Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ современного состояния технологических процессов изготовления проволоки из высоколегированных сталей и легких сплавов 10
1.1. Технологические свойства и особенности изготовления волочением проволоки: 10
1.1.1. из высоколегированных сталей и сплавов 10
1.1.2. из титановых сплавов 13
1.1.3. из алюминиевых сплавов 16
1.2. Дефектность поверхности проволоки круглого сечения 19
1.2.1. Причины появления и способы устранения поверхностных дефектов 19
1.2.2. Формоизменение поверхностных дефектов при прокатке и волочении...
1.3. Применение теплой деформации при производстве проволоки 23
1.4. Производство проволоки прокаткой
1.4.1. Анализ зарубежного и отечественного опыта применения процесса прокатки для изготовления проволоки 29
1.4.2. Применение прокатки в четырехвалковых калибрах для изготовления проволоки 34
1.5. Четырехвалковые калибры и системы калибров для прокатки проволоки...39
1.6. Валки станов с многовалковыми калибрами 43
1.7 Анализ опыта промышленного освоения пятиклетевого стана с четырехвалковыми калибрами в условиях цеха легированной проволоки
Белорецкого металлургического комбината 47
1.8. Цель и задачи исследования 52
2. Выбор и анализ систем калибров для прокатки круглой проволоки 54
2.1. Анализ вытяжных систем четырехвалковых калибров по условию устойчивости полосы в калибре з
2.2. Математическая модель расчета калибровки и энергосиловых параметров непрерывной прокатки проволоки в четырехвалковых калибрах 60
2.3. Разработка и исследование комбинированной системы калибров 64
2.3.1. Аналитическое исследование 65
2.4. Экспериментальные системы калибровок 71
2.5. Выводы 73
3. Разработка систем электроконтактного нагрева и математической модели температурных режимов прокатки для пятиклетевого стана с четырехвалковыми калибрами 74
3.1. Разработка системы электроконтактного нагрева проволочной заготовки при прокатке 74
3.2. Математическая модель температурных режимов совмещенного процесса электроконтактный нагрев-прокатка проволоки на непрерывных многоклетевых станах 79
3.3. Экспериментальные исследования температурных условий прокатки проволоки в четырехвалковых калибрах 88
3.4. Выводы , 100
4. Исследование и разработка технологии прокатки стальной легированной проволоки 101
4.1. Прокатка проволоки из коррозионных нержавеющих сталей 101
4.1.1. Прокатка проволоки из хромоникелевой стали 101
4.1.2. Прокатка проволоки из теплостойкой коррозионностойкой пружинной стали аустенитного класса, содержащей азот
4.2. Прокатка проволоки из инструментальных сталей 113
4.3. Прокатка проволоки из магнитомягких сплавов с заданным коэффициентом линейного расширения 118
4.3.1. Анализ дефектности проволоки из стали 52Н-ВИ в цехе легированной проволоки БМК... 118
4.3.2. Исследование выкатки искусственно нанесенных поверхностных дефектов при прокатке в многовалковых калибрах 122
4.3.3. Исследование выкатки естественных дефектов
4.4. Опытно-промышленное изготовление проволоки из сплава 52Н-ВИ по схеме прокатка-волочение 130
4.5. Выводы 132
5. Исследование и разработка технологии прокатки проволоки из легких сплавов 134
5.1. Разработка режимов прокатки проволоки из сплавов титана и алюминия на прокатном стане с четырехвалковыми калибрами 134
5.2. Исследование точности геометрических размеров катаной проволоки из алюминиевых и титановых сплавов 141
5.3. Опытно-промышленная прокатка проволоки из сплавов ВТ 1-00 и 2В 143
5.4. Особенности переработки передельной катаной проволоки в готовую 150
5.5. Выводы 154
6. Повышение эффективности работы пятиклетевого прокатного стана с четырехвалковыми калибрами припрокатке круглой проволоки 155
6.1. Оценка влияния качества прокатных валков на технико-экономические показатели работы стана 155
6.2. Анализ стойкости валков пятиклетевого стана с четырехвалковыми калибрами БМК .161
6.3. Мероприятия по увеличению эффективности работы пятиклетевого прокатного стана с четырехвалковыми калибрами БМК 169
6.4. Выводы 174
Заключение 176
Литература
- Причины появления и способы устранения поверхностных дефектов
- Математическая модель расчета калибровки и энергосиловых параметров непрерывной прокатки проволоки в четырехвалковых калибрах
- Математическая модель температурных режимов совмещенного процесса электроконтактный нагрев-прокатка проволоки на непрерывных многоклетевых станах
- Опытно-промышленная прокатка проволоки из сплавов ВТ 1-00 и 2В
Причины появления и способы устранения поверхностных дефектов
Основным параметром, характеризующим геометрию любого поверхностного дефекта, является глубина его распространения. При деформировании, в частности, при прокатке и волочении, размеры дефектов и их геометрия изменяются. Интенсивность изменения глубины дефектов в процессе деформирования, определяют коэффициентом выработки дефекта, равного отношению глубины до деформирования к глубине его после деформирования.
