределением свойств, что должно быть особенно заметно при прокатке плит и толстых полос*.
* Примечание научного редактора. Следуя развитию технологии прессования необходимо ожидать применительно к иногда конкурентной технологии прокатки подобных усилий по уменьшению этой неравномерности.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Колачев Б.А., Ливанов В.А., Елагин В.И. Металловедение и термическая обработка цветных металлов и сплавов. - М.: Металлургия, 1972. -480 с.
2. Вайнблат Ю.М. Диаграммы структурных состояний и карты структур алюминиевых сплавов // Металлы. 1982. № 2. С. 82-89.
3. Вайнблат Ю.М., Ланцман П.Ш., Шаршагин Н.А.
Диаграммы структурных состояний горячеде-формированных алюминиевых сплавов // Известия вузов. Цветная металлургия. 1974. № 1. С. 155-160.
4. Вайнблат Ю.М., Шаршагин Н.А., Бухарина Н.В., Варфоломеева Э.А. Влияние магния и марганца на спонтанную рекристаллизацию в алюми-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
ниевых сплавах // Технология легких сплавов.
2006. № 1-2. С. 94-98.
5. Gorelik S.S., Vaynblat Yu.M. The coarse-grained rim in the parts pressed from aluminum alloys // Metal Science and Heat Treatment. 1961. Т. 3. № 7-8. С.318-322.
6. Логинов Ю.Н., Дегтярева О.Ф. Влияние скорости деформации на эффект структурного упрочнения прессованных труб из алюминиевого сплава 6061 // Технология легких сплавов. 2007. № 4. С.123-127.
7. Логинов Ю.Н., Антоненко Л.В. О скоростных режимах деформирования в контейнере при прямом прессовании // Технология легких сплавов. 2010. № 4. С. 66-72.
8. Логинов Ю.Н., Буркин С.П., Сапунжи В.В. Влияние структуры прессованной полосы алюминиевого сплава 6061 на изменение ее поперечных размеров при правке растяжением // Цветные металлы. 2002. № 7. С. 71-74.
9. Бережной В.Л., Лейкин Д.М., Федорова Л.В. Оценки поперечной неравномерности скоростей течения с учетом условий скольжения прессуемой заготовки // Технология легких сплавов.
2007. № 2. С. 98-104.
10. Бережной В.Л. Анализ и формализация представлений о неравномерности деформации для технологического развития прессования // Технология легких сплавов. 2013. № 1. С. 40-57.
11. Rajabi F., Zarei-Hanzaki A., Eskandari M., Khod-dam S. The effects of rolling parameters on the mechanical behavior of 6061 aluminium alloy // Materials Science and Engineering A. 2013. V. 578. P. 90-95.
12. Ahmed H., Wells M.A., Maijer D.M., Howes B.J., van der Winden M.R. Modelling of microstructure evolution during hot rolling of AA5083 using an internal
state variable approach integrated into an FE model // Materials Science and Engineering A. 2005. V. 390. P. 278-290.
13. Нешпор Г.С., Армягов А.А., Телешов В.В. Конструктивная прочность плит из алюминиевых сплавов для самолетов нового поколения // Металловедение и термическая обработка металлов. 1991. № 12. C.23-25.
14. Дриц А.М., Телешов В.В., Швечков Е.И., Федорова Т.Ю. Механические свойства и трещино-стойкость катаных плит авиационного назначения из сплава В95пчТ2 толщиной до 50 мм // Технология легких сплавов. 2009. № 3. С. 60-70.
15. Телешов В.В., Бер Л.Б. Влияние системы легирования и типа структуры катаных плит из термически упрочняемых алюминиевых сплавов на соотношение между механическими свойствами центральных и поверхностных слоев // В кн.: Металловедение, литье и обработка сплавов. - М.: ВИЛС, 1995. С. 48-61.
16. Логинов Ю.Н. Анализ энеpгозатpат при горячей прокатке листовых полуфабрикатов из алюминия // Производство проката. 2005. № 4. С. 19-24.
17. Логинов Ю.Н., Котов В.В. Моделирование процесса прессования трубной заготовки из титанового сплава в программе QFORM 2D/3D // Куз-нечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. 2010. № 12. С. 36-40.
18. Ershov, A.A., Kotov, V.V., Loginov, Yu.N. Capabilities of QForm-extrusion based on an example of the extrusion of complex shapes // Metallurgist. 2012. V. 55, Iss. 9-10. P. 695-701
19. Хензель А., Шпиттель Т. Расчет энергосиловых параметров в процессах обработки давлением: справ. - М.: Металлургия, 1982. - 360 с.
