Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ современных технологий производства сталемедной проволоки 8
1.1. Подготовка исходных компонентов 9
1.2. Формирование составной биметаллической заготовки 13
1.3. Нагрев составной биметаллической заготовки 14
1.4. Соединение (сварка) компонентов биметалла путем их совместной пласти ческой деформации 15
1.4.1. Физико-химические процессы при сварке давлением 15
1.4.2. Соединение (сварка) компонентов биметалла путем их совместной пластической деформации .:.
1.5. Охлаждение и восстановление поверхности биметаллического изделия .33
1.6. Волочение до потребительского диаметра сталемедной проволоки 33
1.7. Постановка цели и задач исследования 34
2. Разработка и теоретический анализ процесса сварки биметаллической заготовки путем прокатки-прессования 36
2.1. Разработка процесса сварки при совместной пластической деформации компонентов 36
2.2. Система калибровки валков и ее параметры 42
2.3. Идентификация биметаллической заготовки как приведенной (эквивалентной) полосы
2.3.1. Внешнее (контактное) трение 51
2.3.2. Сопротивление деформации 51
2.3.3.Относительная деформация 51
2.4. Энергосиловые параметры процесса прокатка-прессование 52
2.4.1. Мощность на бочке валков 53
2.4.2. Мощность внутренних сил 55
2.4.3. Мощность трения скольжения в очаге деформации 57
2.4.4. Усилие подпора в межочаговом участке биметаллической заготовки58
2.4.5. Критический угол в приводной паре валков
2.5. Стабильность процесса прокатка-прессование 59
2.6. Нормальные контактные напряжения в очагах деформации при прокатке-прессовании 64
2.7. Формоизменение заготовки при прокатке-прессовании
2.7.1. Закон сохранения энергии (ЗСЭ) .67
2.7.2. Закон наименьшей энергии (ЗНЭ) 68
2.7.3. Совместное решение уравнений ЗСЭ и ЗНЭ 68
2.7.4. Исходные уравнения 69
2.7.5. Решение задачи 70
2.8. Напряженно-деформированное состояние заготовки и температурный режим при сварке компонентов в процессе прокатка-прессование... 72
2.9. Математическая модель процесса прокатка-прессование биметаллической заготовки (БМЗ) 81
3. Разработка операций и оборудования для реализации технологии производства сталемедной проволоки и их исследование 88
3.1. Очистка поверхности медной ленты 88
3.2. Электролитическая очистка стальной проволоки и нагрев биметаллической заготовки
3.3. К вопросу об определении температуры нагрева заготовки в электролитно-плазменной ванне 106
3.4. Сварка продольного шва медной оболочки
3.5. Сварка компонентов биметаллической заготовки путем совместной пластической деформации 109
3.6. Восстановление поверхности медной оболочки 119
4. Создание и освоение промышленной линии производства сталемедной проволоки 121
4.1 Организация входного контроля 124
4.2. Линия получения заготовки (БСМ-1) 126
4.3. Линия сварки стального сердечника с медной оболочкой (БСМ-2) 136
4.4. Возможные причины дефектов и брака при производстве БСМ-провода . 142
4.5. Алгоритм управления качеством сталемедной проволоки 146
4.6. Технические показатели работы линии по изготовлению сталемедной проволоки СМ 4 и СМ 6 147
Заключение 149
Литература
- Соединение (сварка) компонентов биметалла путем их совместной пласти ческой деформации
- Идентификация биметаллической заготовки как приведенной (эквивалентной) полосы
- К вопросу об определении температуры нагрева заготовки в электролитно-плазменной ванне
- Возможные причины дефектов и брака при производстве БСМ-провода
Соединение (сварка) компонентов биметалла путем их совместной пласти ческой деформации
Надежное соединение разнородных металлов в твердом состоянии во многом зависит от состояния их поверхностей, которое характеризуется геометрией микропрофиля, наличием окисных пленок, адсорбированных слоев воды, газов, масел, различных случайных загрязнений, а также структурой.
