Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Актуальность разработки технологии и оборудования для промышленного производства сталемедной катанки и проволоки 10
1.1. Современное состояние производства сталемедной проволоки 10
1.2. Основы разработки технологий твердофазного соединения металлов при совместной деформации 16
1.3. Анализ эффективности процессов деформации при твердофазном соединении металлов 19
1.4. Анализ эффективности и технологичности процессов обработки поверхности и нагрева металлов 23
Выводы по главе и постановка задач исследований 27
Глава 2. Математическая постановка задачи критериальной оценки стабильности процесса «прокатка-протяжка» (ППр) при получении сталемедной катанки 30
2.1. Обоснование схемы деформации сталемедной заготовки 30
2.2. Выбор и обоснование критериев получения качественной сталемедной катанки в процессе ППр 38
2.2.1. Критерии стабильности процесса ППр 38
2.2.2. Критерии качества соединения компонентов композиции 44
2.3. Разработка математической модели критериальной оценки процесса ППр сталемедной катанки 45
2.3.1. Модель критериальной оценки 45
2.3.2. Расчет изменения температуры сталемеднои композиции на различных стадиях процесса ППр 57
2.3.3. Расчет изменения механических характеристик компонентов на различных стадиях процесса ППр и определение свойств ком пози ции .61
2.4. Алгоритм критериальной оценки процесса ППр , 62
Выводы по главе 65
Глава 3. Определение параметров стабильности процесса ППр на основе модели критериальной оценки 68
3.1. Определение диапазона значений мощности натяжения сталемеднои катанки 69
3.2. Определение диапазона температур деформации сталемеднои заготовки 72
3.3. Определение скоростного режима деформации сталемеднои заготовки 75
3.4. Критериальная оценка стабильности процесса ППр и качества соединения элементов композиции при граничных значениях диапазонов исследуемых параметров управления 79
Выводы по главе 85
Глава 4. Экспериментальные исследования влияния режимов деформации, подготовки поверхности и нагрева на параметры состояния сталемеднои композиции 87
4.1. Исследования влияния температурно-скоростных условий деформации и энергетического состояния поверхности стального сердечника на соединение меди со сталью при прокатке в калибрах 88
4.2. Экспериментальные исследования процесса электролитно-плазменной обработки поверхности стального сердечника 96
4.3. Экспериментальное исследование особенностей электролитно-плазменного нагрева сталемедной заготовки 102
Выводы по главе 110
Глава 5. Разработка технологической схемы и оборудования промышленной линии для производства сталемедной катанки 112
5.1. Разработка общей технологической схемы производства сталемедной катанки 112
5.2. Разработка оборудования формовочного стана для производства сталемедной заготовки 116
5.2.1. Выбор схемы калибровки и расчет формующего блока медной оболочки 116
5.2.2. Выбор оборудования сварки продольного шва
и предварительной деформации медной оболочки 121
5.2.3. Разработка конструкции агрегата электролитно-плазменной очистки сердечника 124
5.3. Разработка оборудования прокатного стана для получения сталемедной катанки 127
5.3.1. Разработка конструкции и выбор привода прокатного блока и намоточно-протяжного устройства, расчет мощности электродвигателей 127
5.3.2. Разработка конструкции агрегата электролитно-плазменного нагрева 131
5.3.3. Общая характеристика комплексной промышленной линии 133
5.4. Внедрение технологии получения сталемедной катанки на основе процесса ПГТр и организация производства сталемедной продукции на ЗМИ ЗАО «Профит» 138
Заключение 144
Библиографический список
- Основы разработки технологий твердофазного соединения металлов при совместной деформации
- Выбор и обоснование критериев получения качественной сталемедной катанки в процессе ППр
- Определение диапазона температур деформации сталемеднои заготовки
- Экспериментальные исследования процесса электролитно-плазменной обработки поверхности стального сердечника
Введение к работе
Актуальность работы. На современном этапе развития науки и техники слоистые металлы находят все более широкое применение в различных отраслях промышленности, в частности на железных дорогах, городском электротранспорте, в электротехнике и электронике, благодаря тому, что слоистая композиция сочетает в себе высокие электропроводные и прочностные свойства. Вместе с тем, к слоистым проводниковым металлам, в частности к широко используемой сталемедной биметаллической проволоке, предъявляются все более жесткие требования по качеству, особенно при применении в изделиях, предназначенных для оборонной промышленности и авиации. Обеспечение высокого уровня показателей качества сталемедных проводников, главным образом тонких размеров (диаметром от 1 мм и ниже), определяется в основном способом и технологией получения сталемедной заготовки (катанки), которая в последующем будет перерабатываться в проволоку на станах сухого и мокрого волочения.
При очевидных преимуществах известных технологий производства сталемедной катанки и проволоки способом твердофазного соединения компонентов композиции совместной пластической деформацией, имеется существенные недостатки, оказывающие влияние, как на производительность процесса, так и на качественные показатели биметаллической продукции. Одним из основных недостатков разработанных технологий является низкая эффективность и нестабильность применяемых процессов деформации, в ходе которых формируются физические, механические и геометрические параметры готовой продукции.
Поэтому, разработка новых технологических процессов деформации при твердофазном соединении разнородных металлов и эффективного оборудования для производства биметаллической сталемедной продукции является важной и актуальной задачей для экономики Российской Федерации
Цель работы. Разработка технологии и промышленной ли-" нии для производства биметаллической сталемедной катанки на основе критериальной оценки стабильности процесса' «прокатка-протяжка» (ППр) и качества соединения слоев композиций
Научная новизна. Обоснована эффективность применения ' совмещенного процесса «прокатка - протяжка» при получении сталемедной катанки методом твердофазного соединения компонентов совместной деформацией в двухвалкавэдскалибрах.
(
БИБЛИОТЕК*
Предложены и обоснованы критерии стабильности процесса получения сталемеднои катанки при ее деформации по схеме ППр.
Разработана модель расчета энергосиловых параметров процесса ППр сталемеднои заготовки и на ее основе определены рациональные режимы получения высококачественной сталемеднои катанки.
На основании экспериментальных исследований получены новые результаты влияния энергетического состояния поверхности стального сердечника и температурно-скоростных условий на прочность соединения стали с медью при совместной деформации в калибрах.
Практическая ценность. Разработана технология получения сталемеднои катанки способом твердофазного соединения компонентов совместной горячей деформацией в калибрах, что позволило на промышленном уровне производить сталемедную катанку с высокой и стабильной прочностью соединения компонентов, а также минимальной разнотолщинностью медной оболочки.
Разработан рациональный режим электролитно-плазменного высокоскоростного нагрева слоистой заготовки с легкоплавкой оболочкой в потоке. .
Разработан рациональный режим электролитно-плазменной обработки стального сердечника слоистой заготовки, обеспечивающий совместную очистку и активацию его поверхности перед наложением медной оболочки.
Разработана конструкция комплексной технологической линии производства сталемеднои катанки с массовым содержанием меди 20-70%.
Реализация работы. Создана и внедрена в производство технологическая линия для промышленного производства высококачественной сталемеднои катанки с массовым содержанием меди 25 и 33%.
На базе данной линии в условиях завода металлоизделий ЗАО «Профит» организовано промышленное производство сталемеднои проволоки широкого сортамента и сталемедных неизолированных проводов.
Апробация работы. Основные положения диссертационной работы изложены и обсуждены на традиционных ежегодных научно-технических конференциях Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова с 1989 по 2003 гг.; на научно-технических советах завода металлоизделий ЗАО «Про-
фит», Международных и российских научно-технических конференциях «Неразрушающие физические методы контроля», Свердловск, 1990 г, «Новые технологии получения слоистых материалов и композиционных покрытий», Сочи, 1992 г, «61 научно-техническая конференция по итогам НИР за 2001-2002 гг », Магнитогорск, 2002 г
Публикации. Результаты работы отражены в 19 публикациях Из них 6 патентов Российской Федерации, 2 авторских свидетельства СССР, 4 тезиса докладов различного уровня семинаров, конференций, симпозиумов
Объем работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав1 и заключения Она содержит 155 с машинописного текста, 41 рис, 19табл , списоклитературы из 105 наименований и 4 приложений
Основы разработки технологий твердофазного соединения металлов при совместной деформации
В настоящее время разработки в области получения сталемедных композиций основываются на теории совместной пластической деформации разных металлов (СПДРМ), предложенной Г.Э. Аркулисом [21, 22], и энергетической гипотезе, предложенной А.П. Семеновым [23], и развитой в работах М.Х. Шоршорова, ЮЛ. Красулина [24, 27, 28], Э.С. Каракозова [24-26], В.Л. Стеблянко [18], В.Н. Анциферова [29], рассматривающих процесс соединения металлов в твердом состоянии как частный случай топохими-ческой реакции.