Известно большое число теоретических и экспериментальных работ, направленных на установление зависимостей между характеристиками тех или иных дефектов поверхности от параметров процесса деформирования [34-36]. Знание закономерностей поведения поверхностных дефектов в процессе деформирования позволяет управлять процессом деформирования и направить его на уменьшение дефектности и повышения качества продукта.
Наиболее распространенным методом исследования поведения поверхностных дефектов является наблюдение за искусственно нанесенными дефектами определенной формы, размеров и ориентации [36].
При оценке влияния величины обжатий на качество поверхности металла нет единого мнения. В работах [37- 39] указывается, что в целях получения качественного продукта необходимо иметь такие условия прокатки, при которых деформация была бы по всей высоте наиболее равномерной, особенно в последней стадии прокатки, т.е. имеет смысл прокатки металла при повышенных обжатиях.
В то же время Ю. М. Чижиков [40, 41] отмечает, что, чем выше неравномерность деформации по высоте сечения, тем больше возможностей для выкатки дефектов; при полной равномерной деформации выкатка поверхностных дефектов возможна только до некоторой минимальной глубины.
Значительную роль в формировании дефектов и их формоизменении играет геометрия калибров валков при прокатке. Калибры во многом определяют неравномерность деформации и величины обжатий [42-45].
Поскольку волочение часто является завершающей операцией формирования требуемых свойств проволоки, то исследования изменения глубины дефектов на поверхности изделий при волочении приобретает весьма важное значение.
В работе [46] отмечается, что высокое качество поверхности холоднотянутых изделий может быть в определенных условиях получено даже при наличии на заготовке поверхностных дефектов типа рисок, раковин и др. Путем расчета показано, что с ростом абсолютной величины напряжения в очаге деформации, времени деформирования и с уменьшением вязкости среды на поверхности, уменьшается минимальное значение вытяжки, необходимое для закрытия дефектов. При этом с ростом неравномерности деформации в поверхностных слоях закрытие дефектов происходит быстрее. Наибольшее влияние на неравномерность деформации при волочении оказывает угол конусности волоки, вытяжка и коэффициент трения. С увеличением угла конусности волоки интенсивность уменьшения глубины дефектов возрастает, а с ростом вытяжки за переход -уменьшается. Увеличения дробности деформации, а также рост показателя сил трения приводит к возрастанию интенсивности уменьшения глубины дефектов. С ростом вязкости смазочной или подсмазочной среды на поверхности изделия уменьшение глубины дефектов происходит менее интенсивно.
На интенсивность уменьшения глубины дефектов влияет их форма. Интенсивность уменьшения глубины максимальна для дефектов круглой формы поперечного сечения и меньше для дефектов треугольной и прямоугольной формы. Такие же зависимости отмечены при прокатке и осадке [46, 47]. Некоторую роль играет соотношение размеров дефекта (b/h, ширины дефекта к глубине), что выявлено при холодной прокатке [46].