К геометрическим параметрам микропрофиля в первую очередь относится шероховатость поверхности, для количественной оценки и нормирования которой обычно используются два высотных параметра Ra и Rz. Здесь Ra - среднее арифметическое абсолютных значений отклонения микропрофиля в пределах базовой длины, a Rz - сумма средних абсолютных значений высот пяти наибольших выступов микропрофиля и глубины пяти наибольших впадин микропрофиля в пределах базовой длины. При этом і?а=(80...40) -(0,01...0,02) мкм, а Rz=(320... 160)-К0,05...0,025) мкм, что соответствует диапазону классов шероховатости 1 - 14 (прокат +- полированная поверхность) согласно ГОСТ 25142-82 (СТ СЭВ 1156-78) "Шероховатость поверхности. Термины и определения".
Согласно существующим представлениям, взаимодействие двух сближаемых поверхностей заключается в возникновении между ними сил взаимного притяжения и отталкивания, различных по природе и величине. Молекулярные силы притяжения и силы межатомного сцепления (силы Ван-дер-Ваальса) действуют между поверхностями чистых металлов до появления металлических связей, причем последние убывают пропорционально седьмой степени расстояния [2]. При простом наложении друг на друга двух поверхностей площадь их действительного контакта, вследствие наличия микронеровностей, будет чрезвычайно малой. Для ее увеличения, а также сближения электронных облаков атомов металлов, необходима пластическая деформация поверхностных неровностей. Поскольку при деформации микронеровностей имеет место сложное напряженное состояние, контактные напряжения должны в несколько раз превышать предел текучести материала.
При всех способах сварки давлением физический контакт образуется в результате микропластической деформации, причем, как указывается в работе [3], в пластическую деформацию вовлекаются также приконтактные объемы и целиком свариваемое изделие. По данным исследований величина микропластической деформации ек составляет 70.. .80 % при деформации изделия =5.. .6 %.
При грубой обработке поверхности, когда высота микронеровностей на контактной поверхности большая, упрочение приконтактного объема может достигнуть такого значения, что физический контакт прекращает развиваться. Поскольку в этом случае микровыступы характеризуются малыми углами при вершинах, ввиду локализации пластического течения по вершинам микровы :тупов происходит интенсивное деформационное упрочение в этих областях. В результате резко снижается скорость деформации микровыступов и физический контакт образуется с малой интенсивностью.
В случае уменьшения шероховатости контактных поверхностей и, соответственно, увеличения значений углов при вершинах микровыступов, в пластическое течение микровыступов вовлекаются приконтактные объемы материала и, гем самым, снижается степень локализации деформации. При этом снижается деформационное упрочение в зоне контакта. В этих условиях физический контакт образуется с большей интенсивностью, чем при грубой обработке контактных поверхностей.
Таким образом, понятие физического контакта означает, что атомы двух взаимодействующих металлов находятся на таком расстоянии, при котором может произойти валентное межатомное взаимодействие.
В работе [4] авторы по результатам опытов совместной осадки стальных и медных цилиндров при температуре 800...900С с различной обработкой контактных поверхностей (токарная обработка - шлифование) отмечают, что более тщательная обработка улучшает сцепление компонентов.
В качестве способов подготовки контактных поверхностей используются обработка металлическими щетками, иглофрезами, наждачными кругами, дробе- и пескоструйными аппаратами. Весьма эффективна обработка иглофрезами-щетками, обладающими высокой жесткостью благодаря плотной набивке проволок. Возможности интенсификации механической обработки расширяются при использовании ленточных щеток, которые состоят из замкнутой ленты или цепи с закрепленными на них плоскими щетками. При таком способе обработки длина и время контакта поверхности со щетками увеличиваются. Установлено, что для обеспечения высококачественного соединения компонентов необходимо обеспечить шероховатость поверхности стального сердечника Ra=0,S...l,5 мкм, а медной ленты і?г=10...20 мкм. К достоинствам механических способов подготовки поверхностей относятся: возможность соединения нужной шероховатости, высокая производительность, возможность их включения в поточное производство.
Операция очистки металлических поверхностей играет определенную роль в получении высококачественного твердофазного соединения компонентов. В зависимости от преследуемой цели и объектов воздействия используются различные способы очистки.
Для обезжиривания применяют щелочные растворы на основе гидрокси-дов, карбонатов, силикатов, боратов или сульфитов щелочных металлов.
В качестве растворителей наиболее широко используются трихлорэтилен, тетрахлорэтилен, которые хорошо растворяют жиры, масла, а также воск, парафин, смолу, серу и другие вещества.
