CC BY
94
УДК 621.778
А.Г. Корчунов, В.Г. Дорогобид, А.Г. Ульянов, М.В. Блохин
ГОУВПО «МГТУ»
ВЫБОР ДИАМЕТРА КАЛИБРУЮЩЕЙ ЗОНЫ ВОЛОКИ ПРИ КАЛИБРОВАНИИ СТАЛЬНЫХ ПРУТКОВ С УЧЕТОМ УПРУГОГО ПОСЛЕДЕЙСТВИЯ
Обеспечение точности размеров и требуемых предельных отклонений поперечного сечения калиброванной стали является комплексной задачей, при решении которой необходимо рассматривать вопросы определения рациональных параметров волочильного инструмента с учётом деформационной специфики обработки и условий его эксплуатации.
Из практики производства известно, что диаметр калиброванной стали после волочения несколько больше диаметра калибрующей зоны волоки в ненагруженном состоянии вследствие упругого последействия [1-3]. Некоторое увеличение диаметра калиброванной стали наблюдается и в процессе правки [3, 4]. Явление упругого последействия при волочении связывают с упругой деформацией металла и инструмента, а в процессе правки с перераспределением остаточных напряжений, сформировавшихся в металле в результате неравномерной деформации при волочении [3, 4, 6].
В работе [7] диаметр калибрующей зоны монолитной волоки определяется по формуле
4 вол = 41 - И
где 4В0Л - диаметр калибрующей зоны волоки; 4 - номинальный диаметр калиброванной стали; И - предельное отклонение по диаметру калиброванной стали согласно ГОСТ 7417; X - величина упругого последействия («подъёма») металла.
Не зная величины упругого последействия после волочения и последующей правки, сложно изготовить волочильный инструмент рациональных размеров с учётом обеспечения требуемых предельных отклонений профиля и максимальной продолжительности рабочей кампании инструмента. Необоснованный выбор диаметра волок приводит к быстрому выходу размеров калиброванной стали из поля допусков, определяемых стандартами, вследствие износа инструмента; уменьшению рабочей кампании волочильного инструмента; более частой перешлифовке и смене волок, а следовательно, к снижению коэффициента использования
волочильного оборудования; увеличению затрат на перешлифовку канала волок.
Задача выбора рационального диаметра канала волоки с учётом деформационной специфики волочения и последующих операций правки осложняется тем, что в научно-технической литературе ещё нет необходимых обобщений материалов по вопросу количественной оценки величины упругого последействия, полученной расчётным или опытным путём. А факты, наблюдаемые в производственных условиях, часто остаются достоянием рабочих-умельцев и не доходят до технологических бюро.
В промышленных условиях формирование точности размеров калиброванной стали и подбор соответствующего диаметра волоки всё еще в значительной степени зависит от квалификации и опыта волочильщика, а каждое предприятие владеет в этой области своими методиками и ноу-хау [6].
Выход размеров профиля из поля допусков находится в прямой зависимости с соответствующим износом калибрующей зоны волочильного канала. Величина и интенсивность износа твёрдосплавных волок определяется механическими свойствами стали, деформационными и скоростными режимами обработки.
Известно, что чем меньше степень деформации при волочении, тем интенсивнее изнашивается волока [5, 8, 9]. Это объясняется высокими радиальными давлениями, которые испытывает инструмент с уменьшением обжатия. Особенно высоки эти давления в процессе волочения без противонатяжения, что свойственно большинству технологических схем производства калиброванной стали. В реальных условиях это обстоятельство значительно усиливает износ рабочего канала волоки, снижая её рабочую кампанию.
С точки зрения износостойкости волочильного инструмента, не рекомендуется осуществлять обработку при относительной степени деформации менее 12 % [10-12]. Однако в силу специфики процесса калибрования значительная часть назначаемых на практике режимов обработки находится в неблагоприятном диапазоне обжатий, с точки зрения условий работы волочильного инструмента (рис. 1).
Другой важной деформационной особенностью технологических процессов производства калиброванной стали являются невысокие скорости волочения, которые в большинстве случаев не превышают 70 м/мин. При этом с увеличением диаметра и прочностных свойств стали скорость обработки прогрессивно уменьшается до 2,4 м/мин.
—абсолютное обжатие 0,5
диаметр калиброванной стали, мм
Рис. 1. Зависимость степени деформации от диаметра калиброванной стали и величины применяемых абсолютных обжатий
При обработке на таких скоростях волочения ухудшается подача смазки в контактную зону между волокой и металлом, что также способствует интенсификации износа волочильного инструмента (рис. 2) [5, 8].
Допустимая величина износа инструмента определяется допусками на диаметр калиброванной стали, предусмотренными соответствующими стандартами и техническим условиями. Чтобы увеличить поле допустимого износа и продлить рабочую кампанию инструмента при таких неблагоприятных режимах обработки необходимо принимать диаметр калибрующей зоны волоки с «минусовым» допуском таким образом, чтобы полученная калиброванная сталь с учётом явлений упругого последействия при волочении и правке по размерам соответствовала нижней допустимой границе поля допуска по предельным отклонениям.
По опыту специалистов ОАО «ММК-МЕТИЗ» в процессе правки диаметр калиброванной стали в зависимости от типоразмера профиля и прочностных свойств стали может изменяться на величину от 0,01 до 0,06 мм.
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 скорость волочения, м/мин
Рис. 2. Зависимость износа инструмента от скорости волочения
Величина упругого последействия в процессе правки увеличивается пропорционально диаметру калиброванной стали, степени изгиба в роликах правильной машины, прочности стали и степени предварительной пластической деформации волочением. Указанные значения заложены в технологическую документацию и используются при определении допусков на калиброванную сталь перед правкой. Величина же упругого последействия при волочении в технологической документации завода не зафиксирована, хотя её числовое значение может быть на порядок больше, чем в процессе правки [7]. Это обстоятельство не позволяет рационально выбирать параметры волочильного инструмента.
Множественность факторов, влияющих на величину упругого последействия, и практически необходимая высокая точность её определения затрудняют применение аналитических методов расчёта. Величину упругого последействия приходится определять опытным путём для каждой группы аналогичных процессов, что не всегда может быть осуществлено в условиях действующего производства.
Современная вычислительная техника и программное обеспечение открывают новые возможности при изучении процессов обработки металлов давлением, позволяют проводить исследования, устанавливать закономерности и количественно оценивать сложные явления, к числу которых относится эффект упругого последействия при волочении калиброванной стали. Применение современных систем имитационного
моделирования процессов ОМД позволяет выполнить анализ напряжённого состояния при волочении и получить количественную оценку явления упругого последействия после снятия нагрузки.
С этой целью использовали программный комплекс DEFORM 3D. Моделирование производили на компьютере с двухядерным процессором AMD Athlon X2 6000+ с оперативной памятью 2 Gb. Математическая модель калибруемого прутка состояла из 75500 конечных элементов, 18000 узлов и 19500 поверхностных многоугольников. В качестве реологической модели материала прутка была принята упруго - пластическая среда с упрочнением. Волока принималась абсолютно жёстким телом. 3D
- геометрия инструмента была создана на основе формы волок-заготовок по ГОСТ 9453. Трение принимали по закону Амонтона-Кулона т = p ■ Л при значении коэффициента трения ¡ = 0.1 (соответствует условиям волочения с использованием в качестве смазки индустриального масла И40).
Расчёт напряжённого состояния проводили при следующих параметрах процесса волочения: содержание углерода в стали 0,1-0,6 %; диаметр исходного подката 10,0-50 мм; степень деформации при волочении 8,0-16,0 %.
В качестве примера приводятся результаты моделирования напряжённого состояния в очаге деформации и определения величины упругого последействия при волочении калиброванного прутка из стали марки 30 диаметром 20,0 мм со степенью деформации 8 и 16 %. На рис. 3 и 4 приведены 3D-модели распределения интенсивности напряжений и действующих продольных напряжений при волочении.
Из приведенных моделей видно, что после выхода из геометрического очага деформации максимальное значение интенсивности напряжений наблюдается в поверхностных слоях металла (см. рис. 3).
При этом все компоненты действующих в поверхностных слоях металла напряжений растягивающие.
На рис. 4 показано распределение продольных напряжений при волочении. В центральной части прутка в очаге деформации наблюдаются растягивающие напряжения, у поверхности - сжимающие. После снятия нагрузки напряжённое состояние изменяется на противоположное. У поверхности прутка имеют место растягивающие напряжения, а в середине
- сжимающие, причём, чем выше степень обжатия, тем выше контраст этих напряжений.
Таким образом, эффект упругого последействия при волочении объясняется значительной неравномерностью напряжённого состояния с концентрацией в периферийных слоях металла интенсивности напряжений и действующих продольных напряжений, которые после разгрузки
вызывают увеличение диаметра калиброванной стали по сравнению с диаметром волоки.
а б
Рис. 3. 3Б-модели распределения интенсивности напряжений в прутке при волочении с обжатиями 8 = 8 % (а) и 8 = 16 % (б)
а б
Рис. 4. 3Б-модели распределения продольных напряжений в прутке при волочении с обжатиями 8 = 8 % (а) и £ = 16 % (б)
По характеру интенсивности этих напряжений можно сделать вывод, что упругое последействие металла увеличивается с ростом относительного обжатия. Численное значение величины упругого последействия определяли как разницу между диаметром канала волоки и диаметром калиброванной стали после снятия нагрузки в графическом процессоре
программы. В рассматриваемом примере величина упругого последействия составила 0,028 мм при £ = 8 % и 0,04 мм при £ = 16 %.
По результатам моделирования построили графические зависимости величины упругого последействия металла после разгрузки от содержания углерода, диаметра калиброванной стали и применяемых деформационных режимов обработки (рис. 5).
0,15 -| 0,14 -0,13 -
I 0,12 -
к
I 0,11 -I 0,1 -
о
£ 0,09 -ср
5 0,08 -
| 0,07->к
| 0,06 -
§ 0,05 -
8 0,04-ь
| 0,03 -0,02 -0,01 -0 -0
Рис. 5. Зависимость величины упругого последействия при волочении от диаметра калиброванной стали и содержания углерода
Анализ результатов моделирования показал, что величина упругого последействия прогрессивно возрастает с увеличением диаметра и содержания углерода в стали. Для низкоуглеродистых сталей это явление становится заметным при волочении прутков диаметром более 30,0 мм. На среднеуглеродистых марках стали, в зависимости от содержания углерода и диаметра прутка, упругое последействие составляет величину 0,03-0,12 мм. При этом на диаметрах более 30,0 мм величина упругого последействия сопоставима с величиной предельных отклонений по ква-литетам точности Ы0, Ы1 по ГОСТ 7417.
Выполненный комплекс исследований положен в основу разработки методики расчёта диаметра калибрующей зоны твердосплавных волок с
С=0,4% С=0,3% С=0,2%
00,1%
5 10 15 20 25 30 35
диаметр калиброванной стали, мм
С=0.6%
С=0,5%
40
45
50
учётом деформационной специфики волочения и последующей правки и характера износа рабочего канала волок.
Использование методики позволит обоснованно управлять выбором диаметров калибрующей зоны волок в зависимости от технологических факторов процесса волочения калиброванной стали, получать готовую продукцию с требуемыми предельными отклонениями и увеличить рабочую кампанию волочильного инструмента.
Библиографический список
1. Владимиров Ю.В. Повышение точности размеров и качества поверхности калиброванной стали. М.: ЦНИИ информации и технико-экономических исследований чёрной металлургии, 1972. 51 с.
2. Сафронов А.В. Освоение технологии производства калиброванного проката с отклонениями по квалитету точности h9 // Сталь. 2004. № 4. С. 71-73.
3. Перлин И.Л., Ерманок М.З. Теория волочения. М.: Металлургия, 1971. 448 с.
4. Зайдес С.А. Остаточные напряжения и качество калиброванного металла. Иркутск: Изд-во Иркутского ун-та, 1992. 200 с.
5. Колмогоров Г.Л. Гидродинамическая смазка при обработке металлов давлением. М.: Металлургия, 1986. 149 с.
6. Технология производства холоднотянутой калиброванной стали / Судзуки К. // Tokushuko Special Steel. 2006.55. № 2. С. 39-41.
7. Шефтель Н.И. Производство стальных калиброванных прутков. М.: Металлургия, 1970. 432 с.
8. Чертавских А.К. Трение и технологическая смазка при обработке металлов давлением. М.: Металлургия, 1968. 122 с.
9. Берин И.Ш. Волочильный инструмент. М.: Металлургия, 1971. 224 с.
10. Белалов Х.Н., Клековкина Н.А. и др. Производство стальной проволоки: Монография. Магнитогорск: МГТУ, 2005. 543 с.
11. Паршин В.С. Основы системного совершенствования процессов и станов холодного волочения. Красноярск: Изд-во Краснояр. ун-та, 1986. 192 с.
12. Хаяк Г.С. Инструмент для волочения проволоки. М.: Металлургия, 1974. 128 с.
