Износ и деформация валков и ленты в процессе разливки-прокатки металла при двухвалковой быстрой закалке расплава Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 621.7.014

ИЗНОС И ДЕФОРМАЦИЯ ВАЛКОВ И ЛЕНТЫ В ПРОЦЕССЕ РАЗЛИВКИ-ПРОКАТКИ МЕТАЛЛА ПРИ ДВУХВАЛКОВОЙ БЫСТРОЙ ЗАКАЛКЕ РАСПЛАВА

М. Н. ВЕРЕЩАГИН, Н. М. ЗАПУСКАЛОВ, И. В. АГУНОВИЧ

Учреждение образования «Гомельский государственный технический университет имени П. О. Сухого»,

Республика Беларусь

Введение

Преимущества, которые дает процесс двухвалковой быстрой закалки расплава, сами по себе не гарантируют конкурентоспособное превосходство в производстве ленты, если она не имеет соизмеримого соотношения цены и качества. Эффективность данного процесса и качество литой ленты в значительной степени зависят от топографии поверхности валка и ее стабильности. Поверхностная топография валка является важнейшим фактором в формировании качества ленты, так как она влияет на теплопередачу в объеме бандажа [1], влияет на металлографическую структуру литой ленты [2], определяет поверхностную шероховатость, вызывает неоднородность охлаждения, которое приводит к возникновению поверхностных трещин [3]. Чтобы гарантировать необходимое качество быстрозакаленной ленты, необходимо определить механизм износа и деформации поверхности валков и ленты в процессе разливки-прокатки металла при двухвалковой быстрой закалке расплава.

Целью данной работы является исследование изнашивания и деформации поверхности валков и ленты в процессе разливки-прокатки металла при двухвалковой быстрой закалке расплава.

Постановка задачи

Контактная поверхность валка и ленты в процессе двухвалковой быстрой закалки расплава представляет сложную систему, геометрия и структура которых зависят от целого ряда факторов. В процессе взаимодействия намороженного металла с поверхностью валка-кристаллизатора и последующей его прокатки происходит изменение их геометрических и структурных параметров. Молекулярно-гладкая поверхность расплава под действием поверхностного натяжения, вследствие зарождения центров кристаллизации, фазовых превращений при кристаллизации, роста кристаллов и их взаимного взаимодействия, а также их взаимодействия с расплавом, который не успел закристаллизоваться, претерпевает кардинальное изменение и становится рельефной, шероховатой.

Изменение топографии поверхности ленты в дальнейшем обуславливается ее взаимодействием с шероховатой поверхностью валка-кристаллизатора при последующей прокатке. В этом случае шероховатость ленты определяется шероховатостью поверхности валков и коэффициентом отпечатываемости, который представляет собой отношение шероховатости ленты к шероховатости валка. При этом поверхность валка подвержена явлению износа вследствие наличия эффекта опережения, а также фазовыми превращениями в металле ленты, которые могут протекать при охлаждении [4].

Поверхностная топография валка-кристаллизатора, шероховатость литой ленты, их механические свойства и адгезионная совместимость определяют характер фрикционных связей взаимодействующих тел, при этом фактическая площадь касания может быть оценена с помощью кривой опорной поверхности. Для того, чтобы учесть нарастание поверхности в процессе прокатки намороженной корки металла, относительная фактическая поверхность контакта может быть представлена в виде [5]:

где 8г. - относительное сближение поверхностей, м; п - параметр опорной поверхности.

По мере сближения за счет смещенных объемов опорная поверхность ¥[ получает приращение AFj и новое геометрическое место точек опорной поверхности с учетом смятия гребешков [5]. Реальный контакт твердых тел от начала соприкосновения по вершинам шероховатости до насыщения контактной поверхности при Fi ^ 1 составляет некоторую часть Итях в соответствии с выражением (1). При этом процессы изнашивания и деформации, протекающие при трении, проявляются в наростообра-зовании, разрушении и пластическом смятии вершин гребешков, пластическом царапании поверхности валка и др.