Обезжиривание эмульсией три- или тетрахлорэтилена с водой или другими компонентами требует дополнительной промывки поверхности для ее очистки от остатков эмульсии.
Отечественная промышленность производит эффективные синтетические моющие средства, пригодные для удаления с поверхности металлической полосы жировых и масляных загрязнений и консервационной смазки. К таким средствам относятся однокомпонентные составы МС-8 (ТУ 6-15-978-76), КМ-1(ТУ 38-108-96-76), лабомид-101 и 203 (ТУ 38-107-38-80) и др.
Технические решения электролитического обезжиривания контактных поверхностей многообразны. Его эффективность зависит от нескольких факторов: интенсивности выделения газов, приводящей к отрыванию частиц жира и грязи; скорости эмульгирования частиц жира; концентрации щелочного раствора на катодных поверхностях в виде граничного слоя; степени окисления участков слоя на стадии выделения, если металл подключен как анод, и гидрирования масел и пластических смазок водородом, если металл подключен как катод.
Известны высокоэнергетические методы очистки поверхности металлов, к которым относятся лазерный, плазменный и некоторые другие. Их применяют, как правило, для обработки небольших участков, т.к. обработка больших поверхностей, а тем более в потоке, связана с техническими трудностями и высокими затратами энергии.
Идентификация биметаллической заготовки как приведенной (эквивалентной) полосы
По результатам предварительных исследований и рекомендациям литературных источников в работе выбрана система «овал - круг». Как уже отмечалось выше, ее положительным качеством является плавное формоизменение профилей и равномерное распределение компонентов биметалла по сечению. К недостатком такой системы [33] относят плохую устойчивость овального сечения заготовки в круглом калибре и необходимость кантовки раската между оча Рис. 8. Схема процесса прокатки-прессования (ПП) гами деформации. Однако эти недостатки можно устранить, применяя высокий (плоский) овал (что вытекает из небольших деформаций в калибре порядка 1...8%), исключая необходимость кантовки раската путем применения соответствующего положения вреза в валках и уменьшая расстояние между калибрами. В технической литературе [24, 28 и др.] для прокатки биметаллической заготовки рекомендуется применение 4-валковых калибров, обеспечивающих ее многостороннее сжатие. Не отрицая положительных сторон такой схемы деформации, нельзя не отметить и недостатки, которые ей присущи.
Во-первых, стесненная деформация в 4-валковом калибре предъявляет очень высокие требования к расчету и выполнению калибровки валков, а также строгому соблюдению постоянства по длине заготовки ее геометрических размеров, механических свойств, температуры и-т.п. В противном случае может возникать переполнение или незаполнение калибра, что будет приводить к соответствующим дефектам формы проката. При этом смысл применения закрытого калибра теряется.
Во-вторых, клети с 4-валковым калибром обычно выполняются с двумя приводными и двумя холостыми валками, что приводит к неодинаковым условиям на контактных поверхностях с соответствующими валками и, как следствие, к неравномерности деформации в объеме заготовки.
В-третьих, в клети с 4-валковым калибром, вследствие ее конструктивного исполнения, очень трудно обеспечить нормальный температурный режим работы валков и подшипниковых узлов, особенно в условиях длительного контакта валков с нагретой полосой, что имеет место при низкой скорости ее движения в непрерывной технологической линии.
Применение двухвалковых калибров позволяет "смягчить" напряженно-деформированное состояние, отработать калибровку валков в процессе эксплуатации на основе конкретного опыта, применить конструктивные мероприятия по обеспечению нормального температурного режима работы валков и подшипниковых узлов, упростить процесс настройки калибров и их регулирования в процессе работы, повысить работоспособность и надежность клети в целом.
На основе отмеченных выше соображений была принята следующая схема: первый - овальный калибр образован двумя горизонтальными приводными валками, второй - круглый калибр образован двумя вертикальными холостыми валками (рис. 9).
Рассмотрим основные геометрические соотношения в калибрах системы «овал - круг» [34]. Радиус овального калибра определяют по формуле r=h1 LAli_, (39) 1 4 причем, в зависимости от необходимости, отношение Ък /h{ можно принимать в пределах от 1,5 до 4,5. Степень заполнения овального калибра Ьх /bк должна составлять 0,8...0,9. