CC BY
1
ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНИЧЕСКОЙ И ФИЗИКО-ТЕХНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
УДК 621.771.07:621.787.6
DOI: 10.24412/2071-6168-2023-12-208-209
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТЕКСТУРИРОВАНИЯ ПОВЕРХНОСТИ ВАЛКОВ ДРЕССИРОВОЧНЫХ СТАНОВ С ПРИМЕНЕНИЕМ ДРОБЕМЕТНОЙ ОБРАБОТКИ
Е.Ю. Звягина, Н.Н. Огарков
В работе разработан теоретический метод определения параметра шероховатости поверхности валка при дробеметной обработке с учетом физико-механических свойств материалов валка и дроби, технологических параметров процесса насечки с учетом вида исходной шероховатости насекаемой поверхности валка. Сопоставление расчетных и экспериментальных значений имеет удовлетворительную сходимость. Полученные результаты рекомендованы для специалистов в области обработки металлов давлением при проектировании технологического процесса подготовки валков к дрессировке.
Ключевые слова: валки дрессировочного стана, дробь, шероховатость.
Валки дрессировочного стана используются при прокатке в них холоднокатаных полос с целью получения их с требуемой шероховатостью поверхности, регламентированной потребителями автолиста [1,4,14]. Процесс формирования требуемой шероховатости на холоднокатаной полосе реализуется за счет негативного отпечатка на их шероховатой поверхности при деформации их валками дрессировочного стана[1-8].
Одним из наиболее распространённых способов получения необходимой шероховатости валков является текстурирование их рабочих поверхностей дробеметной обработкой. На практике получение требуемой текстуры на поверхности валков достигают путем подбора фракции дроби и регулирования режимов насечки на дробеметных установках, что является трудозатратной по времени операцией [7-17].
В настоящей работе предлагается теоретический метод определения параметров текстурированной поверхности рабочих валков дрессировочного стана.
При разработке метода приняты следующие допущения:
Рис. 1. Схема внедрения дроби в поверхность валка и поле линий скольжений
Теоретические исследования основных закономерностей пластического формоизменения поверхностного слоя деталей проводим на изотропных идеально-пластичных и упрочняющихся материалах, для наиболее простого случая свободного внедрения индентора (дроби). Решение выполняем для меридиального сечения очага деформации при взаимодействии дроби с обрабатываемой поверхностью.
208
Упругое восстановление материала валка после взаимодействия его с дробью определяется только эпюрой распределения нагрузки по контактным поверхностям дробь-деталь.
Задачу решаем с использованием метода суперпозиции, который позволяет объемную задачу решать в двух взаимно перпендикулярных плоскостях, а соответственно применить для решения задачи один из методов теории пластичности- метод линий скольжения.
При текстурировании поверхности валков инструментом является дробь, которая бывает следующих марок: ДЧЛ, ДСЛ, ДСЛУ, WS, WGP, остроугольной формы или состоящая из смеси округлой (85%) и остроугольной (15%) форм.
Аппроксимируем произвольную форму дроби в контакте с поверхностью насекаемого валка шаровой поверхностью (рисунок 1). В виду симметричности сечений во взаимно перпендикулярных плоскостях, такая аппроксимация позволяет определить работу деформации, как удвоенное значение работы, совершаемой в одной из плоскостей.
Вдавливание дроби в поверхность валка рассматриваем с учетом застойной зоны металла А1АЕ, примыкающей к поверхности дроби в зоне контакта.
Схема взаимодействия дроби с валком и поле линий скольжения представлена на рисунке 1.
Кинетическая энергия дроби определяется зависимостью:
Wl =
шУ2
2
(1)
где ш -масса дроби; У - скорость дроби при встрече с поверхностью валка.
Работу, совершаемую дробью при деформации поверхностного слоя валка, определяем по следующей зависимости:
Ж2 =| ¥ау.
(2)
При решении плоской задачи усилие внедрения дроби в поверхность валка для её единичного размера в направлении перпендикулярном плоскости чертежа рассчитывается по зависимости:
ж
^ = 4т I 1 +
2
4Ую,
где О - диаметр дроби; Т - предел прочности материала валка на сдвиг.
Соответственно работа, совершаемая при внедрении дроби составит
^ = Т, 1[1+ Ж ]л/УЩУ
или после решения уравнения (4):
8
(3)
(4)
ж2 = [1+и^УБ. (5)
Поскольку метод суперпозиции предполагает учет затрат энергии в двух плоскостях, то полная работа, совершаемая в двух взаимно перпендикулярных направлениях будет равна:
^ = 1ч [1+у,/УБ.
