Содержание к диссертации
Введение
1. Литературный обзор 7
2. Совершенствование алгоритма для расчета и анализа параметров циклического формоизменения при винтовой прокатке 24
2.1. Определение граничных точек контакта заготовки-гильзы с направляющей линейкой 24
2.2 Ширина контактной поверхности прошиваемой заготовки с валком при винтовой прокатке 34
2.3. Связь показателя конечного формоизменения и параметра Одквиста 40
2.3.1. Критерий для сравнения режимов прошивки 40
2.3.2. Оценка режимов прошивки заготовок с учетом циклического формоизменения при винтовой прокатке 41
3. Экспериментальные исследования высокотемпературной пластичности сталей и характеристика инструмента прошивных станов 48
3.1. Определение высокотемпературных свойств высоколегированных сталей по результатам испытаний на кручение 48
3.2. Характеристика инструмента прошивных станов 220 и 140-1 ОАО «ПНТЗ» 59
3.3. Характеристика заводских режимов прошивки заготовок 65
4. Математическое моделирование процесса прошивки заготовок 68
4.1. Основные положения з
4.2. Пример распечатки одного варианта для прошивного стана ТПА 140-1 ОАО «ГГЯТЗ» имеет следующий вид 70
4.2.1. Исходные данные и настройка стана 70
4.2.2. Параметры циклического формоизменения. Геометрия очага деформации 71
4.3. Распределение параметров циклического формоизменения по длине очага деформации 73
4.4. Влияние условий прошивки на накопленную степень деформации сдвига и число циклов 78
4.4.1. Влияние угла подачи валков 78
4.4.2. Влияние угла входного конуса валков 81
4.4.3. Влияние коэффициента овализации 84
4.4.4. Влияние коэффициентов скорости прошиваемой заготовки 87
4.4.5. Влияние диаметра прошиваемых заготовок 91
4.4.6. Влияние толщины стенки гильзы (коэффициента вытяжки) 96
5. Совершенствование режимов прошивки заготовок 101
5.1. Недостатки существующих методов расчета параметров настройки 101
5.2. Анализ существующих режимов прошивки заготовок 102
5.3. Пути перенастройки прошивных станов 104
Основные выводы 115
Список литературы
- Ширина контактной поверхности прошиваемой заготовки с валком при винтовой прокатке
- Оценка режимов прошивки заготовок с учетом циклического формоизменения при винтовой прокатке
- Характеристика заводских режимов прошивки заготовок
- Влияние условий прошивки на накопленную степень деформации сдвига и число циклов
Ширина контактной поверхности прошиваемой заготовки с валком при винтовой прокатке
Более подробно влияние винтовой прокатки на структурные изменения в сталях и сплавах установлено в работах И.Н. Потапова и его учеников [14, 34, 35 и др.], позволившие внедрить новые режимы прокатки различных сталей и титановых сплавов, а также создать станы радиально-сдвиговой (терминология авторов) прокатки.
Положительное влияние винтовой прокатки отмечено и в работах [36 - 39], в которых получено улучшение структуры металла, в том числе и непрерывнолитых заготовок. К сожалению, авторы этих работ, изменяя параметры настройки (например, угол подачи) не уделили достаточного внимания влиянию цикличности процесса.
Особенности винтовой прокатки (соотношение окружной и осевой скоростей, форма очага деформации) способствует макро-сдвиговым процессам, которые, как показано для процессов ковки в работах В.А. Тюрина [40, 41] способствует улучшению внутреннего строения деформируемого металла.
Более обоснованно определять цикличность процесса через объемы подач исходя из условия постоянства секундных объемов. Впервые эта идея рассмотрена П.К. Тетериным при определении профиля рабочей части оправки в работе [42] и в его докторской диссертации [43]. Эти же подходы нашли свое отражение в последующих монографиях П.К. Тетерина [44, 45]. Однако во всех перечисленных работах [42 - 45] отсутствуют данные о численной реализации разработанного подхода.
Указанный подход был реализован в работе [46] и развит в диссертации [7]. В этих исследованиях вычисляли объем подачи на выходе гильзы из валков. Геометрически сечение выхода находится без больших затруднений. Кинематика процесса с учетом коэффициента осевой скорости Тог позволяет определить осевую скорость выходящего сечения гильзы, найти время одного цикла за 2л/п оборота заготовки.
Анализ действия сил при винтовой прокатке, выполненный советскими исследователями [7, 15, 43 - 45, 47 - 51], позволил выявить правильное направление сил трения и нормального давления [46] и объяснить причины скольжения металла относительно валков в радиальном, тангенциальном и осевом направлении, названные ПК. Тетериным коэффициентами скорости металла по соответствующим направлениям.
Как показали опыты О.А. Пляцковского [49] основное влияние оказывает коэффициент осевой скорости г0, влияние коэффициента тангенциальной скорости менее заметно, так как значения т\т близки к единице.
Одними из первых работ, в которых численно определены параметры циклического формоизменения, были исследования [52 - 54], в которых были более точно определены единичные обжатия. Достоинством этих работ было то, что в них авторы получили численные значения трещиноватости \\і по В.Л. Колмогорову[28, 29, 55 - 57] для процесса прошивки заготовок.
Однако при определении такого базового параметра как шага подачи авторы работ [52 - 54] допустили неточности, аналогичные в рассмотренных ранее работах [9, 15 - 19].
Более правильный подход, основанный на постоянстве объемов подач по длине очага деформации [42 - 45], был использован в работах [7, 46], что позволило численно определить параметры циклического формоизменения и разработать практические рекомендации [58 - 61] в том числе и с участием автора данной работы [60, 61].
Несмотря на целый ряд достоинств, решения задачи об определении параметров циклического формоизменения в работах [7, 46] были сделаны допущения, снижающие точность конечных результатов. Прежде всего, в работах [7, 46] в качестве закона изменения коэффициента овализации , по длине очага деформации принята апроксимация экспериментальной кривой из работы [18]. Одной из причин принятия такого закона изменения (х) явилось то, что отсутствовали решения, позволяющие определить продольную границу очага деформации при контакте с направляющей линейкой.
Если бы были найдены точки встречи заготовки с линейкой и выхода гильзы из контакта с линейкой, то на контактном участке нетрудно определить расстояния между линейками и найти изменение коэффициента овализации по всей длине. До подхода заготовки к линейке круглая заготовка ( - 1) овализируется до значения равного отношению расстоянию между линейками к расстоянию между валками. После выхода из контакта с линейкой коэффициент овализации гильзы уменьшается со значения до Ь, = 1 в сечении выхода гильзы из валков. Погрешность при определении ; искажает рассчитываемую площадь поперечного сечения Fj, распределение коэффициента вытяжки цх по длине очага деформации и, следовательно, длину шага подачи Sj и другие параметры циклического формоизменения.
Другим ограничением не только работ [7, 46], но и других исследований, в которых определяли какие-либо параметры циклического формоизменения [9, 15 - 19 и др.] является определение ширины площади контактной поверхности по формуле Грубера-Целикова, выведенной для процесса поперечной прокатки. Попытки внести в эту формулу уточнения в виде коэффициента овализации [15, 62] исходили из схемы процесса поперечной прокатки.
Еще в монографии П.Т. Емельяненко [9] было показано, что при винтовом движении заготовки ширину контактной поверхности нужно определять с учетом характера перемещения точки заготовки по винтовой линии на поверхности валка. Если эта величина была известна, то именно от нее можно делать пересчет на сечение нормальное оси прошиваемой заготовки.
Оценка режимов прошивки заготовок с учетом циклического формоизменения при винтовой прокатке
Применяемая известная методика расчета настройки прошивных станов [3] не отражает физических особенностей винтового движения прошиваемой заготовки с переменным шагом по длине очага деформации. Отметим, что параметры ип и и0 отражают изменение только одного линейного размера - наружного радиуса прошиваемой заготовки, т.е. рекомендуемые в работе [4] критерии и0 и ип не отражают историю циклического формоизменения [46], изменение размеров по трем осям и не обладают аддитивностью, так как не являются коэффициентами истинной деформации.
В качестве оценочного критерия можно использовать параметр Одквиста или осредненную по сечению степень деформации сдвига Х[ [28] за i-ый цикл, суммируя значения Х-{ за N циклов [46, 60]. Осредненные значения А,; по поперечному сечению деформируемой заготовки используются и для моделирования процесса редуцирования труб [111]. Так как коэффициент жесткости схемы напряженного состояния кж= а / Т при прошивке заготовок до носка оправки меняется незначительно [58] и в пределах, указанных в работе [111] для прокатки в гладких валках, то используем значение степени деформации сдвига, предложенное в работе [111] для деформации сплошной заготовки до носка оправки (между сечениями А и В на рис. 8). После подстановки размеров заготовки в сечениях A (D3) и В (Do) и преобразований формула из работы [111] будет иметь вид A=2ln2 -ln -ln-j + ln -+i- «) (26) J Ro Ro Ro be Ло Ьв где в - коэффициент овализации заготовки в сечении В (см. рис. 15); NB - число шагов заготовки до сечения В; со - угол меридионального сечения заготовки по валку (аналогия угла захвата а при продольной прокатке). Так как в 1,02 - 1,06, то для удобства дальнейшего анализа принимаем ,в = 1. Тогда выражение (26) после преобразований примет вид A = 2V3-ln + fe/gtD (27) Ro 2 Для использования выражения (27) необходимо определить средние значения параметров циклического формоизменения, через которые выразить величины NB и со, а также отношение R3 /Ro преобразовать в обжатие и0. Одним из основных параметров циклического формоизменения является шаг подачи, определяющий частное обжатие. Средний шаг подачи между сечениями А и В (рис .15) С __ SA + SB Ьср " _ где SA и SB - шаг подачи в сечениях А и В соответственно. Шаг Рис. 15. Схема для определения среднего шага подачи прошиваемой заготовки до встречи с носком оправки: SA - шаг подачи на входе заготовки в очаг деформации (сечение A); SB - шаг подачи на подходе заготовки к носку оправки (к сечению В); Sp - шаг подачи на выходе гилъзьгиз валков (сечение F); 1 - валок; 2 - оправка; 3 - направляющая линейка; 4 - стержень оправки; 5 - заготовка; 6 - гильза SB — SA Цв — SA 2 SA / у Do (l-u,)2 где цв - вытяжка в сечении В. В свою очередь SA = SF/MT а шаг подачи на выходе из очага деформации (сечение F на рис. 15) где ц2 - суммарная вытяжка от заготовки к гильзе; а - угол подачи; г)о - коэффициент осевой скорости. Среднее частное обжатие одним валком Zcp = ScPga.g(pl , где фі - угол входного конуса валка. Число шагов до носка оправки N _ Яз - Ro Zcp Угол меридионального сечения по валку Ьср со = —, RB средняя ширина контактной поверхности 1 + DB средний диаметр заготовки Dsp=Dl± = Do Uo С незначительной погрешностью принимаем Ro 1 - uo После подстановок и преобразований выражение (27) примет вид 211 —uo 2л/ІТТ Вг tga - tg фз тс г)0 "Л Л = 2лУЗ-ио + ио— =т-і1— 2 J Z , (28) (29) где і и D3 / DB. Тогда Л ш = 2Ці \ 3 1 2V3+ 1 JD, V 2 J 2л/Г+Т IjDr tga - tg ф, - ті0 тс В связи с малыми значениями Uo= 0,045 - 0,075 можно принять (і 3 1 1--U0 V 2 ) 1. Выражение (28) выведено для средних значений шага подачи, диаметра деформируемой заготовки и других параметров циклического формоизменения; влияние скорости прошивки (а следовательно, и скорости деформации) учтено косвенно через коэффициент осевой скорости, отражающий трение на контактных поверхностях. Поэтому определение значений - накопленной до сечения В (см. рис. 15) степени деформации сдвига по методике работы [46] является более обоснованным.
Однако выражения (28) для Л и (29) для и0 впервые устанавливают взаимную связь между этими параметрами и другими параметрами процесса. В отличие от выражения работ [3, 4] и0=Рз Ро100% D3 из соотношения (29) следует, что обжатие перед носком оправки и0 зависит от многих параметров: отношения і диаметра валка к диаметру заготовки, углов конусности фі и подачи а валков, отношения D3/Dr (характеристики работы стана на подъем или посад), коэффициента суммарной вытяжки ц2 и коэффициента осевой скорости г\0.
Нарушение сплошности происходит при значении Л = Лр при данном значении кж [28]. Но для стадии до носка оправки (между сечениями А и В) можно принять кж = const [58] и вести анализ только по значениям накопленной степени деформации. Естественно, каждому значению Лр будет соответствовать значение критического обжатия перед носком оправки u0=uKp, которое вызывает разрушение.
В связи с этим проанализируем влияние различных параметров процесса на величину именно критического обжатия и сравним результаты с известными экспериментальными данными. Для удобства анализа запишем выражение (29) в виде UKP = : ,Лр (30) 2 гъ+- =- h 2Vl + i Dr utga tg ф, r0 З приняв u0 = uKp, Л = Лр, (1 - - Uo) и 1. Тогда при Ap=const для данного состояния материала прошиваемой заготовки повышение углов подачи а и конусности (pj валков и возрастание коэффициента осевой скорости г\0, вызывающих увеличение единичного обжатия, приводят к повышению икр, что согласуется с экспериментальными данными [80]. Отметим, что с увеличением углов ф и а сокращается длина очага деформации. По данным работы [80] это также способствует повышению икр.
Рассмотрим влияние отношения і =D3/DB. По формуле (30) икр с повышением і уменьшается, что также-согласуется с данными работы [80]. Отметим, что отношение і входит в выражение для определения параметра очага деформации b/D3 [112] и подтверждает вывод о влиянии і на икр.
С повышением коэффициента суммарной вытяжки ц, должно уменьшаться критическое обжатие икр. Влияние этого параметра в работе [80] не оценивалось, однако анализ качества труб из высоколегированных сталей на ТПА 220 ОАО «Первоуральский новотрубный завод» показал (для труб диаметром 121, 133 и 159 мм с толщиной степени 6 мм), что с повышением коэффициента ВЫТЯЖКИ JJ,Z с 2,79 до 3,16 количество брака по внутренним пленам возрастает. Это подтверждает влияние ц.Е на икр согласно выражению (30).
Как следует из выражения (30) с повышением отношения D3/Dr значения икр снижаются, что согласуется с выводами работы [79].
Сопоставление с данными японских исследователей [81] по параметру X/D3, обжатию перед носком оправки и0 и частоте появления внутренних трещин подтвердило правомерность выявленного влияния параметров процесса по формуле (30) на значения икр.
Характеристика заводских режимов прошивки заготовок
Теоретические и экспериментальные исследования [87, 88, 116 -119] позволили приступить к анализу и совершенствованию промышленных режимов прошивки. С целью практического использования материалов, изложенных во второй главе были рассмотрены условия работы на прошивных станах ТПА 140-1 и 220 ОАО «ПНТЗ».
На рис. 18 и 19 приведены нормали бочковидных рабочих валков. В связи с особенностями сортамента углы входного конуса ср\ = 230, а выходного составляют ср2 = 345 (ТПА 140-1) и ср2 = 430 (ТПА 220). Положение пережима для валка ТПА 220 симметричное, на валке прошивного стана ТПА 140-1 пережим смещен в сторону входа на 35 мм.
На прошивном стане ТПА 220 при прошивке заготовок из углеродистых и низколегированных сталей используют известные оправки со сферической формой рабочего участка (рис. 20) [3-5]. Для прошивки заготовок из высоколегированных сталей используют оправки с конической формой рабочего участка (рис. 21) [120, 121]. Обращает на себя внимание значительное уменьшение отношения длины L к диаметру D по сравнению с обычной оправкой, что требует более тщательной настройки. Нормаль направляющей линейки (рис. 22) характеризуется наличием двухконусного входного участка и смещением гребня линейки
Нормаль направляющей линейки прошивного стана в сторону входа заготовки. В связи с тем, что вальцовщик, контролируя настройку стана, измеряет расстояния между валками в пережиме, а между линейками по гребню линеек, т.е. в другом поперечном сечении, то при определении коэффициента овализации это должно быть учтено.
Предложенный в работах [87, 88] метод определения точек контакта металла с линейками позволяет получать распределение коэффициента овализации прошиваемой заготовки по длине очага деформации с учетом смещения гребня и двухконусного входного участка.
В качестве примера в табл. 4 приведены заводские режимы прошивки заготовок. Дополнительно к данным, приведенным в заводских таблицах прокатки, в табл. 4 приведены расчеты обжатий в пережиме валков ип и перед носком оправки и0. Следует отметить большие колебания между ип и и0 как для углеродистых, так и для коррозионностойких сталей. Особо отметим, что значения и0 для сталей типа 12Х18Н10Т, обладающих пониженной пластичностью (по М. Я. Дзугутову [1] первого и третьего вида) иногда значительно превосходят рекомендуемые значения [3, 4].
Обращает внимание, что при изготовлении одного и того же размера трубы, но из заготовок разного диаметра (альтернативные режимы) значения и0 также отличаются и также выходят за рекомендуемые значения в литературе [3,4].
В предлагаемой работе при исследовании на математической модели (см. гл. 4) варьировали различные параметры для размеров труб, приведенных в табл. 5 и 6. Заводские режимы (числители) характеризуются также повышенными значениями обжатий и0. Это является одной из причин получения увеличенных значений отношения X/D3, что повышает вероятность появления поверхностных дефектов [81]. Таблица 4 Характеристика базовых заводских (числитель) и предлагаемых (знаменатель) режимов - представителей прошивки заготовок из коррозионностойких сталей на ТПА 140-1 ОАО «ПНТЗ».
За основу описания процесса прошивки принят алгоритм работ [7, 46] с уточнениями, изложенными в п. 2 и в работах [87, 88, 116, 117].
На рис. 23 приведена блок-схема расчета, состоящая из нескольких блоков. В подготовительном блоке после ввода исходных данных рассчитываемого варианта для конкретного стана производится расчет параметров скрещивания осей валка и заготовки и определение точек А и F - границ очага деформации (см. рис. 8) по формулам работ [43, 44, 90]. После этого по известным выражениям [3, 4] определяют положение оправки (точка В на рис. 8 и установка стержня У).
При расчете кинематических параметров определяют скорость вращения заготовки N3, ее скорость в осевом направлении V3, время полуоборота (цикла обжатия) тпол, минутный объем деформируемого металла на выходе из очага деформации VMHH, объем металла, деформируемого за один цикл [7, 46].
По методике работ [87, 88] (см. п. 2.1) находят точки встречи заготовки с линейкой Ал и выхода гильзы из контакта с линейкой Fj,, что позволяет получить распределение коэффициента овализации по длине очага деформации. При расчете параметров циклического формоизменения после определения шага подачи Sj с учетом уточнений п. 2.2 находят ширину bxi и площадь Fxi контактной поверхности, после чего производят следующие процедуры в данном блоке программы. Особенностью программы является цикл накопления объема подачи, позволяющий вести расчет при сложном взаимном положении валков, оправки и линеек.
Влияние условий прошивки на накопленную степень деформации сдвига и число циклов
Изменение угла входного конуса валков фі на параметры циклического формоизменения исследовано В.А. Белевитиным и др. [20, 21, 125]. Однако в этих работах рассмотрен процесс винтовой прокатки сплошных заготовок.
На рис. 29 приведено изменение числа шагов N до сечений В, С и F (см. рис. 8) в зависимости от угла входного конуса валка рх для четырех размеров труб. Во всех случаях с увеличением угла р\ N уменьшается, что объясняется возрастанием частных обжатий и сокращением длины очага деформации.
Зависимость накопленной степени деформации Л до выбранных сечений В, С и F (см. рис. 8) от угла щ (рис. 30) имеет более сложный характер. Для сечений С и F повышение щ приводит к повышению Лс и ЛР для исследованных размеров труб, хотя для толстостенных труб повышение Лс от р\ выражено менее заметно.
До сечения В величина Лв от q \ имеет экстремумы в исследованном диапазоне срх { р\ = 3 град.).
На рис. 31 приведена зависимость числа циклов N до сечений очага деформации В, С и F (см. рис. 8) в зависимости от коэффициента овализации. С увеличением коэффициента овализации с; в пережиме валков изменяется характер распределения (х) по длине очага деформации. Металл имеет большую свободу для течения в направлении линеек, при этом уменьшается течение металла в осевом направлении, что вызывает снижение величины шага подачи. Все это приводит к увеличению числа циклов до любого из выбранных сечений (NB, Nc, NF) для всех размеров труб.
Полученный характер зависимостей N( ) соответствует общепринятым представлениям и согласуется с исследованиями И.П. Потапова и Б.А. Романцева [13, 123 и др.].
Подобный характер зависимостей N() косвенно подтверждается и результатами исследований скоростных параметров процесса прошивки (скорости и времени прошивки) [118, 119, 122 - 124].
Большой интерес представляет влияние коэффициента овализации , на накопленную степень деформации сдвига А (рис. 32). В исследованном интервале реальных значений в пережиме валков (; = 1,05 - 1,15) с увеличением значения Лв, Лс, Лт снижаются во всех выбранных размеров труб.
Принято считать, что увеличению однозначно приводит к снижению качества гильз. Полученный характер зависимостей As( ) ставит под сомнение существующее мнение, по крайней мере, для тех условий прошивки, которые были выбраны для расчетов. Характер изменения Л(,) обусловлен особенностями определения значений Х\\ учет изменения коэффициентов не только радиальной деформации, но и
В связи с полученными результатами жесткие ограничения по значениям не всегда являются оправданными. Окончательное решение следует принимать для каждого конкретного случая.
Характер изменения числа шагов N в зависимости от коэффициента осевой скорости 77о (рис. 33) также согласуется с ранее проведенными исследованиями [13], полученными для всего очага деформации, т.е. для значений NF. До носка оправки (сечение В на рис. 8) и пережима валков (сечение С на рис. 8) характер зависимостей N(770) такой же, как и для сечения F.
Если до сечений С и F с увеличением 770 значения накопленной степени деформации Лс и ЛР для всех исследованных размеров труб снижаются, то до сечения В характер зависимости Лв(т70) имеет более сложный характер. Для тонкостенных труб в интервале значений Т70 = 0,8 - 0,9 Лв повышается, что характерно и для толстостенной трубы 114 х 15 мм. Для трубы 102 х 15 мм зависимость Лв(т70) менее чувствительна к повышению Лв.
Ход кривых на рис. 34 для сечений С и F можно объяснить снижением числа циклов Nc и NF (см. рис. 33). Зависимости для Лв обусловлены особенностями параметров циклического формоизменения (коэффициентов, степени, скорости и времени деформации) для исследованных размеров труб.