В случае сопряжения двух различных металлов площадь фактического контакта определяется свойствами более мягкого тела и геометрией поверхности более твердого тела. Процесс трения оказывает влияние на топографию поверхности взаимодействующих тел, при этом пластическая деформация намороженного металла развивается по определенным кристаллографическим плоскостям и направлениям, причем образующаяся текстура деформации приводит к трансформации шероховатости за счет формоизменения и разрушения вещества, а также поворота кристаллографических плоскостей.

Результаты исследований и их обсуждение

Расплав подается в межвалковое пространство двух вращающихся водоохлаждаемых валков. Принимаем, что скорость подачи расплава и скорость вращения валков-кристаллизаторов в процессе прокатки постоянны, при этом верхний уровень расплава занимает некоторое установившееся положение, соответствующее координате у0 (рис.1). Данная координата у0 существенно влияет на расположение границ областей у1, у2 и у3, и тем самым определяет режим процесса затвердевания металла в валках и его последующей прокатки [6]. Конец зоны отвода тепла перегрева соответствует температуре кристаллизации Гкр расплава и находится из выражения [8]:

где Я - радиус валка, м; Ср, р - удельная теплоемкость и плотность расплава соот-

толщина слоя расплава, м; q - объем металла, поступающего в межвалковое про-

р, = 1 - А!" | (1 -8,), м2,

(1)

У1 = Я БІЙ

+ агсБІп — , м,

(2)

2а8Я Т1 - Т0

Я

ветственно, кг/м3; а - коэффициент теплопередачи между расплавом и валком; 8

странство за единицу времени, м3; Т0, Т1 - температура валка и металла в момент заливки соответственно, °С.

Рис. 1. Схема формирования ленты между двумя валками и распределение нормальных давлений в зоне горячей прокатки намороженного металла: к, к0, кл - максимальная ширина ванны расплава, толщина намороженного металла в конце зоны кристаллизации, конечная толщина ленты соответственно; Я - радиус валков; V - угловая скорость;

у0, у1, у2, у3 - уровень расплава в межвалковом пространстве, координаты зоны

отвода тепла перегрева, кристаллизации и прокатки ленты в валках соответственно;

ф1, ф2 - углы, соответствующие точкам начала и конца кристаллизации расплава;

8 - толщина намораживаемого металла; у°тс = 02А - длина зоны отставания;

уопер = О02 - длина зоны опережения

Высокая скорость поверхности валков, присутствие окислов и примесей на контакте поверхностей валок-расплав, наличие некоторой начальной шероховатости валков приводят к неодинаковому смачиванию валка расплавом и формированию в зоне отвода тепла перегрева различных микрообъемов прямого и косвенного контакта расплава с микровыступами поверхности валка. В зонах прямого контакта расплава с микропиками валка (микрообъемы смачивания), происходит оплавление последних. В данных местах форма микропиков приобретает более плавную форму [7], [8]. Профиль микропиков топографии валков в момент процесса быстрой закалки становится более гладким по сравнению с исходной шероховатостью поверхности валка. При этом прирост амплитуды АЯа и среднего расстояния Д£т между микропиками растет с увеличением силы сжатия валков (рис. 2).

1,0

80

Ра

0,2

20

0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0

Рис. 2. Сила сжатия валков, кН/мм

Оплавление микропиков начальной шероховатости поверхности валка уменьшает тепловую нагрузку на микропики за счет увеличения их объема и, как результат, уменьшает вероятность дальнейшего их сплавления. Вероятно, что перераспределение поверхностной топографии в более гладкий профиль, получаемый в начале процесса быстрой закалки, приводит к замедлению изменения шероховатости поверхности валка в течение дальнейшей прокатки [9].

Основной задачей в области затвердевания (кристаллизации) является нахождение координаты у2, определяющей конец процесса кристаллизации и начало зоны деформации. Решение уравнения теплового баланса для некоторого объема намораживаемой корки позволяет определить значение абсциссы конца зоны затвердевания

где н - угловая скорость валков; В2 - коэффициент, зависящий от теплофизических свойств расплава и условий теплообмена.