(6)
Приравнивая кинетическую энергию дроби к работе расходуемой дробью на пластическую деформацию поверхности валка имеем:
шУ 2 14 (1+ж] У4УБ
(7)
2 3 ^ 2 _
Применительно к решению плоской задачи масса дроби, отнесенная к единице размера дроби в направлении перпендикулярном плоскости чертежа описывается зависимостью:
,3. (8)
Ж пз ш = — —О 6
где р - плотность материала дроби.
Подставляя из (8) значение массы в уравнение (7) и решая относительно глубины внедрения дроби в поверхность валка у получаем:
(
3жрО /^У2
у =
1281 1+ Ж \т
(9)
Упрощая выражение (9) получим
у = 0,094| — | ОУ43.
(10)
Поскольку в процессе вдавливания дроби в поверхность валка материал валка, выдавливаемый дробью, вытесняется в «наплыв» по краям лунки, то шероховатость насекаемой поверхности характеризуется суммарным значением размера глубины лунки и высоты «наплыва» А [14].
Высоту «наплыва» А определяем исходя из равенства площадей лунки и «наплыва».
Площадь лунки, вытесняемая дробью, определится зависимостью
^ = 2. (И)
Площадь «наплыва» составляет
=А4УУ5. (12)
С учетом равенства площадей и уравнений (11) и (12) получим
А = У . (13)
2
Высота шероховатости:
К = у + а = У + У = 3У = оА^БуУз. (14)
г 2 2 у НВ)
После внедрения дроби в поверхность валка происходит упругое восстановление материала валка в области образовавшейся лунки.
Согласно решению, приведенному [18] перемещение произвольной точки граничной плоскости по нормали к этой плоскости под действием приложенной силы, определится выражением
и = р (1 _у)2, (15)
7ге2т
где р -нагрузка, действующая на деформируемую поверхность; у -коэффициент Пуассона; Е2 -модуль упругости деформируемого материала; г - расстояние от точки приложения нагрузки до произвольной точки.
Принимая точку приложения равнодействующей нагрузки в середине площади контакта дроби с валком, определим перемещение материала валка в точке, расположенной в центре дна лунки:
8^ [1 + Х^
и = У 2)-. (16)
жЕ2
Учитывая, что взаимодействие дроби с валком реализуется через шероховатый слой, то изменение модуля упругости в шероховатом слое, по сравнению со сплошным материалом валка определится зависимостью:
Е2 = Ед , (17)
где д - относительное количество металла в исходном шероховатом слое. Поскольку перемещение д является следствием упругой деформации, то на такую же величину происходит восстановление материала валка после его контакта с дробью [6].
Учитывая, что между пределом прочности на сдвиг ? и твердостью материала валка НВ имеется соотношение: ? = 0,18НВ , а также используя (17) и (10), приведем выражение (16) к виду
2НВ2/3 р1 БУ 23 (18)
жЕд
С учетом упругого восстановления материала валка, окончательно зависимость для расчета параметра шероховатости примет вид
[ 1/ 2 V
0,14р/зУ2 2НВ/3
u = -
Rz = Dp^V23
(19)
нв 23 жед
\ /
где р - плотность материала дроби; У - скорость дроби при встрече с поверхностью валка; Б - диаметр дроби; НВ - твердость материала валка; д - относительное количество металла в исходном шероховатом слое. Учитывая, что между Rz и Ra существует корреляционная связь, имеем:
[--■К——* ^
Ra = 0,22 • Dp^V23
0,14p3 V2 2HB/
HB
Уз жЕд
(20)
В соответствии с отечественным и зарубежным стандартами, автомобильные компании «АвтоВАЗ», «Ford», «Hyundai-Kia», «Toyota», «Volkswagen», предъявляют повышенные требования к шероховатости поверхности холоднокатаного листа по высотному показателю шероховатости Ra в пределах от 0,8-1,8 мкм, шаговому параметру шероховатости Рс (Pc =1/Sm) в пределах 50-90 см-1.
Применительно к условиям ПАО «ММК» представленные зависимости изображены для фракции дроби 0,6-2,4 мм, для параметра q =0,5 (рисунок 2). Для проведения промышленного эксперимента были обработаны 2 рабочих валка дрессировочного стана 2500 на следующих режимах: число оборотов дробеметного колеса составляло 1700 об/мин, скорость передвижения тележки 1 м/мин, число оборотов валка 10 об/мин, число проходов факела дроби равно 4.
Результаты, представленные на рис. 2 выполнены с исходной шероховатостью перед ДМО Ra=3,2 мкм. Однако на практике для насечки используются валки после механической обработки с отклонениями от исходной шероховатости +1 мкм. Поэтому были проведены исследования на ее забиваемость в процессе ДМО.
Анализ профилограмм, снятых с поверхности валков после ДМО, с частичным и полным «забиванием» исходного микрорельефа поверхности валка показал, что формирование результирующей шероховатости валка можно рассматривать как эргодический процесс и оценивать зависимостями:
(21)
(22)
где Да„й и
параметры шероховатости поверхности валка в предположении полной забиваемости исходного
микрорельефа единичными ударами дроби; Raис¡¡ и 5тис>- параметры исходной шероховатости поверхности валка; N количество проходов факелов дроби; коэффициент, зависящий от параметров дробеметной установки.
, мм 20
17.5
15
12,5 10
7,5 5 2,5 0
-(1=2,4 мм -с1=1,2 мм -(1=0,8 мм -(1=0,6 мм
30 40 50 60 70 80 V, м/с
Рис.2. Зависимость параметра шероховатости от скорости дроби при различной ее фракции Для исследуемой установки ДМО «Панборн» величина ^ равна 0,8.
Различную исходную шероховатость специально выполняли на отработанных валках, поверхности которых были обработаны на одинаковых участках с различной шероховатостью. После ДМО изменение шероховатости на этих участках после каждого двойного прохода измеряли переносным профилометром «8ш1гошс». Сопоставление расчетных значений по формулам (21, 22) и экспериментальных данных представлено на рис. 3.
2 4
* , • - эксперимент
2 4
• - эксперимент
6 N
Я , А
- расчет
Рис. 3. Изменение параметров шероховатости при ДМО валков с различной исходной шероховатостью
Имеющиеся расхождения между расчетными и экспериментальными данными вызвано некоторыми допущениями, принятыми при выводе математических зависимостей. При использовании ДМО наблюдается тенденция к полной забиваемости исходной шероховатости с увеличением числа проходов, независимо от исходной шероховатости.
Использование малой исходной шероховатости имеет аналогичную тенденцию к забиваемости в процессе ДМО с возрастанием высотных и шаговых параметров с увеличением числа проходов.
Выше отмеченные явления реализуются до шести проходов. Использование большего числа проходов приводит к полному забиванию исходной шероховатости.
При грубой исходной шероховатости с увеличением числа проходов происходит процесс забиваемости высотных параметров шероховатости, с уменьшением высотных и шаговых параметров. Использование малой исходной шероховатости приводит к ее возрастанию с увеличением числа проходов факела дроби из-за насечки более грубой шероховатости. И при более высокой исходной шероховатости, и при малой исходной шероховатости с увеличением числа проходов, параметр шероховатости стремится к установившемуся значению.
В представленных зависимостях учитывается упругая деформация формы дроби, упругая деформация материала валка, а также вид исходной шероховатости насекаемой поверхности валка. Учет этих факторов, несомненно, будет полезен для технологов машиностроителей и специалистов в области обработки металлов давлением при проектировании технологического процесса подготовки валков к дрессировке в них холоднокатаной полосы на дрессировочном стане без предварительных пробных операций, а также уточнить описание процесса взаимодействия дроби с поверхностью валка.
Список литературы
I.Влияние различных способов обработки валков на топографию поверхности холоднокатаных листов /А.В.Горбунов, В.К.Белов, Д.О. Беглецов и др. // Сталь, 2010. №1. С. 68-72.
2.Оценка микрогеометрии поверхности листа для деталей кузовов автомобилей / Ю.В.Гусев, С.А. Косо-ногова, Д.А. Дубовов // Сталь. 2001. №8. С. 84-85.
З.Огарков Н.Н., Звягина Е.Ю. Расчет параметров шероховатости при текстурировании поверхности прокатных валков электроэрозионным методом // Вестник Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова. 2023. Т. 21. №2. С. 29-36.
4.Получение автолиста с регламентированной микротопографией поверхности / А.В. Горбунов, А.Ф. Ра-дионов, В.К. Белов и др.// Производство проката. 2007. №4. С. 15-17.
5.Ogarkov N.N. Improvements in Shot Blasting to Increase the Surface Peak Density of Auto-Industry Steel Sheet / Ogarkov N.N., Zvyagina E.Yu., Zaletov Yu.D., Khomenko N.N., Kerimova L.F. // Steel in Translation. 2016. Vol. 46. No. 12. P. 847-850.
6.Звягина Е.Ю. Совершенствование оборудования и технологии насечки валков дрессировочных станов дробью для улучшения качества поверхности автолиста: дис. канд. техн. наук. Магнитогорск, 2017. 175 с.
7.Bocharov Y. The Mechanics of the Coining Process / Bocharov, Y., Kobayashi S., Thomsen E.G. Trans. ASME, Series B, J. Eng. Ind.,84. 1962. C. 491-501.
8.Дьяченко В.Ф. Сравнительный анализ микротопографии поверхности оцинкованного проката для лицевых деталей автомобиля /В.Ф. Дьяченко, A.B. Горбунов, Е.В. Жарков и др. // Производство проката. 2008. №10. С. 12-17.
9. W.L. Roberts. An Approximate Theory of Temper Rolling // Iron and Steel Engineer Year Book. 1972. P. 530542.
10. Технологические возможности и новые продукты Северстали для автопрома/ Мишнев П.А., Адигамов Р.Р., Антонов П.В. Сушкова С.А./ Черная металлурния. 2012. №4. С. 84-89.
II. Мухин Ю.А., Рыблов А.В., Бобков Е.Б., Черный В.А. Формирование микрогеометрии поверхности холоднокатаных полос: Учебное пособие. Липецк: Изд-во липецкого государственного технического университета, 2014. 138 с.
12. Rrediction model of the flow stress for the computer-aided desing hot rolling sheet and strips pattern /Rumyantsev M., Belov V., Razgulin L/Металлообработка. 2015. Т. 2015. С. 395-402.
13. Formation of the microtopography of the free strip surface in temper rolling //Belov V.K., Gorbunov A.V., Begletsov D.O., Krivko O.V./Steel in Translation. 2008. Т. 38. № 1. С. 53.
14. Совершенствование дробеметной обработки прокатных валков для производства автомобильного листа //Огарков Н.Н., Залетов Ю.Д., Ласьков С.А., Звягина Е.Ю., Пожидаев Ю.А.// Вестник МГТУ им. Г.И. Носова. 2010. №2. С.41-43.
15. Naizabekov, А. Research and Development of Technology for Rolling of High-Quality Plates of Non-Ferrous Metals and Alloys in Relief Rolls/ Abdrakhman Naizabekov, Sergey Lezhnev, Toncho Koinov, Igor Mazur, Evgeniy Panin. // Journal of Chemical Technology and Metallurgy. 2016. № 51 (4). P. 363-370.
16. Rasp W. Effects of surface-topography directionality and lubrication condition on frictional behavior during plastic deformation/ Rasp W., Wichern C.M. // Journal of material processing technology. 2002. №125. C. 379-386.
17. Borisov S.S. Deformational strip heating effect on the deformation stress of high-strength automotive steels at cold rolling / Borisov S.S., Pogodaev A.K., Mazur I.P. // Journal of Chemical Technology and Metallurgy. 2016. № 51 (6). P. 715-719.
18. Демидов С.П. Теория упругости. М.: Высшая школа, 1978. 423 с.
Звягина Елена Юрьевна, канд. техн. наук, доцент, [email protected]. Россия, Магнитогорск, Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И.Носова,
Огарков Николай Николаевич, д-р техн. наук, профессор, [email protected], Россия, Магнитогорск, Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И.Носова
THEORETICAL FOUNDATIONS AND TECHNOLOGICAL PROVIDING SURFACE TEXTURING ROLLS OF TRAINING
MILLS WITH THE USE OF SHOT BLASTING
E.Yu. Zvyagina, N.N. Ogarkov
The paper develops a theoretical method for determining the roughness parameter of the roll surface during shot blasting, taking into account the physical and mechanical properties of the roll and shot materials, the technological parameters of the notching process, taking into account the type of initial roughness of the roll surface to be formed. Comparison of calculated and experimental values has satisfactory convergence. The results obtained are recommended for specialists in the field of metal processing by pressure when designing the technological process ofpreparing rolls for training.
Key words: rolls of the training mill, fraction, roughness.
Zvyagina Elena Yurievna, candidate of technical sciences, docent, [email protected], Russia, Magnitogorsk, Nosov Magnitogorsk State Technical University,
Ogarkov Nikolai Nikolaevich, doctor of technical sciences, professor, [email protected], Russia, Magnitogorsk, Nosov Magnitogorsk State Technical University
УДК 621.373.826
DOI: 10.24412/2071-6168-2023-12-213-214
ЛАЗЕРНАЯ УДАРНАЯ ОБРАБОТКА СПЛАВОВ НА НИКЕЛЕВОЙ ОСНОВЕ
А.В. Федин, А.В. Хабибулин
Рассмотрена лазерная ударная обработка сплавов на никелевой основе. Определены рациональные параметры выходного лазерного излучения, позволяющие создавать максимальное поверхностное давление и остаточное напряжение в материалах лопаток турбин, предназначенных для работы в наиболее нагруженном режиме.
Ключевые слова: лазерная ударная обработка, сжимающие остаточные напряжения.
Лазерная ударная обработка (ЛУО) - инновационный метод обработки поверхности изделий из металлов и сплавов [1-3]. С помощью ЛУО можно создавать сжимающие остаточные напряжения значительной величины в обрабатываемой поверхности на большую глубину. Остаточные напряжения сжатия, создаваемые ЛУО, могут заметно улучшать механические характеристики изделий, такие как устойчивость к возникновению и росту трещин, повышать усталостную прочность, а также увеличивать срок службы. Процесс ЛУО может создавать сжимающее остаточное напряжение глубиной более 1 мм [4], что примерно в четыре раза глубже, чем, например, традиционный процесс дробеструйной обработки. Кроме того, ЛУО практически не повреждает поверхность и детали, обработанные лазером, обычно не теряют точности размеров.
Одним из наиболее востребованных применений ЛУО является поверхностная обработка материала лопаток паровых турбин. Эти детали подвержены значительным знакопеременным и термическим нагрузкам.
За последние 30 лет [5-9] с целью совершенствования ЛУО было проведено множество экспериментальных исследований по изучению влияния соответствующих параметров лазерной обработки. Однако динамический характер реакции упрочненных материалов оказался очень сложен и его трудно контролировать инструментально. Поэтому в последнее время все большее признание находит методика моделирования как эффективный инструмент для понимания процесса ЛУО, определения необходимых параметров лазерных систем и режимов их генерации.
Физический процесс ЛУО фактически включает в себя две стадии. На первой стадии на поверхности материала создается плазменно-индуцированное импульсное давление, когда высокоэнергетический лазерный импульс облучает поглощающее покрытие через прозрачное покрытие, возбуждая мощную ударную волну, распространяющуюся вглубь материала. На второй стадии ударная волна, вызванная импульсным давлением, создает в материале поле остаточных напряжений.
На первом этапе импульсное давление можно оценить с помощью положений лазерной физики. Одним из ключевых вопросов при описании ЛУО является моделирование второго этапа с использованием механистической модели [10-13]. Целью настоящей работы является представление применения методологии моделирования ЛУО с рассмотрением процедуры анализа для оценки необходимых параметров лазерной системы и режимов ее генерации.
Для изготовления лопаток паровых турбин используются коррозионностойкая и жаропрочная сталь, а также специальные металлические сплавы на никелевой основе. Выбор марки стали зависит от температурного режима в среде эксплуатации. Ниже 400°С применяют сталь 08X13 и 12Х13; при температуре, достигающей 440°С -20X13; до 540°С - 15Х11МФ; до 580°С - 15Х12ВНМФ; до 650°С - 09Х14Н19В2БР1 и ХН35ВТ; до 700°С -ХН35ВТК. Лопатки турбин, работающие в температурном режиме до 800°С, изготавливают из сплавов на никелевой основе - ХН70ВМЮТ, ХН80ТБЮ.
Исследования проводили на основе сплавов, предназначенных для работы в наиболее нагруженном режиме - ХН80ТБЮ, ХН70ВМЮТ и ХН35ВТК, которые, по нашим сведениям, ранее не рассматривались. Механические свойства сплавов приведены в таблице 1.
Таблица 1
Механические свойства сплавов
№ Параметры Значение
п/п ХН80ТБЮ ХН70ВМЮТ ХН35ВТК
1 Плотность р, кг/см3 8300 8600 8200
2 Коэффициент Пуассона V 0,3 0,3 0,3
3 Постоянная Ламе X 129,2 127,5 115,4
4 Постоянная Ламе ^ 86,2 85,0 76,9
5 Предел упругости Гюгонио У^, ГПа 4,81 4,81 4,81
6 Динамический предел текучести , ГПа 2,75 2,75 2,75
7 Модуль Юнга Е, ГПа 224 221 200
8 Акустический импеданс ^, г/см2-с 4,27 4,43 4,22