В зависимости от условия деформации, смазки, параметров инструмента, материала и формы поперечного сечения дефекта при b/h 2,5-3,0 и определенном значении вытяжки и происходит устранение дефектов. При меньших значениях этого отношения дефекты, закрываясь, превращаются в глубокие складки, которые не устраняются даже при больших вытяжках.
Если дефекты расположены вдоль оси изделия, то их глубина уменьшается несколько быстрее, чем при поперечном расположении и под углом к оси изделия. При волочении изделия с поперечными дефектами (например, следами обточки) глубина дефектов уменьшается, а расстояние между впадинами растет. Взаимное влияние параллельно расположенных продольных дефектов мало при шаге (t) между дефектами больше ширины дефекта, т.е. при t
В работе [46] показано, что формоизменение поверхностных рисок при волочении зависит от начального угла их раскрытия (а): при а 90 они полностью раскрываются с увеличением своего угла тем скорее, чем больше исходный угол их раскрытия, при а = 90 риски разглаживаются с сохранением угла раскрытия; при а 90 риски закрываются и преобразуются в поверхностные трещины; при а 60 они уменьшают свою глубину быстрее уменьшения диаметра проволоки от перехода к переходу, т.е. залечиваются и исчезают; при а 60 0 они изменяют свою глубину медленнее уменьшения диаметра проволоки, поэтому превращаются в радиальную трещину с растущей относительной глубиной. Эти выводы совпадают с выводами приведенными в работе [46]. В этой же работе сделаны выводы о том, что увеличение единичных вытяжек приводит к уменьшению глубины рисок всех типов.
Исследований по оценки влияния режимов холодной и теплой прокатки в многовалковых калибрах проволоки на ее дефектность в литературе нами не обнаружено.
В последние годы большое распространение получили процессы обработки металлов давлением с применением дополнительных энергетических воздействий на очаг деформации, таких как: тепловых [47-51], магнитных, электрических [52-56], ультразвуковых [57, 58] и др., основная цель которых - повысить технологичность обрабатываемого материала. В практике обработки металлов давлением наиболее широкое распространение получила деформация с нагревом, которая позволяет уменьшить сопротивление пластической деформации, увеличить пластичность деформируемых материалов, и, следовательно, изменить параметры процесса их деформирования.
В последние годы теплая деформация стала применяться при изготовлении проволоки и ленты, причем процесс деформации часто совмещакгї с отжигом в потоке. Перспективность теплого волочения очевидна благодаря всевозрастающему спросу на проволоку из высоколегированных сталей и сплавов, часть которых в условиях холодного волочения труднодеформируема.
Математическая модель расчета калибровки и энергосиловых параметров непрерывной прокатки проволоки в четырехвалковых калибрах
Согласно этой зависимости при іі=1,15 и отношении bc/bK = 0,35 - 0,40 рациональная вытяжка с учетом уширения во втором квадратном калибре составит « 1,35. Следовательно, вытяжная способность системы квадрат-» квадрат, обеспечивающая устойчивую прокатку проволоки составит Ці-р,3 = 1,55, т.е. фактическая вытяжная способность этой системы в среднем на 6 % ниже, чем система круг—» квадрат-» круг.
На вытяжную способность системы квадрат — квадрат большое влияние оказывает также точность исходной заготовки. При большой овальности заготовки (более 0,5 мм) вытяжная способность в квадратном калибре еще более снижается. В то же время овальность исходной заготовки практически не оказывает влияния на вытяжную способность системы квадрат -» круг. Кроме того, достоинством системы квадрат -» круг является то, что круг при дальнейшей прокатке обладает естественной устойчивостью. Это позволяет исключить применение привалковои арматуры во всех нечетных проходах и тем самым уменьшить количество сложного оборудования, упростить процесс заправки стана и повысить стабильность его работы и, следовательно, производительность.
