CC BY
87
УДК 621.778
МОДЕЛИРОВАНИЕ СОВМЕЩЕННОГО ПРОЦЕССА «ВИНТОВАЯ ПРОКАТКА-ПРЕССОВАНИЕ» В ПРОГРАММНОМ КОМПЛЕКСЕ ЭШОТАСТ.ЕОКМШО*
1 2 2 2 Найзабеков А.Б. , Лежнев С.Н. , Панин Е.А. , Арбуз А.С.
1Рудненский Индустриальный институт, г. Рудный, Республика Казахстан
2Карагандинский государственный индустриальный университет, г. Темиртау, Республика
Казахстан
1. Введение
В связи с неизбежной долгосрочной перспективой цен на энергию и сырьевые ресурсы, возрастает роль энергосберегающих технологий и при получении металлопродукции с относительно высокими качественными характеристиками, такие как механические и физические свойства металла. И одним из главных направлений в этой области использования энергосберегающих технологий являются технологии интенсивной пластической деформации (ИПД), позволяющие получать материалы с субультра- и ультрамелкозернистой (СУМЗ и УМЗ) структурой.
Однако рост спроса на данные материалы существенно ограничивается высокой стоимостью производства изделий из таких материалов, обусловленной все той же высокой энерго- и трудоемкостью их производства. Наиболее распространенный и изученный метод получения СУМЗ и УМЗ - равноканальное угловое прессование (РКУП) [1], однако недостаток этого и многих других известных процессов состоит в их дискретности, т.е. невозможности обработки изделий относительно большой длины и в необходимости проведения большого числа циклов обработки. Винтовая прокатка - другой способ ИПД, позволяющий быстро и непрерывно получать УМЗ структуру, однако здесь имеются проблемы с проработкой центральной зоны прутка, структура которых имеет ориентированный характер с малогуловыми границами зерен, вытянутых в направлении прокатки, при качественной равноосной УМЗ структуре периферийной части прука.
Обеспечение непрерывности РКУП, путем его совмещения с винтовой прокаткой, позволит решить проблему неравномерной проработки прутка и кардинально увеличить общую производительность и энергоэффективность.
Совмещение процесса поперечно-винтовой прокатки и последующего прессования в угловой равноканальной матрице [2] позволяет реализовать схему напряженно-деформированного состояния с интенсивным сдвигом поверхностных слоев металла при винтовой прокатке в первом очаге деформации и объединением интенсивной сдвиговой деформации углового прессования с кручением во втором очаге деформации. При этом непроработанная в первом очаге деформации центральная часть заготовки, получит интенсивную проработку по другой схеме во втором очаге - в ступенчатой РКУ матрице. Это создает хорошие условия для формирования ультрамелкозернистой структуры по всему объему круглой заготовки. Кроме того, представляет определенный интерес изучение параметров углового прессования с кручением. По сути, получается процесс непрерывного прессования с элементами кручения заготовки внутри матрицы, это повысит уровень накопленной деформации в объеме заготовки и будет способствовать проработке центральной зоны. Как в способе [3] на менее однородную по своей природе деформацию кручением накладывается более однородная и интенсивная деформация сдвигом при РКУ-прессовании, которая сглаживает возникшую неоднородность после кручения.
*Работа выполнена в рамках госбюджетной финансируемой темы «Энергосберегающая инновационная технология получения субультрамелкозернистых конструкционных металлов и сплавов новым совмещенным процессом «винтовая прокатка-прессование» по программе «Грантовое финансирование научных исследований на 2015-2017 гг.» (Заказчик - Министерство образования и науки Республики Казахстан).
В ходе выполнения данной работы было произведено конечно-элементное моделирование нового совмещенного процесса «винтовая прокатка-прессование» в программном комплексе Simufact.Forming (рис. 1) с целью рассмотрения температурных условий протекания данного совмещенного процесса (поскольку изменение температуры деформируемого металла значительно влияет на его энергосиловые параметры) и изучения напряженно-деформированного состояния (НДС) металла, подвергнутого деформированию по предлагаемой схеме. Так же на основе построенных моделей с помощью специализированной базы данных микроструктуры программы Matilda был проведен анализ микроструктурных изменений протекающих в металле при реализации данного совмещенного процесса.
а) б)
Рис. 1. Компьютерная модель совмещенного процесса «винтовая прокатка-прессование»: а - исходная модель; б - успешно реализованная модель
2. Начальная модель и распределение температуры
В результате компьютерного моделирования совмещенного процесса "винтовая прокатка-прессование" в программном комплексе Simufact.Forming была получена удачная модель этого процесса (см. рис. 1, б) со следующими оптимальными значениями:
- коэффициент трения в валках - 0,8;
- коэффициент трения в матрице - 0,1;
- угол пересечения каналов в матрице - 150°;
- расстояние между матрицей и зоной деформации валков - 15 мм.
Исходная заготовка представляла собой пруток диаметром 25 мм и длиной 150 мм. В качестве материала была выбрана сталь 15. Размеры валков и их расположение выполнено в соответствии с конструкцией лабораторного прокатного стана 10-30. Скорость вращения валков - 100 оборотов в минуту. Равноканальная ступенчатая матрица имела канал диаметром 21 мм. Температура заготовки была принята 1000 °С, все инструменты в модели имели температуру 20 °С.
На рис. 2 показано распределение температуры заготовки. В зоне контакта заготовки с валками температура снижается до 950-970 °С. В зоне пересечения каналов матрицы температура понижается до 850 °С. В дальнейшем разброс температуры по сечению выравнивается вследствие передачи тепла от центральных слоев к поверхности.
При рассмотрении эквивалентных напряжений следует понимать, что этот параметр не показывает, какое напряжение действует в определенной точке - растягивающее или сжимающее. Как подкоренное выражение, его значение всегда положительно. Оно показывает интенсивность действия напряжения, т.е. существует ли в данной точке
напряжение или нет. Его значение характеризует среднее значение всех напряжений, действующих в данной точке.
Рис. 2. Распределение температуры 3. Напряженное состояние
На первом этапе, в процессе винтовой прокатки (рис. 3, а) напряжение охватывает всю зону деформации валков. В зонах контакта металла с валками ее значение достигает 150 МПа, а в зонах, свободных от контакта, значение этого параметра достигает 120 МПа.
а)
.О* з
б)
Рис. 3. Эквивалентное напряжение
На втором этапе, в процессе прессования (рис. 3, б) напряжение охватывает обширную территорию, соединяющий две зоны деформации. В продольной прокатке с подпором такого слияния не происходит, потому, что нет скручивания заготовки, что приводит к росту напряжений сдвига. Благодаря действию противодавления, напряжение в очаге деформации валков увеличивается до 190 МПа в зонах контакта металла с валками. В свободных от контакта зонах значение этого параметра находится в пределах 140 МПа. В зоне пересечения каналов матрицы величина эквивалентных напряжений достигает 160 МПа.
Также здесь четко отслеживается влияние сил противодавления. Позади зоны контакта металла с валками возникают протяженности физических очагов деформации, что является следствием двух одновременных факторов - противодавления со стороны матрицы и скручивания заготовки.
4. Эквивалентная деформация
Как отмечалось выше, для исследования деформированного состояния используют показатель интенсивности деформации - эквивалентную деформацию, включающую основные компоненты деформации. Этот параметр позволяет контролировать степень накопленной деформации, который является кумулятивным.
При изучении деформированного состояния необходимо не только обеспечить высокий уровень эквивалентной деформации, необходимой для формирования субультрамел-козернистой структуры, но и равномерное распределение этого параметра по сечению заготовки.
В процессе винтовой прокатки (рис. 4) деформация развивается в очаге деформации валков в следующем виде: ее величина достигает 1,2 в поверхностных слоях, в центральных слоях этот параметр находится на уровне 0,7 (см. рис. 4, б), т.е. разница значений эквивалентной деформации достигает 72 %.
б)
Рис. 4. Эквивалентная деформация
В процессе прессования происходит значительное увеличение этого показателя за счет реализации сдвиговых деформаций при движении заготовки через каналы матрицы. Значение эквивалентной деформации равно 2,3 в поверхностных слоях, в центральных слоях значение этого параметра находится на уровне 1,4, т.е. разница значений эквивалентной деформации достигает 64 %. Таким образом, разность значений этого параметра после прохождения через каналы матрицы уменьшилась на 8 %.
Сравнение значений эквивалентной деформации в поверхностных и центральных слоях заготовки показало, что распределение этого параметра по сечению весьма неравномерно. Поэтому важно добиться более равномерного распределения эквивалентных деформаций по сечению прутка.
Можно сделать вывод, что разница в величине эквивалентной деформации в центральной зоне до входа в матрицы и после матрицы, равна 0,7. Эта разница есть часть деформации, соответствующая простому сдвигу в матрице. Таким образом, центр заготовки при прохождении канала матрицы получает эквивалентную деформацию, равную 0,7 в направлении, перпендикулярном направлению деформации предыдущего этапа и перпендикулярном ориентации структуры центральной части. Несколько циклов такой деформации может способствовать трансформации ориентированных полосчатых структур в более равноосные, снижая, таким образом, анизотропию свойств по сечению прутка.
5. Моделирование эволюции микроструктуры
Для исследования эволюции микроструктуры использовалась специализированная база данных микроструктуры программы Matilda, которая использует данные напряженно-деформированного состояния, скорости деформации и температуры готовых разработанных моделей по SIMUFACT.forming, дополняет их данными физико-химических свойств для данного материала и его структуры из базы данных, затем, используя алгоритм Yada [4],
вычисляет параметры процессов статической и динамической рекристаллизации, что может приводить к изменению размера зерна. Размер зерна также рассчитывается для каждого узла конечно-элементной модели и отображается в конце моделирования в удобном для визуализации виде.
Таким образом, в исходную модель были импортированы данные свойств для стали АК11015, соответствующей стали 15. При моделировании микроструктуры в программе используется допущение о том, что заготовка до деформации имеет однородную структуру с одним и тем же размером зерна в любой точке. В качестве исходного размера принят средний размер зерна 30 мкм, что соответствует 7-ому баллу [5].
После расчета были получены результаты эволюции микроструктуры, которые были рассмотрены по отдельности на поверхности и в продольном сечении заготовки. В процессе винтовой прокатки поверхностные слои заготовки подвергаются интенсивной деформации, что способствует значительному измельчению зерна от 30 до 20 мкм, что соответствует 8-му баллу (рис. 5). После прохождения через каналы матрицы посредством осуществления сдвиговой деформации происходит дальнейшее измельчение зерна до 14 мкм, что соответствует 9-ому баллу.
Рис. 5. Изменение размера зерна
Центральные слои заготовки при винтовой прокатке деформируются менее интенсивно, т.к. здесь размер зерна колеблется от 30 до 28 мкм. Наибольший интерес представляет зона заготовки после прохождения через каналы матрицы. Здесь происходит измельчение зерна по всему поперечному сечению заготовки в центральной зоне. Размер зерна изменяется от 28 до 22 мкм. Таким образом, после одного цикла деформирования разница значений размера зерна составляет 57 %, что еще раз подтверждает тот факт, что при реализации такого совмещенного процесса проработка заготовки в поперечном сечении идет неравномерно и для выравнивания свойств по сечению необходимо проведение нескольких циклов деформации. Следует также отметить, что результаты моделирования микроструктуры достаточно хорошо коррелируют с результатами исследования эквивалентной деформации, распределение которой в поперечном сечении во многом похоже на картину эволюции микроструктуры.
После изучения базовой модели была поставлена задача определить, как влияют на размер зерна изменения основных технологических параметров, а именно - температура нагрева заготовки и скорость деформирования. Эти параметры были выбраны из соображений, что они являются наиболее гибкими варьируемыми параметрами. Температурой достаточно легко варьировать при нагреве заготовки в печи. Скорость деформации при этом совмещенном процессе определяется скоростью прокатки на винтовом стане, значение которой также легко изменить при помощи частотного преобразователя.
5.1. Эволюция микроструктуры в моделях с варьируемыми значениями температуры нагрева заготовки
Для изучения влияния температуры на эволюцию микроструктуры были построены модели с температурами нагрева заготовки 1150 и 850 °С. Как показали исследования этих
18
моделей, влияние температуры на изменение размера зерна является очень существенным. Понижение температуры приводит к интенсификации измельчения исходного зерна, в то время как повышение температуры этот процесс замедляет. Это хорошо видно на гистограмме, представленной на рис. 6. Это происходит потому, что с увеличением температуры нагрева металла, в нем значительно ускоряется процесс статической рекристаллизации, что носит нежелательный характер, поскольку она приводит к возникновению и росту новых зерен. При более низких температурах этот тип рекристаллизации значительно замедляется и измельчение зерна происходит под воздействием динамической рекристаллизации, которая возникает непосредственно в процессе деформации.
Рис. 6. Изменение размера зерна при разной температуре заготовки
При анализе разброса значений было установлено, что в модели с температурой нагрева заготовки 1150 при винтовой прокатке разность размеров зерен между центральной и поверхностной зонами составляет 17 %; после прессования в матрице эта разница составляет 32 %. Повышенный разброс объясняется тем, что, несмотря на увеличение значения температуры нагрева заготовки при ее контакте с рабочим инструментом, поверхностные слои охлаждаются быстрее, чем центральные слои. Поэтому, когда проиходит деформация в матрице, где контакт с инструментом более продолжителен, происходит интенсивное измельчение зерна в поверхностной зоне.
В модели с температурой нагрева заготовки 850 °С при винтовой прокатке разность размеров зерен между центральной и поверхностной зонами составляет 44 %; после прессования в матрице эта разница достигает 70 %. Необходимо отметить не только увеличение разброса между центральной и поверхностной зонами, но и также снижение общего размера зерна по сравнению с базовой моделью. Оба эти фактора являются следствием снижения температуры нагрева заготовки, что приводит к уменьшению статической рекристаллизации.
Следует отметить, что, несмотря на возросший уровень разброса, модель с низкой температурой нагрева является оптимальной, с точки зрения более интенсивного измельчения зерна. Это особенно очевидно при сравнении значений размера зерна в центральной части, которая прорабатывается гораздо хуже поверхностных зон. Как было показано в исследованиях деформированного состояния, чтобы выровнять значения накопленной деформации необходимо выполнить несколько проходов деформирования. В этом случае это также уменьшит разброс размера зерна. Поэтому для последующего многопроходного деформирования было решено использовать температуру нагрева заготовки, равную 850 °С.
5.2. Эволюция микроструктуры в моделях с варьируемой скоростью деформации
Для изучения влияния скорости деформации на эволюцию микроструктуры необходимо было построить дополнительные модели с разными скоростями прокатки и сравнить их с базовой моделью, где скорость вращения валков равна 100 оборотов в минуту.
Поскольку стан винтовой прокатки оснащен системой регулирования скоростью вращения валков с помощью преобразователя частоты, было решено изучать изменение размера зерна при экстремальных значениях скорости прокатки. В частности, минимальная технологически возможная скорость вращения валков равна 10 об/мин. Максимально возможная скорость вращения равна 300 об/мин. Этот выбор был сделан из-за того, что во многих работах [1, 6-7] при исследовании РКУП, было доказано, что изменение скорости деформации в относительно небольшом диапазоне (3-5 раз) не оказывало никакого влияния на изменение размера зерна.
Результаты моделирования микроструктуры, показанные на рис. 7, подтвердили результаты представленных выше исследований. Путем варьирования скорости деформации от 10 до 300 об/мин, микроструктура заготовки практически не изменяется. Небольшое изменение среднего диаметра зерен (1-2 мкм) возникает только в поверхностной зоне на малой скорости прокатки. Это напрямую связано с тем, что при уменьшении скорости деформирования заготовка имеет более длительный контакт с инструментом, в результате чего поверхностные слои сильнее остывают.
Рис. 7. Изменение размера зерна при варьировании скорости деформации
Здесь следует отметить, что варьирование скоростью деформации будет непрактичным решением. Увеличение скорости вращения валков приводит к увеличению динамических нагрузок на станину прокатного стана, что является отрицательным фактором. Чрезмерное снижение скорости деформации также нежелательно, так как приводит к существенному охлаждению заготовки и возможному росту зерна в центральных частях крупных заготовок из-за статической рекристаллизации.
При изучении процесса РКУП было установлено, что снижение температуры деформации является благоприятным условием для формирования тонкой структуры. Однако при осуществлении совмещенного процесса может возникнуть ситуация, когда заготовка остынет настолько, что стан не сможет протолкнуть заготовку через каналы матрицы. Поэтому для последующего многопроходного деформирования было решено использовать скорость деформации базовой модели, равную 100 оборотов в минуту.
5.3. Эволюция микроструктуры после нескольких циклов деформации
Начальной моделью для многопроходной деформации была модель с низкой температурой нагрева заготовки 850 °С, которая была определена как наиболее оптимальная. Деформация во 2 и 3-ем проходах была осуществлена при следующих условиях:
- второй проход: заготовка с диаметром 20 мм была прокатана до диаметра 17 мм и продавлена через матрицу с каналом диаметром 18 мм;
- третий проход: заготовка диаметром 17 мм была прокатана до диаметра 14 мм и пропущена через матрицу с каналом диаметром 15 мм.
В результате были получены следующие данные (рис. 8). В первом проходе после винтовой прокатки разница в среднем диаметре зерна между центральной и поверхностной зонами была 8 мкм; после прессования в матрице эта разница достигала 7 мкм.
Во время второго прохода измельчение зерна в процессе винтовой прокатки не столь интенсивно, как в первом проходе. Это объясняется тем, что обжатие в этом проходе было
3 мм, что меньше, чем в первом проходе - 5 мм. Здесь средний размер зерна в поверхностной зоне составлял 8 мкм, в центральной зоне был 13 мкм, т.е. разница составила 5 мкм. Во время последующего прессования в матрице средний диаметр зерна был сокращен до 6 мкм в поверхностной зоне и 10 мкм в центральной зоне. В данном случае разница уменьшается до 4 мкм.
Во время третьего прохода после винтовой прокатки средний диаметр зерна в поверхностной зоне составил 5 мкм, в центральной зоне был 9 мкм, т.е. разница составила
4 мкм. После прессования в матрице средний размер зерна уменьшился до 3 мкм в поверхностной зоне и 6 мкм в центральной зоне, т. е. разница значений была всего 3 мкм.
Таким образом, после изучения модели многопроходного деформирования было установлено, что с увеличением числа проходов, происходит не только общее уменьшение среднего диаметра зерна, но и постепенное выравнивание этого параметра между центральной и поверхностной зонами.
Рис. 8. Изменение размера зерна при многопроходном деформировании
6. Заключение
При исследовании эволюции микроструктуры в совмещенном процессе «винтовая прокатка-прессование» было установлено, что этот метод деформирования позволяет существенно измельчать исходный размер зерна. Варьирование основными технологическими параметрами показало, что влияние температуры нагрева заготовки играет значительную роль в степени измельчения зерна. В то время, как скорость деформации в допускаемых конструкцией стана пределах не оказывает существенного влияния на микроструктуру.
Благодаря винтовой прокатке, измельчение зерна происходит в основном в поверхностных слоях заготовки. Последующее прессование в матрице приводит к изменению размера зерна по всему поперечному сечению заготовки. Но, несмотря на это, разница значений среднего диаметра зерна между центральной и поверхностной зонами остается. Чтобы уменьшить наблюдаемый разброс значений и выровнять размер зерна в поперечном сечении, заготовку необходимо подвергнуть нескольким циклам деформации. Так, после третьего прохода разница средних значений размера зерна между центральной и поверхностной зонами составляет всего 3 мкм, что значительно меньше, чем после первого прохода -7 мкм. Это позволяет говорить о достаточно равномерной проработке структуры в поперечном сечении заготовки.
Следует отметить, что для получения таких результатов путем РКУП требуется 4-6 циклов прессования, а представленные результаты были получены после трех проходов, время каждого прохода для прутков длиной 250 мм составило 5-8 секунд. Производительность в данном случае будет до 100 кг/ч высококачественного стального прутка, без ограничения длины с субультрамелкозернистой структурой. Это значительно выше, чем в основных конкурентных процессах, что дает возможность говорить о большей эффективности предложенного процесса.
Список литературы
1. Р. Валиев, И. Александров. Объемные наноструктурные металлические материалы. Москва: Академкнига, 2007. 398 с.
2. Патент № 27445. Устройство для непрерывного прессования металла. Найзабеков А.Б., Лежнев С.Н., Арбуз А.С. (уведомление от 25.09.2015 г.).
3. Патент РФ № 2240197. Способ комбинированной интенсивной пластической деформации заготовок. Валиев Р.З., Салимгареев Х.Ш., Рааб Г.И., Красильников Н.А., Амирханов Н.М. 2004.
4. H. Yada, N. Matsuzu, K. Nakajima, K. Watanabe and H. Tokita. Trans. ISIJ. 1983. 23.100109.
5. ГОСТ 5639-82. Стали и сплавы. Методы выявления и определения величины зерна.
6. P. Berbon, N. Tsenev, R. Valiev, M. Furukawa, Z. Horita, M. Nemoto, T. Langdon. Metall Mater Trans A. 1998. 29, 9, 2237-2243.
7. Z. Horita, D.J. Smith, M. Furukawa, M. Nemoto, R. Valiev, T. Langdon. J Mater Res. 1996. 11, 8, 1880-1890.
УДК 621.778.1-426.014:621.785.01
УПРОЧНЯЮЩАЯ ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА ПРОВОЛОКИ ДЛЯ АРМИРОВАНИЯ БОРТОВЫХ КОЛЕЦ ШИН*
1 2 1 Харитонов В.А. , Столяров А.Ю. , Лысенин А.В.
1ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова», Россия
ООО «Специальные технологии», г. Магнитогорск, Россия
За последнее, сравнительно небольшое время, сортамент армирующих материалов для автомобильных шин претерпел значительные изменения. Связано это, в первую очередь, с тем, что к автомобильным шинам стали предъявляться более жесткие требования по ходимости, массе, дисбалансу (силовой неоднородности) и т.д.
*
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).