В процессе увеличения толщины намораживаемой корочки 5 (см. рис. 1) возникают термические напряжения, вызывающие отрыв последней от поверхности валка и появлению термических трещин (рис. 3) [10], [11]. Причиной напряжения являются охлаждение и температурное сжатие корочки по мере ее роста при одновременном нагреве и тепловом расширении поверхности валка. Глубина трещин на поверхности ленты в среднем составляет 10 мкм [11], и они имеют преимущественно продольную ориентировку, так как ширина образующейся корочки на несколько порядков больше ее длины. Микронеровности на поверхности валка приводят к неодинаковым зазорам между поверхностью валка и корочкой. Имеющее место различие в теплоотводе создает разницу скоростей роста кристаллов.

У 2 [6]:

2

(3)

Рис. 3. Продольная трещина на поверхности ленты (поперечный излом)

Излом поперечного сечения ленты по толщине в зоне контакта корочки с поверхностью валков представлен на рис. 4, а.

Поверхностная зона, которая непосредственно прилегает к поверхности валка, состоит из столбчатых кристаллов тонкого строения и расположенных перпендикулярно поверхности ленты. Средняя зона поперечного сечения ленты состоит из неориентированных кристаллов, которая при изменении режимов быстрой закалки сужается, а в отдельных местах может совсем исчезать (рис. 4, б). В местах отрыва корочки от поверхности валка кристаллы растут от поверхности ленты к ее середине в виде «пучков», причем угол наклона продольных осей последних относительно нормали к поверхности ленты может изменяться в пределах 0-90° (рис. 5). Кристаллы, растущие с большими отклонениями от нормали, значительно толще и короче по сравнению с кристаллами, главная ось которых имеет меньшее отклонение от главного направления роста.

Приложенное к валкам усилие устраняет зазор, образовавшийся из-за отслоения намораживаемой корочки металла, восстанавливая хорошие условия теплоотвода и инициируя процесс структурообразования и дальнейшего охлаждения сформировавшейся ленты.

В зоне горячей прокатки сформировавшаяся после кристаллизации лента подвергается горячей деформации. С учетом соотношения (2) и зная, что у2 = VЯАИ, для данной зоны можно найти абсолютную деформацию намороженной корки металла:

Металл начинает пластически деформироваться, когда давление достигает предельного напряжения текучести. Вследствие наличия двух зон в очаге деформации при прокатке - опережения и отставания - деформируемый металл с одной стороны будет перемещаться в противоположную сторону основного движения ленты в зоне отставания, а в зоне опережения - в направлении прокатки, причем в зоне отставания скорость движения металла ленты меньше линейной скорости поверхности валка, а в зоне опережения, наоборот, больше линейной скорости поверхности валка [12].

2

Я2

я

я

, м.

(4)

а)

б)

Рис. 4. Излом поперечного сечения ленты по толщине после двухвалковой закалки расплава

Рис. 5. Особенности роста кристаллитов при двухвалковой быстрой закалке расплава

В соответствии с выражением (1) по мере нарастания деформации за счет смещенных объемов опорная поверхность Fi в начале зоны деформации получает приращении AFi и новое геометрическое место точек опорной поверхности, причем реальная область контакта между литой лентой и поверхностью валка определяется их шероховатой поверхностью, механическими свойствами металлов и силой сжатия валков [13]. Для локального очага контакта характерна не бесконечная протяженность, а некоторое соотношение размеров a : Ь, ориентированных вдоль и поперек направления действия силы трения. При этом нормальное сжимающее напряжение для каждой локальной малой области может быть представлено в виде:

О» °пр

a

-----Т + Опоп

а + Ь

Ъ

а + Ъ ’

(5)

где апр, апоп - нормальное напряжение по соответствующим направлениям.

В соответствии с теорией пластичности [14] при тк = дтк выражение (5) запишется следующим образом [5]:

к

Оп =

а + Ъ

(2 + п- 2дт)а +

2 + П-[ 1 + — 1^

Ъ\

(6)

где - коэффициент пластического трения; к - сопротивление сдвигу.

Уравнение (6) показывает, что несущая способность локального очага контакта зависит от коэффициента пластического трения.

Для истечения металла в сужающиеся щели между гребешками шероховатостей валка необходимо создать напряжение [4]:

а» = ра 51п

£т0

^т0 - $т2н

(7)

где в - коэффициент влияния объемности схемы напряженного состояния (коэффициент Лодэ); а5 - предел текучести намороженного металла; £т0, £т2н - номинальная и фактическая площадь контакта на конечной стадии затекания металла соответственно.

В случае плоской задачи принимается Ра 5 = 1,15а5 = 2к . Здесь к - сопротивление сдвигу намороженного металла.

Из выражения (7) получим:

^ = 1 - ехр(-О» 1.

Зт0 I 2к I

(8)

Среднее сдвигающее напряжение на контакте для максимальной силы трения записывается следующим образом:

а»

1 - ех1гI

(9)

Выражение в квадратных скобках представляет собой коэффициент пластиче-тк

ского трения цт = —.

к

Из уравнения (7) следует, что нормальное сжимающее напряжение зависит от силы трения и не может достигнуть максимума из-за невозможности полного механического контакта сопрягаемых поверхностей, т. е. 5т2н / £т0 < 1.

Использование метода линий скольжения [5], [15], [16] позволяет записать выражение для приведенного (пластического) коэффициента трения двух шероховатых поверхностей для случая предельного трения на площадках фактического контакта:

т ц а 8т,,

к г^сп ^ Л 2н

к к £т0

цт = ^ » < п при 0 < ^ 2н < п;

$>т

цт = п + (1 - п) 1 - ехр

Цс

1-п

ап п

V к Цс II *“""0

при п < ~"*2н < 1, (10)

£т0

где цс - коэффициент сухого трения контактирующих тел, цс = к /НВ, НВ - твердость менее прочного материала пары; п = 1 - £тс / £т0; £тс - свободная площадь контакта.

Так как формирование поля поперечных деформаций в процессе трения связано с преимущественным сдвигом в направлении трения, когда £тс /£т0 = 0,333, то показатель п = 0,666.

Для продольных пятен касания цс = 1/ п, для поперечных - цс = 1/(1 + п /2).

С учетом данных значений коэффициента сухого трения для локального очага контакта, имеющего размеры с отношением осей а : Ъ, ориентированных вдоль направления действия силы трения по размеру а из соотношения (6) для предельной силы трения тк = к , коэффициент трения цс в выражениях (10) записывается в виде [5]:

= а + Ъ

Цс Л ,. (11)

па + (1 + п / 2)

Вышесказанное обусловлено особенностями процесса деформации намороженного металла при двухвалковом методе быстрой закалки. Температурный градиент по толщине литой ленты приводит к неоднородности распределения напряжений течения металла между центральными и поверхностными слоями. Пластическая деформация по толщине ленты локализуется в центре вследствие более высокой температуры и более низкого сопротивления пластической деформации. Это приводит к выжиманию центральных слоев в направлении ванны расплава (рис. 6). Кроме того, при двухвалковом методе быстрой закалки имеет место большее уширение металла по сравнению с традиционным методом горячей прокатки, где лента деформируется по сечению более однородно и в большей степени в направлении прокатки [17]. Большее уширение от деформации ведет к уменьшению обратного потока течения металла на поверхности валка и позволяет уменьшить трение на ранних стадиях пластической деформации.

С ростом силы сжатия валков имеет место увеличение параметров АКа и ASm на поверхности валка (см. рис. 2). Это означает, что на конечную топографию шероховатости валка оказывают влияние как его начальная шероховатость, так и шероховатость получаемой ленты. Предполагается, что с увеличением давления вдоль зоны

деформации увеличивается теплопередача на контакте лента-полоса и, значит, увеличивается температура поверхности валка. На некоторой стадии процесса в зоне деформации это приводит к тому, что поверхность валка за счет разогрева становится более мягкой, чем лента.

Это приводит к тому, что лента начинает царапать поверхность валка. И наоборот, на ранних стадиях деформации в зоне опережения, когда различие в температуре валок-полоса таковы, что валок более твердый, чем лента, и имеет место царапание поверхности ленты.

а) б)

Рис. 6. Микроструктура литой ленты

Таким образом, при наличии зоны опережения в установившемся процессе прокатки механизм царапания поверхностью ленты относительно мягкой поверхности валка является более вероятным, что приводит к увеличению шероховатости валка. Это возникает вследствие различной их твердости. Микропик ленты вытесняет металл валка с образованием по его краям наплывов, при этом часть вытесняемого металла может превратиться в стружку, приводя к износу поверхности валка. Впервые физическая картина данного явления была описана в работе [18], [19].

На момент внедрения гребешка шероховатости ленты или металла валка под действием нормальной силы N на глубину Н, а также приложения тангенциальной силы Т, возникает скольжение вдоль образующей конуса вверх под действием силы I (рис. 7). Для данного момента коэффициент трения ц = I/ п, где п - нормальная составляющая равнодействующей К сил N и Т. В некоторый момент времени выхода «гребешка» из кратера вдавленного металла вследствие действия силы Т происходит разрушение слоя металла треугольного сечения глубиной к. С этого момента начинается процесс царапания. Сила Т корреляционно связана с истинной прочностью металла на разрыв и не зависит от предварительного наклепа.

В процессе взаимодействия шероховатых поверхностей «гребешок» имеет острие с радиусом закругления г и при малых значениях Н / г последний деформирует металл без отделения стружки за счет трения скольжения. Авторы работы [19] дока-

зали, что под действием возрастающей тангенциальной силы «гребешок» выходит из металла, причем вершина его движется не вдоль образующей гнезда внедрения, а по более пологой линии, и, достигнув меньшей глубины внедрения к, наносит царапину данной глубины без образования нароста.

Рис. 7. Схема к анализу взаимодействия микропиков шероховатости ленты

с поверхностью валка

Под действием нормальной силы N «гребешок» шероховатости с углом 2в внедряется в пластический металл. В результате внедрения на поверхности образуются наплывы. При глубине внедрения Н радиус отпечатка равен г, а на элементарный элемент конической поверхности действует нормальное п и касательное т напряжения. Условие равновесия данной совокупности сил может быть записано в виде:

N = | п Бт + |т собР^ ,

где

= гё1 /2бшв ; Ш = гёф; = г2ёф/2бшв

Учитывая, что т = дп, выражение (12) может быть записано в виде:

2

N = ПГ П (sinв + д cosp). (13)

sin в

Здесь множитель перед скобками определяет совокупность нормальных сил, действующих на контактирующую поверхность «гребешка» шероховатости.

Глубина внедрения «гребешка» зависит от степени гладкости поверхности и определяется величиной трения их поверхности о вытесняемый металл [21]. По мере возрастания силы Т по отношению к усилию N происходит смещение острия неровности из точки О в точку О1, когда начинается процесс царапания при глубине внедрения h = H - z, где z - величина подъема «гребешка» шероховатости из пластичного металла, причем острие движется при переднем угле (а + в). В процессе перемещения «гребешка» происходит вытеснение металла по стрелке В (см. рис. 6), которое создает реактивную силу трения t уменьшает силу ta, т. е. статическое трение переходит в кинетическое. Из рис. 6 следует, что tp = дRa cos у. За счет увеличения силы Ra и уменьшения угла у имеет место увеличение силы Rj,, что соответствует уменьшению коэффициента трения д [20]. Отношение

T/N = ctg(3 + y)= 1 - 1ёв'tgY , (14)

17 tge + tgy ’ V '

а ta = tp.

Из последнего равенства следует, что д = tgy. Таким образом, имеем:

1 - T

т / N = ЬД-М или tge = . (15)

^в+Д T+д

N

Из последнего соотношения находим коэффициент трения д :

T

1 - 1§в1 ЛГ

д = ^—. (16)

N + ‘8Р

Здесь принимается, что Т^ < 1. Это соответствует условию 1§а > 1 ^1+ д , когда углы в достаточно большие.

В процессе образования наплывов с учетом коэффициента упрочнения металла п можно записать равенство несущих напряжений:

nN „ N - Гсоб в

= 2--------^-, (17)

2 2 Щ ПГ

где r = Htge; Г = (H - z)tgp .

С учетом вышесказанного, величина подъема «гребешка» 2 на момент начала процесса царапания:

Всегда z < Н, т. е. выражение в квадратных скобках изменяется в пределах [0;1].

ствие течения металла снизу вверх, объясняет подъем острия «гребешка» к поверхности металла. При этом имеет место уменьшение несущей площади контакта вследствие упрочнения металла при пластической деформации и реактивной силы трения tp.

