Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние вопроса и задачи исследования 10
1.1 .Анализ требований, предъявляемых к высокопрочной проволоке из углеродистых сталей 10
1.2. Анализ технологии производства высокоуглеродистой проволоки... 12
1.2.1. Подготовка структуры и поверхности заготовки к волочению 13
1.2.2. Волочение проволоки в монолитной волоке 15
1.2.3. Профилирование 28
1.2.4. Окончательная термическая обработка 28
1.3. Механизмы формирования свойств высокоуглеродистой проволоки
в процессе волочения 29
1.3.1. Деформационное упрочнение 29
1.3.2. Остаточные напряжения 35
1.3.3. Деформационное старение 38
1.4. Способы совершенствования процесса волочения проволоки 42
ГЛАВА 2. Выбор режимов волочения проволоки в монолитной волоке, снижающих неравномерность де формации по ее сечению 48
2.1. Оценка неравномерности деформации по сечению проволоки методом линий скольжения 48
2.2. Определение соотношения угла волоки и единичного обжатия для получения равномерной деформации по сечению 52
2.3. Определение неравномерности деформации по сечению с помощью микротвердости .55
2.4. Определение неравномерности деформации по сечению проволоки микроструктурным методом 56
2.5. Влияние маршрута, построенного с учетом угла волоки, на механические свойства проволоки з
2.6. Определение коэффициента трения методом усилия волочения 66
ВЫВОДЫ.. 74
ГЛАВА 3. Исследование влияния знакопеременной деформации изгибом на пластические свойства деформированной проволоки 76
3.1 Определение изменения структуры холоднодеформированной прово локи расчетом энтропии 76
3.2. Математическая модель процесса волочения проволоки с применением знакопеременной деформации изгибом 81
3.3. Определение влияния параметров настройки роликового устройства на свойства проволоки 94
3.4. Влияние знакопеременной деформации изгибом на свойства высокоуглеродистой проволоки 95
ВЫВОДЫ 100
ГЛАВА 4. Промышленная апробация рекомендуемой технологии и исследование влияния вносимых изменений на энергосиловые параметры процесса волочения 102
4.1 Технология волочения высокоуглеродистой проволоки с повышенными пластическими свойствами. 102
4.1.1 Технология волочения проволоки диаметром 2,90 мм для армирования предварительно-напряженного железобетона 102
4.1.2 Технология волочения проволоки диаметром 3,00 мм для армирования предварительно-напряженного железобетона 103
4.1.3 Технология волочения пружинной проволоки диаметром 8,00 мм.. 104 4.2. Промышленная апробация технологии волочения высокоуглеродистой
проволоки с повышенными пластическими свойствами 104
4.2.1. Промышленная апробация технологии волочения проволоки диаметром 2,90 мм для армирования предварительно-напряженного желе зобетона 104
4.2.2. Промышленная апробация технологии волочения проволоки диаметром 3,00 мм для армирования предварительно-напряженного железобетона 108
4.2.3. Промышленная апробация технологии волочения пружинной проволоки диаметром 8,00 мм ПО
4.3. Оценка влияния разработанной технологии волочения высокоуглеро дистой проволоки на энергосиловые параметры процесса 111
4.4 Экспериментальное исследование влияния кратности маршрута угла волоки и знакопеременной деформации изгибом на энергосиловые параметры процесса волочения 115
Выводы 120
Заключение и основные выводы по диссертации 122
Литература
- Анализ технологии производства высокоуглеродистой проволоки...
- Определение неравномерности деформации по сечению с помощью микротвердости
- Математическая модель процесса волочения проволоки с применением знакопеременной деформации изгибом
- Технология волочения проволоки диаметром 2,90 мм для армирования предварительно-напряженного железобетона
Анализ технологии производства высокоуглеродистой проволоки...
