CC BY
61
УДК 621.791.753.9.011: 721.07.14
Канд. техн. наук П. А. Гавриш, канд. техн. наук Ю. К. Доброносов Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск
РАСЧЕТ ЭНЕРГОСИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ ПРОКАТКИ СВАРНОГО ШВА МЕДИ СО СТАЛЬЮ
В статье приведены результаты разработки математической модели энергосиловых параметров прокатки сварного шва стали с медью.
Введение
При сварке стали с медью в равновесном состоянии при комнатной температуре медь растворяется в a-Fe в количестве до 0,3 %, а железо в меди в количестве до 0,2 %, хрупких интерметаллидов не образуется. Однако в связи с большими скоростями охлаждения при сварке в переходном слое образуется пересыщенный твердый раствор меди с железом, Граница сплавления между сталью и медью - резкая, с включениями фазы, обогащенной железом различного размера. Со стороны стали, примыкающей ко шву, размер зерна увеличивается в пределах зоны шириной 1,5...2,5 мм. Микротвердость зоны сплавления достигает 5800...6200 HV.
Затруднения при сварке и наплавке меди на сталь связаны с ее физико-химическими свойствами, высоким сродством меди к кислороду, низкой температурой плавления меди, значительным поглощением жидкой медью газов, различными величинами коэффициентов теплопроводности, линейного расширения и т. д. Одним из основных возможных дефектов при сварке, следует считать образование в стали под слоем меди трещин, заполненных медью или ее сплавами. Указанное явление объясняют расклинивающим действием жидкой меди, проникающей в микронадрывы в стали по границам зерен при одновременном действии термических напряжений растяжения.
Постановка задачи
С целью совершенствования технологии сварки меди со сталью выполнена прокатка сварного шва с учетом того, что при прокатке сварного шва улучшаются механические свойства сварного соединения за счет разрушения прослоек хрупких эвтектик в результате сдвигов зерен [1]. Надо отметить, что энергосиловые параметры прокатки стали и меди сильно отличаются друг от друга, поэтому проведенные исследования были направлены на создание математических моделей прокатки сварного шва меди со сталью.
На основе в достаточной степени, апробированной полиномиальной зависимости [2, 3] было выполнено и аналитическое описание механических свойств различных металлов и сплавов при численном математи-
ческом моделировании процессов холодных плакирования, прокатки и листовой штамповки многослойных полиметаллических композиций. При этом в качестве количественной оценки деформированного состояния е, в отличие от методик работ [2, 3] и ряда других, был использован показатель интенсивности деформации е И , более корректно отображающий различные, в том числе и осесимметричные, схемы пластического формоизменения.
С целью обеспечения максимальной степени унификации используемых методов расчета, в основу математических моделей напряженно-деформированного состояния при реализации процессов холодной прокатки сварных швов, были положены численные рекуррентные решения конечно-разностной формы условий статического равновесия выделенных элементарных объемов очага деформации [4, 5]. Структура данных математических моделей, являющихся по своей сути одномерными по деформированному и двухмерными по напряженному состояниям, позволила в полной мере учесть реальный характер распределений всех рассмотренных выше граничных условий при одновременном обеспечении возможности получения значительного объема самой различной информации.
Практическое выполнение исследований
Надо отметить, что в работе [6] проведено моделирование энергосиловых параметров прокатки сварочной порошковой проволоки с монометаллической оболочкой, эти данные также использованы при разработке математической модели прокатки сварного шва стали с медью. На рис. 1 показана фотография прокатанного сварного шва меди со сталью.
Прокатка сварного шва выполнялась до максимального усиления сварного шва равного 1,5...2 мм. Пластическая деформация сварного шва выполнялась на лабораторной установке ДГМА г. Краматорск (рис. 2). На рис. 3 показан состав и план расположения оборудования главной линии рабочей клети лабораторного прокатного мини-стана 100x100 Г Донбасской государственной машиностроительной академии, которая включает в себя: мотор-редуктор 1 типа МЦ 2С-63
(п = 40 об/мин), моторную муфту 2, одноступенчатый
© П. А. Гавриш, Ю. К. Доброносов, 2007
цилиндрический зубчатый редуктор 3 с передаточным отношением 4,0, промежуточную муфту 4, шестеренную клеть 5, универсальные шпиндели 6 на подшипниках качения, механизм 7 их пружинного уравновешивания и собственно двухвалковую рабочую клеть 8.
Теоретическая оценка энергосиловых параметров процесса
В основу математической модели энергосиловых параметров процесса прокатки сварного шва была положена численная интерпретация метода верхней оценки, заключающаяся в количественном определении геометрических координат особых точек кинематически возможных полей характеристик в физической плоскости и плоскости годографа скоростей.
Для оценки энергосиловых параметров при раскатке сварного шва было проведено теоретическое исследование напряженно-деформированного состояния металла в очаге деформации. Математическое моделирование заключалось в разбиении всей осевой протяженности очага деформации на отдельные /-е элементарные поперечные сечения (рис. 4, а) и в последующем анализе каждого из них.
При этом основным допущением было допущение о плоском поперечном течении металла, что обусловлено наличием значительных приграничных шву не-деформируемых по длине заготовки участков, которые исключают течение металла в продольном направлении.
Также были приняты допущение о моделировании поперечного сечения сварного шва трапецией (рис. 4, б) и допущение об отсутствии деформации шва со стороны отсутствия усиления, в данном случае, снизу. При этом рассматривалась возможность полного выкатывания сварного шва, то есть полной раскатки усиления заподлицо с основным металлом. Текущие по длине очага деформации значения толщины сварного шва кх/ и его ширины Ьх и угла подхода боковой образующей трапеции определяли из очевидных геометрических соотношений с учетом радиуса рабочих валков, величины обжатия и величины смещенных объемов. При этом угол подхода трапеции к основанию считали неизменным, так как прилегающая зона является пластически недеформируемой.
Рис. 1. Прокатанный сварной шов меди со сталью
Рис. 2. Общий вид оборудования лабораторного прокатного мини-стана 100x100 Г Донбасской государственной машиностроительной академии
Рис. 3. Состав и план расположения оборудования главной линии рабочей клети лабораторного прокатного мини-стана 100x100 Г Донбасской государственной машиностроительной академии
а б
Рис. 4. Расчетная схема реализации численной модели деформации сварного шва
Следует отметить, что по мере обжатия при данных размерах сварного шва изменяется отношение ширины усиления Ь к его средней по длине очага деформации высоте к от величины которого зависит выбор метода теоретического анализа.
Теоретическое исследование напряженно-деформированного состояния металла при деформации участка сварного шва на входе в очаг деформации (рис. 5), где с учетом его реальных геометрических размеров отношение Ь/крй < 2,5, согласно рекомендациям работы [7], было проведено с использованием численных интерпретаций метода полей линий скольжения, который позволяет учесть двухмерный харак-
тер пластической деформации металла и влияние внешних зон.
Дополнительно к указанным ранее, в этом случае принимались обычные для используемого метода допущения [7].
В случае же сечений, близких к выходу из валков (рис. 6), то есть при Ь/кср> 2,5 и, как следствие, при доминирующем влиянии сил внешнего трения на контактных поверхностях рабочих валков [8], анализ напряженно-деформированного состояния производили на основе численного рекуррентного решения конечно-разностной формы условия статического равновесия выделенного элементарного объема очага деформации.
а б
Рис. 5. Поля линий скольжения и годографы скоростей
Рис. 6. Расчетная схема численной модели сечений с соотношением Ь/к> 2,5
ср
Отмеченное позволило учесть реальный характер распределений геометрических параметров, механических свойств и условий контактного трения как по длине, так и по ширине зоны пластического формоизменения металла сварного шва. Учет сдерживающего влияния предыдущего /-1 сечения на течение металла в 1-м сечении осуществляли при определении силы прокатки путем прибавления величины К-К , где К -сопротивление чистому сдвигу материала шва, К -площадь 1-го сечения.
Определение для материала сварного шва величины К= 0,575ст, где ст1 - сопротивление деформации, определяемое в функции величины относительного обжатия е, было затруднено отсутствием соответствующих данных. Для оценки зависимости ст = /(е) было принято допущение о подобии кривых изменения микротвердости и сопротивления деформации в зависимости от величины е. Затем измеряли микротвердость по длине недоката сварного шва и фактический предел текучести материала шва до и после деформации путем испытания на растяжение, после чего аппроксимировали функциюст= /(е) по длине очага деформации с учетом результатов измерений микротвердости (рис. 7), и затем определяли величину К в каждом исследуемом сечении.
Непосредственно расчет нормальных контактных напряжений р и последующую интегральную оценку силы прокатки проводили по традиционным в рамках используемых методов методикам [7, 8]. Расчет вели для диаметров валков 100мм и 105мм, соответствующих лабораторным станам 100x100 и 105/260x250 ДГМА. Результаты распределений нормальных контактных напряжений рх по длине очага деформации приведены на (рис. 8).
(Уол Н/м\г
700 600 500
400 300
200
100
НУ(Е) /
/ / о.(е)
/
/ /
/
НУ,
Н/мм2 1750
1500
1250
1000 750 500 250
0,0 0,2
0,4
0,6
Рис. 7. Кривые деформационного упрочнения для материала сварного шва
Рис. 8. Распределение нормальных контактных напряжений р по длине очага деформации
Расчетная сила прокатки не превысила 20 кН, что позволило выбрать для проведения экспериментов лабораторный стан 100 х 100 с максимальной силой прокатки 40 кН.
Выводы
1. Усовершенствована технология сварки меди со сталью.
2. Разработана математическая модель влияния энергосиловых параметров прокатки сварного шва на качество сварного соединения.
3. Выполнены расчеты распределения нормальных контактных напряжений по длине очага деформации при прокатывании сварного шва.
Перечень ссылок
1. Сварка разнородных металлов и сплавов/ В.Р. Рябов, Д.М. Рабкин, Р.С. Курочко, Л.Г.Стрижевская. - М.: Машиностроение, 1984. - 239 с.
2. Беленький А.А. Математическое моделирование и оптимизация процессов литья и прокатки цветных металлов. - М.: Металлургия, 1983. - 160 с.
3. Потапкин В.Ф., Сатонин А.В., Доброносов Ю.К. Математическая модель механических свойств и запаса пластичности меди и медноцинковых сплавов при холодной прокатке // Изв. вузов. Черная металлургия, 1986. -№7. - С. 58-61.
4. Математическое моделирование процесса холодной прокатки тонких полиметаллических листов и полос /
B.Ф. Потапкин, А.Н. Левкин, А.В. Сатонин, Д.В. Чуков // Оптимизация металлосберегающих процессов при обработке металлов давлением - Ростов н/Д: Институт сельскохозяйственного машиностроения, 1989. -
C. 152-158.
5. Сатонин А.В. Численное конечно-разностное математическое моделирование напряженно-деформированного состояния металла при реализации различных технологических схем обработки давлением // Удоскона-лення процемв та обладнання обробки тиском в металургй 1 машинобудуванш. - Краматорськ: ДДМА,
2001. - С. 559-564.
6. Гавриш П.А., Кассова Е.В., Чигарев В.В., Серов И.В. Совершенствование технологии производства порошковой проволоки//Новi матерiали i технологи в металургй та машинобудуванш. - 2005. - №2. - С. 29-33.
7. Потапкин В.Ф. Метод полей линий скольжения в исследовании процессов прокатки // Удосконалення про-цемв та обладнання обробки тиском в металургй 1 машинобудуванш. - Краматорськ: ДДМА. - 2002. -С. 145-165.
8. Технология, оборудование и методы расчета процесса локальной термомеханической обработки сварных соединений на основе процесса горячей прокатки / В.Ф. Потапкин, А.В. Сатонин, А.Н.Кулик и др.// Удоскона-лення процемв та обладнання обробки тиском в металургй 1 машинобудуванш. - Краматорськ: ДДМА,
2002. - С. 462-467.
Одержано 28.03.2007
У cmammi наведено результати розробки математичног моделi енергосилових napcrnempie прокатки зварного шва cmani з мiддю.
Results of development ofmathematical model power andforce parameters rollings of a welded seam of steel with cooper are given.
УДК 669.621.763
Д-р техн. наук О. М. Шаповалова, канд. техн. наук Е. П. Бабенко
Национальный университет, г. Днепропетровск
НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ МНОГОМЕРНОЙ СВЯЗИ ТВЕРДОСТИ С ХИМИЧЕСКИМ СОСТАВОМ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЭЛЕКТРОЛИТИЧЕСКИХ ТИТАНОВЫХ
ПОРОШКОВ
Методами корреляционно-регрессионного анализа и построением степенных уравнений в пространстве рассмотрено влияние примесей на основное качества титановых порошков промышленного производства. Определены аналитические зависимости твердости от химического состава, а также элементы состава, оказывающие наибольшие изменения твердости порошков.
Твердость по Бринеллю и химический состав являются основными контрольными показателями качества титановых порошков разных способов производ-
ства. Свойства спеченных изделий из титановых порошков зависят от способа изготовления порошка и его химического состава [1-3]. Они оказывают влия-
© О. М. Шаповалова, Е. П. Бабенко, 2007 126