Заключение

Установлено, что в процессе разливки-прокатки металла при двухвалковой быстрой закалке расплава имеет место изнашивание и деформация поверхности валка. Это проявляется, с одной стороны, в выносе некоторого объема металла поверхности валка получаемой лентой вследствие оплавления микровыступов валка на стадии его контакта с расплавом, а с другой - перераспределением топографии поверхности валка при горячей прокатке получаемой ленты в зоне опережения, когда вследствие скольжения контактных поверхностей происходит интенсивное изнашивание поверхности валка микровыступами выходящей ленты.

Литература

1. Buchner A. R. // Steel Research., 68 (1997), 247.

2. Zapuskalov N. M. / Iuter. Jurnal of Cast Met. Res., 9 (1996), 153.

3. Buchner A. R., Tacke K. H. // Stahl und Eisen, 117 (1997), 47.

4. Верещагин, М. Н. Формирование контактной поверхности намороженного металла при двухвалковом методе быстрой закалки расплава / М. Н. Верещагин, Н. М. Запускалов, И. В. Агунович // Вестн. Гомел. гос. техн. ун-та им. П. О. Сухого. - 2007. - № 3. - С. 3-9.

5. Макушок, Е. М. Массоперенос в процессах трения / Е. М. Макушок, Т. В. Калиновская, А. В. Белый. - Минск : Наука и техника, 1978. - 272 с.

6. Верещагин, М. Н. Формирование геометрии ленты при двухвалковой закалке расплава / М. Н. Верещагин // Вес. Нац. акад. навук Рэсп. Беларусь. Сер. фiз.-тэхн. навук. - 1995. - № 3. - С. 36-41.

7. Huang S. C., Fiedler H. C. / Metall. Trans., 12A (1981), 1107.

8. Fiedler H. C., Illgen L., Stephani G. / Mater. Sci. Eng., A133 (1991), 657.

9. Zapuskalov N. M. / Iuter. Jurnal of Cast Met. Res., 9 (1996), 45.

10. Верещагин, М. Н. Кристаллическое строение и структурные особенности сплава

Fe-Si-Al при прокатке его расплава на упругих валках / М. Н. Верещагин, С. П.

Пожарков // Вестн. Гомел. гос. техн. ун-та им. П. О. Сухого. - 2000. - № 1. -

11. Молотилов, Б. В. Изучение структурообразования при двухвалковом методе быстрой закалки / Б. В. Молотилов, Н. М. Запускалов // Сталь. - 1992. - № 3. -

(18)

Откуда п > 2^/7 + + в)- Учет сил трения, которые действуют на «гребешок» вслед-

С. 10-19.

С. 75-78.

12. Павлов, И. М. Теория прокатки / И. М. Павлов. - Москва : Металлургиздат, 1950. - 610 с.

13. Kragelsky I. V., Alisin V. V. Friction wear lubrication, tribology handbook. vol. 1, Mir, M. (1978), 608.

14. Соколовский, В. В. Теория пластичности / В. В. Соколовский. - Москва : Высш. шк., 1969. - 608 с.

15. Хилл, Р. Математическая теория пластичности / Р. Хилл. - Москва : ГИТТЛ, 1956. - 610 с.

16. Макушок, Е. М. Теоретические основы ковки и горячей объемной штамповки / Е. М. Макушок. - Минск : Наука и техника, 1968. - 306 с.

17. Целиков, А. Напряжения и деформации при прокатке металла / А. Целиков. -Москва : Мир, 1967. - 474 с.

18. Кузнецов, В. Д. Поверхностная энергия твердых тел / В. Д. Кузнецов. - Москва : ГИТТЛ, 1956. - 284 с.

19. Кащеев, В. Н. Процессы в зоне фрикционного контакта металлов / В. Н. Кащеев. -Москва : Машиностроение, 1978. - 213 с.

20. Розенберг, А. М. Элементы теории резания металлов / А. М. Розенберг, А. Н. Еремин. - Москва : Машгиз, 1956. - 321 с.

21. Кузнецов, В. Д. Наросты при резании и трении / В. Д. Кузнецов. - Москва : ГИТТЛ, 1954. - 156 с.

Получено 18.02.2008 г.