С увеличением единичных обжатий растет прочность проволоки, в то же время уменьшается число перегибов и скручиваний, снижается выносливость проволоки. Обычно при волочении применяют убывающий маршрут, т.к. в последних проходах металл обладает большим сопротивлением деформации, и при высоких степенях деформации (при возрастающем режиме) может произойти нарушение сплошности проволоки и даже ее разрыв. Однако исследования [5] показали, что наибольшее упрочнение металла достигается при режиме обжатий близком к равномерному по сравнению с убывающим. Авторы работы [6] считают, что при производстве высокопрочной нерасслаивающейся проволоки следует применять ступенчатый маршрут волочения. При волочении с достижением суммарного обжатия до 50-85 % (в зависимости от диаметра проволоки), когда важно обеспечить лучшую равномерность наклепа по сечению металла, принимают единичное обжатие равным 17-25%, а затем при заметном влиянии старения на упрочнение и охрупчи-вание проволоки обжатия уменьшают до 8-15 %. Изменение единичных обжатий должно, в свою очередь, приводить к благоприятному перераспределению остаточных напряжений [6].
В работе [7] доказано, что при многократном волочении деформация не только в последних, но и во всех проходах влияет на конечные свойства проволоки. Оптимальным с точки зрения равномерности деформации по сечению проволоки автор работы [7] считает равномерный маршрут волочения с обжатиями 24-28% за переход.
Согласно исследованию [8], вязкость проволоки, измеряемая числом перегибов п, по мере увеличения единичного обжатия уменьшается. Изменение числа скручиваний т происходит аналогично. При этом отмечается, что оптимальное значение единичного обжатия во многом зависит от содержания углерода в стали и величины суммарного обжатия. Однако о влиянии единичного обжатия на циклическую прочность проволоки мнение различных исследователей неединодушно.
По мнению автора работы [8] вопрос об оптимальном единичном обжатии при волочении с точки зрения повышенной циклической прочности должен решаться конкретно для каждого сорта проволоки в зависимости от химического состава, термической обработки проволоки, ее диаметра и условий работы в канате. Однако, учитывая, что оптималь-. ным единичным обжатием для проволоки диаметром 3 мм, наиболее распространенной в строительных арматурных канатах, с точки зрения характеристик выносливости было названо 20%-ное обжатие, а также то, что единичное обжатие в 20...25% обеспечивают оптимальное сочетание показателей механических и коррозионно-механических свойств арматурной проволоки диаметром 3 мм, то автор работы рекомендует при ее изготовлении не превышать единичное обжатие в 25% [8].
С увеличением суммарной деформации при волочении патентиро-ванной заготовки растут значения временного сопротивления, условных пределов текучести и упругости. Однако при достижении определенных критических значений после интенсивного роста прочности может наблюдаться его падение, что объясняется появлением и последующим увеличением хрупких участков в протягиваемом металле при особо больших и сверхбольших суммарных обжатиях.
Относительное удлинение и число перегибов холоднотянутой проволоки возрастают до определенной «критической» точки суммарного обжатия, затем падают. Для числа перегибов этот момент наступает раньше, чем для относительного удлинения. Критическая точка наблюдается тем позже, (т.е при тем большем суммарном обжатии), чем меньше диаметр готовой проволоки [8]. Наличие критической точки подтверждается и данными испытания проволоки на ползучесть - увеличение суммарного обжатия до 75 % повышает, а дальнейший рост его снижает удлинение ползучести [9].
Учитывая, что по данным [8] проволока с суммарной степенью деформации 75% обладает оптимальной совокупностью прочностных и пластических свойств, можно полагать, что это обжатие ббеспечивает наилучшее сочетание ее коррозионно-механичеких характеристик. При этом дальнейшее увеличение суммарной деформации свыше 80% способно их понизить.
Наиболее полно влияние суммарного обжатия одновременно с содержанием углерода в стали на циклическую прочность проволоки было проверено в работе [8], где отмечалось неуклонное возрастание предела выносливости с увеличением суммарной деформации при волочении от 0 до 75%. При дальнейшем повышении суммарного обжатия выносливость патентированной проволоки понижалась.
В основу расчетов маршрутов волочения проволоки могут быть заложены различные положения, рассматриваемые в ряде работ [10-14], основными из которых являются [10]: деформационный нагрев металла, возрастание плотности дислокаций, учет упрочнения металла в переходах, обеспечение безобрывного волочения, использование ресурса пластичности, но все они имеют цель определить единичные и суммарные степени деформации и не учитывают угол волок.