Таким образом, вышеуказанные преимущества системы квадрат -» круг позволяют рекомендовать ее в качестве вытяжной для получения проволоки круглого сечения при прокатке на стане с четырехвалковыми калибрами. Анализ системы стрельчатый квадрат -» круг показывает, что практически достижимые вытяжки в этой системе составляют 1,35 - 1,40, то есть меньше, чем в системе квадрат —» круг, однако меньшая по сравнению с ней неравномерность деформации позволяет рекомендовать данную систему в качестве чистовой. Результаты проведенных исследований легли в основу совершенствования технологии прокатки круглой проволоки на пятиклетевом стане с четырехвалковыми калибрами Белорецкого металлургического комбината (см. приложение).
Для возможности оперативного расчета и выбора систем калибров для прокатки на стане с четырехвалковыми калибрами проволоки из различных металлов и сплавов разработана математическая модель непрерывной прокатки.
Модель базируется на основных положениях теории прокатки [162, 163], описанных для многовалковых калибров [164]: решение дифференциального уравнения прокатки, гипотезы плоских сечений, условий контактного трения Зибеля х = f os (т - касательные напряжения, f - коэффициент трения, as- условный предел текучести материала), равенство секундных объемов металла по клетям и т.д.
Расчеты на модели производятся для сочетаний калибров в блочном виде. Каждый блок состоит из двух клетей: первая клеть имеет квадратный калибр, второй - круглый. Исходными для расчета являются данные о прокатываемом материале, до и после прокатки. Варианты калибровки рассчитываются из условия устойчивости квадратной полосы в круглом калибре. Для определения силовых параметров прокатки в модель вводится кривая упрочнения металла, которая является функцией от вытяжки и аппроксимируется кусочно-непрерывной полиномиальной функцией не выше второго порядка = {a0+a + a2\i2, ц цт as j Ь0+Ь1Ц, ц цт 2 6) где Цт - точка сопряжения полиномов, в которой функция и ее производная непрерывны; ао, аі, аг, bo, bi - коэффициенты. При расчете всех клетей стана используется одна и также аппроксимация, поэтому для і-ой клети стана вводится понятие суммарной вытяжки, которую получил металл до входа в і-тую клеть (І0І ) и суммарной вытяжки на выходе из і-ой клети (fin).
Частная вытяжка в і-ой клети определяется отношением "-Ї (17) Дифференциальное уравнение равновесия сил, действующих на элементарный объем металла в очаге деформации имеет следующий вид dpk=das-as(1±5) H (2.8) где рк - нормальное контактное напряжение B-f.dw-f-2. L Отсюда распределение нормального контактного напряжения в зоне отставания с учетом заднего натяжения (GO) Рк О0+о. 1-в ї.1Г (2-9) Mo а в зоне опережения с учетом переднего натяжения (GJ) Приравнивая уравнения (2.9) и (2.10), определяем вытяжку в нейтральном сечении (z) -Оо+о.О-б)! a Si+ (1 + 6) J a =0 (2.11) Po M Mi M После преобразования уравнения (2.11) получаем квадратное уравнение относительно неизвестного z вида A!Z2 + A2z + A3=0 (2.12) где Ai, А2, А3 - коэффициенты, зависящие от ц0, цІ5 а0, 3\, 5 и от коэффициентов в уравнении (2.6). Один из корней квадратного уравнения, для которого выполняется условие Цо z Ць является значением суммарной вытяжки в нейтральном сечении. Частная вытяжка в нейтральном сечении (fiH) может быть вычислена по формуле
Математическая модель температурных режимов совмещенного процесса электроконтактный нагрев-прокатка проволоки на непрерывных многоклетевых станах
Многообразие факторов, влияющих на температуру и сложное их взаимодействие, требует построения достаточно простой и точной математической модели теплового состояния проволоки в процессе прокатки. С помощью такой модели возможно еще на стадии проектирования непрерывного стана, обосновать рациональный температурный режим и выбрать необходимый состав оборудования, а для действующих прокатных станов назначить режимы обжатия, нагрева и охлаждения проволоки.
Предлагаемая модель учитывает изменение режимов обжатий, определяемых калибровкой валков, электроконтактный нагрев полосы перед входом в первую клеть, в межклетевых промежутках и на выходе из последней клети, охлаждение проволоки в клети, в межклетевых промежутках и на выходе из стана; а также охлаждение и нагрев валков. В силу малости диаметров прокатываемой заготовки по сравнению с длиной стана рассматривается одномерная стационарная модель теплопереноса. При этом принимаются следующие допущения: - усредняется температура и скорость материальных точек полосы по сечению прокатываемого профиля вдоль всего стана; - приравниваются к нулю частные производные по времени всех переменных величин (стационарность).
Температурный режим стационарной прокатки ищется в виде кусочно -гладкой функции Т(х) необходимое число раз дифференцируемой в межклетевых промежутках и претерпевающей разрывы первого рода в клетях стана. Последние рассматриваются как точечные тепловые источники, мощности которых рассчитываются исходя из обжатия, определяемого заданной калибровкой валков. Для обеспечения работоспособности модели в широком диапазоне температур (от теплой до горячей прокатки) в нее вводятся температурные зависимости теплофизических характеристик деформируемых металлов.
Для определения Т(х) выводится основное дифференциальное уравнение, для чего произвольно выделяется в межклетевом промежутке некоторый объем проволоки сечениями х и x+Ah (рис.3.5).
Уравнение теплопроводности в области Q с учетом зависимости тепло-физических характеристик материала от температуры прокатки имеет вид: p El = div-(X-grad-e)+W, (3.1) dt / Рис.3.5. где G (х, у, z) - температура металла в области Q; с, X - соответственно теплоемкость и теплопроводность материала проволоки, зависящие от температуры; p - плотность металла; W - удельная мощность. На поверхности S профиля используются граничные условия третьего рода, описывающие процесс теплообмена между поверхностью тела и окружающей средой зависимостью -X— = х(е ЇЄ -Т ), (3.2) dn v SA S О 5 v где a(8s) - коэффициент теплообмена; 9S, То - соответственно температура поверхности тела и окружающей среды. Коэффициент a(0s) отражает влияние конвективного и лучистого тепло-обменов и определяется выражением a(0s) = aK (90 +a„(0s), (3.3) где aK(0s) - коэффициент теплоотдачи при конвективном теплообмене между поверхностью тела и окружающей средой; по (92+Т2- - коэффициент лучистого теплообмена закону Стефана-Больцмана, а0 - постоянная Стефана-Больцмана, є - степень черноты поверхности тела. Для случая теплообмена на воздухе aK (0S) определяется по формуле «.( .) N.I+N«2)S " где N иі - число Нуссельта при вынужденной конвекции; N и2 - число Нуссельта при свободной конвекции; Хв- коэффициент теплопроводности воздуха при температуре Т0; L - характерный размер профиля (например, диаметр равновеликой окружности). N„i и N и2 оценивают по формулам [85]: N . =1 иі 0,09 Re0 062, Re 10: 0,26Re 48, Re (3.5) ppV. где Re - число Рейнольдса, определяемое, Re = B l ; где pBj LiB - плотность и вязкость воздуха при температуре Т0. Число Нуссельта при свободной конвекции определяется, где Gr критерий Грасгофа г= где g, рв - ускорение свободного падения и температурный коэффициент объемного расширения воздуха; число Прандтля Р = — ав - коэффициент температуропроводности воздуха (ав =—). с-р Эмпирические коэффициенты с и п в формуле (3.6) зависят от произведения GrPr [176]. Интегрируется уравнение (3.1) по области Q. Рассматриваются последовательно все три интеграла fd(c-Q) xth сечению профиля Fj и последовательно используются допущения, а также предположение, что изменение теплоемкости по сечению проволоки мало по сравнению с изменениями по длине стана.
В межклетевых промежутках, где отсутствует скачок температуры, последнее соотношение имеет вид
В выражении (3.8) последовательно используются теорема Остроградского - Гаусса, усреднение температуры 0 по сечению Fj в предположении, что А, изменяется по сечению профиля несравнимо мало по отношению к изменению вдоль стана, граничные условия (2) при 0 = Т(х), а также дифференцируемость функции Т(х) нужное число раз.
К дифференциальному уравнению (3.10) добавляются следующие краевые условия: Т(о) = Т, Т(Н) +« , (3.11) которые означают задание начальной температуры заготовки на входе в стан и ограниченность решения, Н - длина стана. Численное решение краевой задачи (3.10) - (3.11) наиболее эффективно может быть осуществлено за счет редукции ее к последовательности Коши. В данной работе используется следующая процедура редуцирования.
Заменяем уравнение (3.10) аппроксимирующим его уравнением с запаздывающим аргументом: где величина запаздывания т в члене, содержащем старшую производную равна шагу регулярной сетки в области интегрирования. При такой замене в (ЗЛО) вносится погрешность порядка шага интегрирования т. Последнее эквивалентно, по существу, заданию свободного члена W(x) с погрешностью порядка є, что вполне физически оправдано.
Уравнение (3.12) с начальным условием Т(о)=Т образует задачу Коши, которая эффективно решается методом Рунге-Кутта [177]. При этом на каждом шаге интегрирования запаздывающий член определяется по результатам решения задачи на предыдущих шагах. Для запуска указанной процедуры необходима первоначальная оценка указанного члена уравнения. Она выбирается произвольно, с последующим итерационным уточнением путем экстраполяции на один шаг назад.
Удельная мощность внутренних тепловых источников W(x) на участках ина деформационного разогрева проволоки в клетях стана определяется методомэлектроконтактного нагрева рассчитывается по формуле Джоуля-Ленца W(x) = - i+y T-V где y0 - удельное электросопротивление проволоки при температуре Т0; Yi - температурный коэффициент удельного электросопротивления; J(x) - сила тока, рассчитывается из схемы электрических соединений с итерационным уточнением величины сопротивления плеч, зависящих от температуры. Велич простой итерации по формуле где Т+, Т" - температура проволоки на выходе из клети и на входе в клеть соответственно; А - работа деформации в клети, зависящая от величины деформационного разогрева через сопротивления деформации от температуры. V - объем геометрического очага деформации. Работа деформации в клети рассчитывается как сумма работы деформации в очаге по формуле Финка [178] и работы сил трения на контактной поверхности, оцененной в монографии [85]:
Опытно-промышленная прокатка проволоки из сплавов ВТ 1-00 и 2В
Для многих нержавеющих сталей упрочнение при пластическом деформировании, а, следовательно, потеря пластичности связаны с развитием мар-тенситного (у — а) превращения. Количество мартенсита, образующегося в процессе пластической деформации, зависит в значительной мере от знака напряжений, действующих в очаге деформации, степени и температуры деформации. Напряжения растяжения интенсифицируют у - а превращения, а сжимающие приводят к обратному действию. При теплой пластической деформации у - а превращение практически затормаживается [6].
Данных по влиянию условий деформирования в многовалковых калибрах на уменьшение интенсивности упрочнения метастабильных нержавеющих сталей в настоящее время нет, неизвестны закономерности и количественные характеристики упрочнения, не выявлены и возможности практического использования прокатки проволоки из метастабильных нержавеющих сталей. Изучение свойств прокатаных и волоченых образцов из стали марки 12Х18Н10Т (рис.4.1, 4.2) подтвердило целесообразность применения прокатки вместо волочения с целью уменьшения интенсивности наклепа. Особенно благоприятна с этой точки зрения теплая прокатка.
Для более детального изучения упрочнения нержавеющих сталей при прокатке в МВК была выбрана сталь марки 18Х15Н6АМЗШ (ВНС-9Ш). Аусте-нитная структура этой стали обеспечивает необходимые технологические свойства, а мартенситное превращение при пластической деформации приводит к дополнительному повышению прочностных характеристик (после суммарной деформации равной 94 % прочность проволоки может достигать 4000 Н/мм2). Кроме высокой прочности данная сталь обладает высокой коррозионной стойкостью, теплостойкостью и высокими упругими характеристиками. Недостат 107 ками, как и для всех сталей с нестабильным аустенитом, является неоднородность свойств на проволоке и ленте после холодной пластической деформации и недостаточная технологичность. Высокая интенсивность упрочнения при холодной деформации вынуждает вводить большое количество промежуточных термических операций.
Сырую катанку диам. 6,3 мм термообрабатывали в проходной печи по режиму: нагрев до 1150 С и замочка в воде. После травления катанку прокатывали в передельную проволоку до диам. 4,0 мм с предварительным нагревом заготовки до температуры 420-450 С; без нагрева и с охлаждением раската вдоль всей линии прокатки. Прокатка велась в четырехвалковых калибрах: квадрат 4,9 -» круг диам. 5,0 -» квадрат 3,9 — круг диам. 4,0 мм. Скорость прокатки в четвертой клети - 1 м/с.
Другая часть термообработанной катанки после подготовки поверхности к волочению тянулась на волочильном стане 1/650 по маршруту: 6,3 - 5,8 - 5,1 -» 4,5 - 4,0 мм в холодном и теплом (420- 450 С) состояниях. Для нагрева проволоки перед волочением использовали расплав свинца в ванне, установленной в линии волочения.
При холодной прокатке значения тока электропривода клетей составляли 90, 120, 200, 300 А; при теплой - 50, 90, 220, 350 А. Снижение нагрузки в первых двух клетях свидетельствует об уменьшении сопротивления деформации прокатываемого материала под действием тепла. Некоторый рост токовых значений электроприводов третьей и четвертой клетей объясняется увеличением обжатий за счет увеличения размеров полосы при нагреве из-за роста ушире-ния. При всех перечисленных режимах процесс прокатки проволоки из стали ВНС-9Ш протекал устойчиво.
Образцы, отобранные по маршруту прокатки и волочения, испытывались на растяжение, содержание мартенсита и микротвердость. На рис.4.4 приведе 108 ны зависимости механических свойств ( jB, 5юо) от истинной деформации для разных вариантов и условий деформирования.
Изменение механических свойств проволоки из сплава ВНС - 9Ш в зависимости от режимов и степени деформации: 1,5- холодное волочение, 2, 7 - теплое волочение, 3,6- холодная прокатка, 4, 8 - теплая прокатка Видно, что упрочнение холоднокатаной проволоки меньше, чем тянутой (ств =1900 Н/мм2 после холодного волочения, ав = 1680 Н/мм2 после прокатки, при одной и той же степени деформации). Упрочнение при холодной прокатке соизмеримо с упрочнением при теплом волочении. Теплая прокатка уменьшает упрочнение на 30-40 % по сравнению с холодным волочением. Зависимости, приведенные на рис.4.4, хорошо согласуются с содержанием мартенсита 6 стали (рис.4.5.).
Анизотропию свойств по сечению проволоки разных вариантов изготовления оценивали стандартным методом на приборе ПМТ-3 по величине микротвердости, поскольку известно, что разница между твердостью мартенсита и аустенита составляет почти 50 %. Схема измерения и результаты измерения микротвердости приведены на рис.4.6 - 4.8 (а, б). По мере увеличения деформации проволоки наблюдается рост микротвердости во всех точках сечения. Рост микротвердости на холоднотянутых образцах значительнее и достигает значений 6000 Н/мм2, для холоднокатаной проволоки - 5000 Н/мм2 и 4500 Н/мм2 у образцов после теплой прокатки. Разницы в значениях микротвердости в точках, расположенных на поверхности и в центре сечения, для термообработан-ной заготовки практически нет. С ростом деформации, как при волочении, так и при прокатке, эта разница сначала увеличивается, но по мере проработки сечения уменьшается. Следует отметить, что изотропия микротвердости для катаной проволоки наступает при меньшей суммарной деформации, чем для тянутой. Это свидетельствует о равномерной проработке сечения проволоки при прокатке, а следовательно, и большей однородности свойств по сечению.