По сущности физико-химических явлений, протекающих в зоне контакта поверхностей, процесс соединения разделяют на три основные стадии [27]: образование физического контакта, активация контактных поверхностей и объемное взаимодействие.
С точки зрения СПДРМ [21] компоненты биметалла проходят в очаге деформации стадии избирательной деформации, неравномерной и равномерной совместной пластической деформации.
Протекание стадий образования соединения и его прочность, как с точки зрения теории топохимической реакции, так и теории СГТДРМ, зависит от температурно-скоростных условий деформирования [30-32], определяющих напряженно-деформированное состояние металлов в очаге деформации, и предварительной обработки контактирующих поверхностей [33-36], определяющей структурно-энергетическое состояние приповерхностных слоев.
Необходимым и достаточным условием схватывания контактных поверхностей является увеличение энергии поверхностных атомов, находящихся в физическом контакте, на величину энергии активации [24-26], которая предельно оценивается как половина энергии сублимации, т.е. энергии, необходимой для разрыва половины связей атома. В работе [24] отмечается, что в условиях деформационного взаимодействия металлов, имеют место две энергетические характеристики процесса активации: энергия активации пластической деформации, обуславливающая частоту появления активных центров в зоне физического контакта металлов; энергетический барьер, определяемый физико-химическим со стоянием поверхностей, при достижении которого в пределах активного центра возможно образование новых связей между металлами, т.е. соединения.
В работе [37] отмечается, что поглощенная в процессе совместной пластической деформации металлов энергия затрачивается на увеличение плотности дислокаций и концентрации вакансий, а также на увеличение количества дефектов и текстурирование. Все эти процессы активируют поверхностный слой металла и определяют характер взаимодействия при соединении. Склонность металла к соединению, в первую очередь, определяется величиной поглощенной при пластической деформации энергией [25], которая будет тем больше, чем большей способностью обладает металл образовывать точечные дефекты и дефекты упаковки.
В работе [38] экспериментально подтверждены основные механизмы, определяющие процесс соединения в твердой фазе на примере диффузионной сварки бескислородной меди: пластическая деформация, поверхностная диффузия и объемная диффузия. В этой же работе отмечается, что при осуществлении процесса соединения при повышенных температурах определяющую роль играют деформационные механизмы.
Существенное влияние параметров состояния контактных поверхностей, обусловленное их предварительной обработкой, отмечается в работах [33-35]. Механическое [33, 34] и электрофизическое [35] воздействие на поверхность приводит к удалению поверхностных слоев, изменению шероховатости и неоднородному упрочнению.
В работе [39] установлено, что при увеличении шероховатости поверхности изменяется характер течения приконтактных слоев металла и интенсифицируется процесс разрушения оксидных пленок. Для использования положительного влияния этого эффекта на процесс соединения металлов целесообразно создавать искусственную шероховатость исходных поверхностей, которая приводит к дополнительной деформации приконтактных объемов металла на образования физического контакта.
Исследования Арефьева Б.А., представленные в работе [40], свидетельствуют о значительном вкладе в процесс соединения исходного энергетического состояния металла. У металлов с предварительной обработкой увеличена запасенная внутренняя энергия и процессы физико-химических изменений в таких металлах, приводящих к образованию зоны соединения, будут проходить при меньших затратах энергии.
В работе В.Л. Стеблянко [18] отмечается, что уменьшение свободной энергии активации процесса соединения, помимо совместной пластической деформации, происходит за счет таких технологических операций, как предварительная очистка поверхностей компонентов и безокислительный нагрев.
Выбор и обоснование критериев получения качественной сталемедной катанки в процессе ППр
Предложенная новая схема ППр для производства сталемедной катанки требует формулировки и формализации комплекса критериев, на основании которых будут определяться параметры управления процессом ППр. При этом, исходя из общей постановки задач исследований, а также физической сущности процесса прокатки биметаллической заготовки, когда происходит не только формирование требуемых геометрических показателей продукции, но и заданного уровня прочности соединения компонентов композиции, весь комплекс вводимых критериев можно разделить на две группы: 1. критерии, характеризующие стабильность процесса; 2, критерии, характеризующие качество соединения слоев композиции.
При формализации критериев следует учитывать, что их значения должны находиться в едином числовом пространстве (масштабе), что определяется требованием возможности выбора диапазона рациональных значений параметров управления процессом не по каждому критерию в отдельности, а по их комплексу. Данное условие формирует необходимость выбора критериев таким образом, чтобы их значения находились в определенном интервале, например, от 0 до 1. Причем выход за границы данного диапазона соответствовал бы потере стабильности процесса, либо отсутствию качественного соединения компонентов.
При проектировании стабильного процесса ППр, реализуемого по схеме, приведенной на рис. 2.1, обязательным требованием является обеспечение возможности выполнения следующих условий: - во-первых, создание такого усилия натяжения биметаллической катанки при выходе из прокатной клети, величина которого не может привести не только к обрыву катанки, но и к расслоению компонентов на этом участке; - во-вторых, создание такого состояния заготовки в МКП, при котором, если в ней сжатие, то не произошло бы потери устойчивости, либо, если в ней растяжение, то не произошло бы ее обрыва и (или) отслоения оболочки от сердечника.
Ниже представлены разработанные математические выражения, формализующие и количественно описывающие указанные условия, а также их физический смысл. Причем последовательность изложения критериев соответствует обратной этапности технологического процесса.
1. Критерий «неразрывности» биметаллической катанки при выходе из прокатной клети где 0"продБК - продольные напряжения, возникающие в биметаллической катанке под действием растягивающей силы; 0 к - сопротивление деформации биметаллической катанки на выходе из клети.
Продольные напряжения „род-кк определяются как: (2.3) где «Ь2 - площадь поперечного сечения биметаллической катанки после выхода из второго калибра; гБК - суммарная сила, действующая на биметаллическую катанку со стороны НПУ.
Физический смысл данного критерия заключается в недопустимости превышения значений продольных напряжений, возникающих в биметаллической катанке под действием сил от тянущего устройства, величины сопротивления деформации композиции. Нарушение указанного условия приведет к возникновению пластических деформаций в биметаллической катанке, что определяет высокую вероятность ее разрыва и потерю стабильности процесса.
2. Критерий отсутствия отслоения компонентов в биметаллической катанке где &поп.ж - поперечные напряжения, действующие на контактной поверхности компонентов в биметаллической катанке под действием растягивающей силы; Qc,fiK сопротивление деформации мягкого компонента (меди) в биметаллической катанке.
Под действием растягивающих сил от тянущего устройства на контактной поверхности элементов, входящих в биметаллическую катанку, возникают поперечные (радиальные) напряжения, которые стремятся оторвать внешний плакирующий слой от сердечника [21]. В связи с этим, физический смысл критерия К2 заключается в недопустимости превышения значений поперечных напряжений на границе контакта компонентов, величины сопротивления деформации медной оболочки, как наиболее мягкой компоненты композиции.
Нарушение неравенства (2.4) приведет к возникновению пластического течения оболочки с вероятным ее отслоением от стального сердечника, что является недопустимым условием в плане ведения стабильного процесса ППр. 3. Критерий оценки состояния в МКП K,=sign(FMKn), (2.5) где FMKn - сила, действующая на заготовку в МКП. При К3 0 в МКП сжатие, при 3 0в МКП растяжение. При Ki = О заготовка в МКП не подвергается ни сжатию, ни растяжению. Данный критерий по своей физической природе характеризует напряженное состояние заготовки в МКП и является вспомогательным для дальнейшей оценки стабильности процесса ППр, поскольку технологический процесс может идти стабильно как при напряжениях сжатия, так и при напряжениях растяжения в заготовке. Однако, от значения, которое принимает критерий &3 , зависит процедура дальнейшего принятия решения по выбору приведенных ниже критериев стабильности процесса ППр.
Определение диапазона температур деформации сталемеднои заготовки
Вторым важнейшим параметром управления процессом производства биметаллической сталемедной катанки является температура заготовки на входе в прокатный блок (/і"). От величины данного параметра зависит не только стабильность процесса ППр (?" определяет механические свойства биметалла на всех стадиях обжатия заготовки), но и прочность соединения стальной и медной составляющих композиции.
В соответствии с разработанной математической моделью и алгоритмом критериальной оценки процесса ППр температура влияет на все критерии стабильности процесса, а именно, Kj, К2, К4—К6, а также на критерии оценки соединения компонентов биметалла Кц и К72, входя в неравенство (2.8). В связи с этим задачей исследований, представленных в данном разделе диссертационной работы, является установление диапазона температур начала деформации, определяющего стабильность процесса ППр и достижения требуемой прочности соединения компонентов биметалла.
Расчет указанных критериев проводился для исходных параметров управления процессом, значения которых представлены в табл. 3.1, при варьировании значений t" с интервалом 2 С в сторону увеличения от значения температуры 600 С, до значения 1100 Т.
Нижнее значение интервала изменения температур выбрано исходя из данных работ [18, 31, 97], где обоснована невозможность достижения какого-либо соединения меди со сталью, для обычных условий калибровки, при снижении температуры заготовки менее 600 С. Верхнее значение исследуемого диапазона определяется температурой плавления медной компоненты биметалла (1083 С). Причем, как уже отмечалось, значение мощности натяжения биметаллической катанки при ее выходе из прокатной клети принималось постоянным и равным 350 Вт.
Результаты расчета влияния температуры заготовки перед процессом ППр на его стабильность представлены на рис. 3.3, а на критерии качества соединения на рис. 3.4.
Как следует из рис. 3.3, все критерии стабильности процесса ППр в исследуемом диапазоне температур t[" находятся ниже единичного значения, что соответствует стабильности ведения прокатки.
Нижнюю границу диапазона температур t]11 = 860" С, как следует из рис. 3.4., определяет необходимость достижения качественного соединения, а именно т. В, которая образуется пересечением кривой изменения показателя К72 со значением, равным 0,7 (см. неравенство 2ДО.). При этом доминирующим критерием является относительная прочность сцепления, формирующаяся во второй паре валков, поскольку в процессе прокатки происходит падение температур биметаллической заготовки.
Сопоставляя результаты критериальной оценки стабильности процесса ППр и качества соединения компонент в биметалле, в зависимости от температуры входа заготовки в прокатную клеть, установлен диапазон t", ограниченный точкой В и температурой плавления меди. Численные значения границ диапазона температур принимаются от 860" С до 1050" С. Любая температура в указанном диапазоне не будет приводить к потере стабильности процесса ППр или ухудшению качества соединения слоев биметалла.
Как и температура /Vі, диапазон значений которой определен в предыдущем разделе диссертационной работы, скорость прокатки (в первой приводной паре) «і, будет оказывать существенное влияние на критерии как стабильного ведения процесса ППр, так и качества соединения компонентов сталемедной композиции.
Данное влияние определяется тем, что рассматриваемый параметр управления формирует кинематические и энергосиловые параметры процесса ППр (блок 2, см. рис. 2.4), изменение температуры биметалла на различных стадиях процесса ППр (блок 3, см. рис. 2.4) и, следовательно, определяет изменения механических свойств как элементов, так и всей композиции (блок 4, см. рис. 2.4). При этом, влияя как на температуру в очагах деформации, так и на время дефор маци и в /-ой паре валков, скорость прокатки (протяжки) будет определять изменения критериев К7(. обеспечивая (или не обеспечивая) достижение качественного соединения элементов композиции.
Расчет критериев стабильности процесса ППр, а именно, К, К2, IQ-IQ,, а также критериев соединения компонентов композиции К71 и К72 проводился при значениях других параметров управления, представленных в табл. 3.1. Как и в предыдущих исследованиях, мощность натяжения биметаллической катанки при выходе ее из прокатного блока задавалась в виде определенного и обоснованного в п. 3.1 диссертационной работы детерминированного значения — 350 Вт. Диапазон варьирования параметра п\ определяется конструктивными особенностями привода прокатного блока, находясь в диапазоне от 0 до 100 об/мин, шаг варьирования составляет 1 об/мин.
Результаты расчета влияния скорости прокатки в первой паре валков на критерии стабильности процесса ППр представлены на рис. 3.5.
Для обеспечения стабильного процесса ППр, как следует из рис. 3.5, диапазон изменения скорости вращения (п\) должен находиться между точками Сі и Сэ и соответствующими им значениями 12 и 68 об/мин. При этом доминирующими критериями будут являться критерий неразрывности биметаллической катанки на выходе из прокатной клети (Ki), который определяет нижнее значение параметра Я, а также критерий потери устойчивости биметаллической заготовки в МКП (Кб), который, в свою очередь, определяет верхнее значение диапазона изменения параметра П\, обеспечивающего ведение стабильного процесса ППр.
Исследование влияния скорости вращения приводной пары валков на критерии качества соединения элементов биметаллической композиции (К71 и К72) проводились для оговоренных исходных данных, а результаты такого влияния представлены на рис. 3.6,
Экспериментальные исследования процесса электролитно-плазменной обработки поверхности стального сердечника
Для обеспечения необходимой величины электрического сопротивления, массовая доля меди в катанке для получения проволоки марки БСМ1 должна составлять не менее 33%, а в проволоке марок ПБВГ, ПБВМ и ГТБР — не менее 25%. При формовке оболочки ширина формуемой ленты, рассчитывалась по формуле, приведенной в работе [84]: Bs=x(D-S)i\ + SJ\OQ)+K№-S, (5.1) где D - диаметр сформованной оболочки, мм; S - толщина оболочки, мм; 4-обжатие в последней формующей клети (принимается 0,6-0,8%); К(а — коэффициент, учитывающий потери металла в зоне сварки (при сварке неплавя-щимся электродом равен 1,0).
С использованием уравнения (5.1) была определена ширина медной ленты, составляющая 31,4 мм, при толщине: - для катанки БСМ1 - 0,9 мм; - для катанки ПБВГ, ПБВМ, ПБР - 0,65 мм; - первоначальный диаметр формируемой оболочки составляет 10 мм.
При расчетах диаметр оболочки выбрался исходя из практики производства тонкостенных труб из цветных металлов [83]. Поскольку при плотной формовке сердечник оказывает негативное влияние на стабильность процесса сварки и качество сварного шва, была принята схема со свободным формованием ленты, с установлением радиального зазора между лентой и сердечником не менее 0,5 мм. При этом, для сохранения заданного содержания меди в биметаллической заготовке, толщина медной ленты должна быть не менее 0,65 мм для заготовки под проволоку БСМ1 и не менее 0,5 мм для заготовку под проволоку ПБВГ, ПБВМ и ПБР при ширине ленты для всех марок - 31,0 мм. Соотношение диаметра оболочки к толщине ленты (D/ Bs) при этом составляет 15,4-20.
Калибровка валков формующего блока должна обеспечивать, в первую очередь, устойчивость медной ленты в валках при минимальном удлинении се кромок.
Все разнообразие калибровок формовочных станов сводится к различным комбинациям из трех основных типов [84]:
1. Профили валков калибровки выполнены одним, постепенно уменьшающимся радиусом. Преимуществом калибровки этого типа является возможность формования в клетях с открытыми калибрами трубных оболочек различных диаметров. Существенным недостатком этого типа калибровки является неустойчивость ленты и в меньшей степени повышенное удлинение кромок.
2. Профили валков калибровки построены двумя радиусами, причем радиус центральных участков больше радиуса периферийных (обычно равных радиусу готовой оболочки). Преимуществом калибровки этого типа является высокая устойчивость ленты в калибрах при формовании оболочек с трудными в технологическом отношении размерами (малое отношение толщины ленты к диаметру готовой оболочки). Однако, при применении этой калибровки сортамент стана ограничен.
3. Профили валков калибровки также построены двумя радиусами, но радиусы центрального участка (обычно равные радиусу готовой трубной оболочки), меньше радиусов периферийных участков. Частным случаем этого типа калибровки является выполнение периферийных участков с радиусом, стремящимся к бесконечности (прямолинейными). Преимуществом такой калибровки является возможность уменьшения числа формующих клетей.
На основании выполненных расчетов размеров медной ленты и с учетом значения D/ Bs и оценки систем калибровок, при разработке профиля валков формующего блока была принята схема калибровки второго типа (1-4 клети), с добавлением элементов калибровки третьего типа (5 и 6 клети), а также реду цированием медной оболочки до плотной осадки на стальной сердечник после сварки продольного стыка ленты [101]. Схема калибровки приведена на рис. 5.2. Важной задачей операции формовки медной оболочки является расчет формующих валков.
Исходным параметром для расчета, согласно [83], является длина непрерывного формования ф, которая зависит от относительного упругого удлинения кромок ленты.
Величина относительного упругого удлинения є кромок ленты определяется в соответствии с законом Гука и зависит от предела текучести 7Т материала ленты.
Для ленты из меди марки Ml в мягком состоянии УТ = 60 МПа. С учетом предварительно рассчитанного значения є, и выбранного диаметра формуемой оболочки (Z) =31,0 мм) было получено значение L = 727 мм.
В практике производства тонкостенных труб [83] длину формования принимают равной (1,2-1,3) ф, что для рассматриваемого случая составляет 873 945 мм. Исходя из практической длины формования и выбранной схемы калибровки формующих валков, определен формующий диаметр валков равный 91,0 мм, а межцентровое расстояние - 180 мм.
Процесс формовки по выбранной схеме можно рассматривать как пластический изгиб криволинейного бруса бесконечной длины, деформация которого начинается в момент соприкосновения с валками и заканчивается на выходе из калибра. Достаточно полно факторы взаимодействия формуемой заготовки с валками отражает методика расчета, приведенная в [83].