Определение неравномерности деформации по сечению с помощью микротвердости
Для проверки возможности значительного снижения неравномерности деформации по сечению путем согласования угла волоки и единичной степени деформации был проведен эксперимент в условиях цеха высокопрочной проволоки (цеха № 16) ОАО «БМК», в ходе которого определялась неравномерность деформации по сечению проволоки, протянутой при выборе угла волоки по соотношению (2.2) и по принятой цеховой технологии. Получение равномерной деформации путем повышения единичной степени деформации в данном случае не представляется возможным из-за недостаточной мощности применяемой волочильной машины. Для определения неравномерности деформации по сечению проволоки патентированную заготовку из стали марки 65 волочили по следующему маршруту: 10,0 — 9,0 — 8,0. Угол волоки со ставлял в первом случае 12"(цеховой), а во втором 6 (рассчитанный по формуле (2.2)). Значения величины А, представлена в табл.2.2. Таблица 2.2 Значение величины параметра формы Маршрут Угол волоки Параметр формы А 10,0 19% 9,09,0 21% 8,010,0 19% 9,09,0 21% 8,0 12 12 6 6 1,98931,77990,994650,88995 Неравномерность деформации по сечению проволоки определяли с помощью измерения микротвердости прибором ПМТ-3 [79]. Количество замеров на одном участке 10. Измерение микротвердости осуществлялось вдавливанием алмазной пирамиды. Нагрузка 100 гс. Результаты испытаний приведены в табл.2.3.
Анализ приведенных данных (табл. 2.3) при согласовании единичной степени деформации с углом волоки при построении маршрута волочения по соотношению (2.2 или 2.3) деформация по сечению проволоки распределяется практически равномерно.
Микроструктурный метод дает возможность рассчитать по деформированному состоянию исследуемой зоны ее напряженное состояние. Кроме того, этот метод позволяет установить направления главных осей и величины компонентов деформации, интенсивность и вид деформированного состояния в малой частице металлического тела [80,81]. В на 57 шем случае микроструктурный метод был использован для определения неравномерности деформации по сечению проволоки.
Современный метод микроструктурного анализа основывается на предположении, что исходная (равноосная однородная) микроструктура тела определяется заранее, и поэтому в процессе изучения деформированного тела выбирается любая интересующая нас зона, в пределах которой изготавливается и обрабатывается соответствующими измерениями микрошлиф.
Сопоставляя деформированную структуру в выбранной нами точке с заранее нам известной исходной недеформированной, мы производим соответствующие измерения и их обрабатываем.
В основу задачи измерений по новейшей методике микроструктурного анализа положено измерение длин прямолинейных отрезков р, пересекающих в установленных направлениях определенное заранее установленное число зерен (10 шт.). Отрезки эти проводятся на фотографиях микрошлифов из центра окружности, вписанной в микрошлиф через постоянное число градусов.
Для выявления аустенитного зерна в патентированной проволоке шлифы травили в насыщенном водном растворе пикриновой кислоты с добавлением 1-5 % ПАВ (поверхностно-активного вещества) [82]. Металлографические исследования структуры осуществляли на установке SIAMM 600. На полученные фотографии структуры в графическом редакторе VISIO была нанесена сетка - транспорант, что позволило упростить решение поставленной задачи. В электронной таблице Excel была составлена программа, позволяющая задавать опытные данные (pQ =const; p = f(0); где 0 =0,15,30... до 180) и определять деформированное состояние исследуемого участка. Интенсивность деформации
Математическая модель процесса волочения проволоки с применением знакопеременной деформации изгибом
В данной формуле величина R + r есть ни что иное, как радиус кривизны проволоки при достаточно большом угле охвата ролика проволокой. Так как в нашем случае угол охвата должен быть минимальным, но позволяющим охватить знакопеременной деформацией все сечение проволоки, то величину R + r следует заменить величиной р определяемой непосредственно на роликовом устройстве для проволоки конкретного диаметра, позволит получить более достоверное значение усилия протяжки через роликовое устройство, а не завышенное.
Максимальное нормальное напряжение, создаваемое изгибом и растяжением, определяется как тах 1 = ±атах 1 + раст\ (3-23) Для упругой зоны у уТ1 нормальное напряжение от изгиба и растяжения равно jf=±cr +apacml. (3.24) Остаточные напряжения в проволоке определяются в соответствии с теоремой А.А. Илюшина [101] разностью напряжений, возникающих при нагружении и разгрузке, al - 7\ разгр Для упругой зоны у ут1 =v у „у _ р .. .. Ми\ Ут\а{ =(Т{ разгр\=Е-Х\ У Для пластической зоны у уп тх =а1 - аразгр1 = од я + Е\ Х\ У "L и\ У max hi (3.25) (3.26) (3.27) После прохождения первого ролика рихтовки проволока имеет остаточную кривизну _ 64Ми1 . . ХостпХ Х\ Хразгрі Х\ 3" (3 2) E-K d Кривизна на втором ролике равна Хг=Хош\+Хюг- (3-29 Изгибающий момент на втором ролике Ми2 = [Е - Iyz2 + Ех /S ) Хг + 2а0 2 Я SJJ. (3.30) Ордината границы упругой и пластической зон сечения будет равна ут2=±- -. (3.31) Е Хг Угол а2 = arccos -. г Находим сг от2 = =г-и, следовательно, нормальные напряже к d ния на втором ролике будут равны max2 =± ттах2+сг;?асиг2 (3.32) al =±стУ + аоаш2. (3.33) Напряжения разгрузки на втором ролике определятся как У Ми2 -уТ2 m разгр2 г \J-D J z „пл -М к 2 ".У max /о лСч (Тразгр2 = 7 (3-35) L z Остаточные напряжения после второго ролика будут равны f=af- 7 2 (3.36) гУ разгрі и сг2 = а2 -сгразгр2. (3.37) Ординату точки перехода упругих деформаций в пластические с учетом остаточных напряжений определим по формуле У2= (—-—; . С3-38) ч тах ocm ) У\ г "" оступр сост\ _ остЕ J max ьост\ max _ остЕ Дефо рмация : в точке у2определится как У2 = тах2 Г Л + ост ! тах2 .пл 2 Е 0,21 + ъ,г Остаточные деформации определяются как (3.39) (3.40) (3.41) где тах2 = —- + 0а (3.42) Максимальное напряжение на втором ролике с учетом остаточных напряжений от первого ролика определяется по формуле SoCm2 = "0,2 + Е\ О max2 + Є ості -± ) (3 -43) Ордината границы упругой и пластической зон сечения будет равна "о,2 (3.44) ут2=± Е-Х2 Остаточные напряжения после изгиба на втором ролике определяются аналогично остаточным напряжениям после первого ролика (рис.3.7). Хролик Рис.3.7. Эпюры нормальных и остаточных напряжений Рабочие нормальные и остаточные напряжения для третьего, четвертого и т.д. роликов считаются аналогично напряжениям образующимися при прохождении через второй ролик.
Поскольку величина напряжений растяжения составляет в случае рассматриваемого роликового устройства менее 10%, а расчеты с учетом растягивающих напряжений значительно усложняются, то приняли решение при расчете напряженно-деформированного состояния проволоки напряжения растяжения не учитывать при прохождении роликов. При расчете напряженного состояния при упруго-пластическом знакопеременном изгибе для упрощения задачи рассмотрим изгиб проволоки при наличии в ней только осевых остаточных напряжений, что не приведет к большой погрешности. Напряжения, создаваемые знакопеременным изгибом, с учетом остаточных напряжений, полученных при волочении в монолитной волоке определяются как Jz =(JZ+ az (3.45) of =ат+Е] (євол + єзш - Q2 ) (3.46) Точку перехода упругой деформации в пластическую при знакопеременном изгибе определим как ут = arctg f г \RX -cosа (3-47) Остаточные напряжения после знакопеременной деформации определяются как: У У У , узпи узпи , узпи , .ON of = of - ст разгр =C7z+a - ст разгр = z + а і , (3.48) &z =az - аразгр =aT+Ej (євол + єзш - є0 2 ) - аразгр . (3.49) Программа расчета составлена в электронной таблице Excel. С помощью разработанной математической модели были рассчитаны параметры роликового устройства. В ходе выбора параметров роликового устройства необходимо было достигнуть максимальной пластической проработки сечения проволоки без создания большого усилия протяжки
Q и для исключения обрывов проволоки на роликах cj +ocm аВ Ре зультаты расчета параметров роликового устройства для обработки проволоки диаметром 3,1 мм приведены в табл.3.1. Исходные данные для расчета:
Диаметр обрабатываемой проволоки d, мм 3,1 Предел текучести металла сг02, Н/мм 1500 Модуль нормальной упругостиЕ, Н/мм 200000 Модуль упрочненияЕх, Н/мм2 4000 Таблица 3.1 Результаты расчета параметров настройки роликового устройства на математической модели Радиус кривизны проволоки на роликах, мм У ,мм аизг+ост ,п /мм Q,H 0,56 1555 101 0,40 1573 203 0,31 1607 405 0,25 1640 608 0,22 1672 810 0,19 1704 1013 Для проверки адекватности разработанной математической модели был проведен лабораторный эксперимент, в ходе которого определялось усилие протяжки через роликовое устройство проволоки диаметром 4,10; 3,10 и 2,70 мм (табл.3.2) и сравнивалось с рассчитанным по разработанной математической модели. Для проведения лабораторных исследований использовался стан однократного волочения ВСМ 1/550. Из рис.3.8. видно, что значения усилия протяжки, полученные расчетным и экспериментальным путем, имеют достаточно высокую сходимость. Следовательно, данную модель можно использовать для технологических расчетов. Таблица 3.2 Экспериментальные усилия протяжки проволоки диаметром 4,10; 3,10 и 2,70 мм через двухплоскостное 6-роликовое устройство
Технология волочения проволоки диаметром 2,90 мм для армирования предварительно-напряженного железобетона
Поскольку разработанная технология волочения высокопрочной проволоки из высокоуглеродистых марок стали предполагает повышение единичной степени деформации, т.е. снижения кратности маршрута волочения, уменьшение рабочего угла волоки и применение противона-тяжения, то встает вопрос о влиянии приведенных изменений существующей технологии на энергосиловые параметры процесса волочения. С помощью математической модели были проведены аналитические исследования зависимости суммарных энергозатрат от количества переходов при одной и той же суммарной степени деформации. Так же оценивалось влияние угла волоки и коэффициента трения на суммарные энергозатраты. Для сравнительного рассмотрения были взяты различные варианты распределения единичных обжатий по переходам: «равномерное» (1), «убывающее» (2), «возрастающее» (3), «выпуклое» (4) и «вогнутое» (5).
В дальнейшем, общие условия волочения не изменялись, а при изменении количества переходов п, вытяжки распределялись пропорционально. Общие затраты энергии на волочение приведены из расчета на 1 тонну металла. Расчет проводился для волочения проволоки из патенти-рованной заготовки диаметром 5,30 мм по маршруту: Распределение обжатий по переходам п = 6 распределялось следующим образом: 5,3 2г5% 4,5 26 5% 3,9-2 -»3,3- - 2,9- U2,7- U2,4 5,3- 5,0 4,4 3,8- 3,3 26 5% 2,9 27 5% ) 2,4(3) 112 со 17% v л Q 23% v„ 30% v 30% л 23% ,- 17% v , /,ч 5,3 4,8 » 4,2 3,6 3,0 2,6 2,4 (4) о 30% л, 23% voo 17% ,azr 17% .оте 23/o чо ос 30% v - л/о 5,3 4,4 3,9 3,6 3,25 2,85 2,4 (5) Результаты аналитического исследования приведены на рис.4.1 и 4.2. 124 142 равномерное убывающее возрастающее выпуклое вогнутое Правило распределения вытяжек по переходам. Ип=5 п=6 Dn=7 Рис.4.1. Изменение суммарных энергозатрат от количества переходов Анализ приведенных диаграмм показал, что изменение правила распределения вытяжек не оказывает существенного влияния на суммарные энергозатраты (изменения удельных энергозатрат не превышают 1%). В то же время наиболее весомыми факторами являются:
С увеличением коэффициента трения с 0,05 до 0,10 наблюдается увеличение удельных энергозатрат на 7,6-8,2%. Анализ влияния величины противонатяжения на усилие волочения проволоки диаметром 8,0 мм на 7,0 мм из стали марки 114 (crB =1200НIмм ) через волоки с различными углами приведено в табл.4.5. Таблица 4.5 Влияние противонатяжения на усилие волочения через волоки с разными углами Усилие противонатяжения, Н Усилие волочения, Н 12 10 8 6 0 20369 21245 22516 24524 385 20622 21491 22750 24739 1154 21127 21981 23213 25169 1923 21633 22472 23686 25600 3847 22896 23698 24856 26675 5770 24160 24924 26026 27750 7693 25424 26150 27195 28826 11540 27951 28603 29535 30977 15386 30478 31055 31875 33127 19233 33005 33508 34214 35278 Как видно из табл.4.5, теоретически противонатяжение увеличивает усилие волочения, но на величину меньшую величине усилия противонатяжения, однако на практике иногда противонятяжение в 15-47 % не вызывает заметного увеличения усилия волочения, а в некоторых случаях при противонатяжении в 15-20 % усилие волочения даже уменьшается [4]. Подобный экспериментальный результат получен и в настоящей работе (см. табл.4.13). 115 4.4. Экспериментальное исследование влияния кратности маршрута, угла волоки и знакопеременной деформации изгибом на энергосиловые параметры процесса волочения Исследования по определению влияния кратности маршрута волочения на энергосиловые параметры процесса волочения проводились как в лабораторных, так и в промышленных условиях. В лабораторных условиях влияние кратности маршрута волочения на энергосиловые параметры процесса исследовалось на патентирован-ной заготовке диаметром 5,30 мм по маршрутам: 21,36% 24% 24% 24% 24% 21% 5,30 - 4,70 - 4,10 - 3,55 - 3,10 - 2,70 - 2,40(1) 21,36% 40,15% 55,13% -65,79% 74,05% 79,5% 28% 32% 30% 24% 21% 5,30 - 4,50 - 3,70 - 3,10 - 2,70 - 2,40 (2). 28% 51% 66% 74% 79,5% Волочение велось на натровом мыле со скоростью волочения 60 м/мин. При волочении с косвенным методом определили усилия волочения, а также потребляемую активную мощность. Влияние кратности деформации на энергосиловые параметры приведены в табл.4.6 и 4.7.
Из табл. 4.6 и 4.7 следует, что снижение количества проходов при волочении проволоки с одинаковым суммарным обжатием приводит к снижению энергозатрат.
Аналогичный эксперимент был проведен в промышленных условиях в СПЦ ОАО «БМК». Волочение осуществлялось на волочильном стане магазинного типа UDZSA 2500/6. Распределение скоростей волочения по передачам и барабанам приведено в табл.4.8.
Волочение осуществлялось на второй передаче (см. табл.4.8). Результаты замера усилия волочения в зависимости от кратности приведены в табл.4.9 и 4.10.
Величина усилия волочения и потребляемой мощности при волочении по маршруту № Проход Усилие волочения, Н Активная мощность, кВт 5,30- 4,70 4,70 -4,10 4,10- -3,55 3,55 -3,10 3,10 -2,70 2,70- -2,40 10461 6002 5072 4204 3262 2372 17,32 12,00 11,95 12,91 11,22 10,54 Суммарная мощность 75,94 Таблица 4.10 Результаты замера усилия волочения и потребляемой мощности при волочении по маршруту № Проход Усилие волочения, Н Активная мощность, кВт 5,30-К55 4,55- -3,85 3,85 -3,25 3,25-» 2,75 2,75- 2,40 117906794537458273975 19,20 13,82 13,25 14,29 9,75 Суммарная мощность 70,31 Как видно из табл.4.9 и 4.10, снижение кратности маршрута волочения уменьшает энергопотребление. Промышленные экспериментальные данные по влиянию кратности маршрута на энергосиловые параметры процесса волочения согласуются с аналитическими и экспериментальными, полученными в лабораторных условиях.
Влияние угла волоки на энергосиловые параметры процесса волочения было исследовано в условиях СПЦ ОАО «БМК». Волочение велось на стане магазинного типа UDZSA 2500/6 по маршрутам:
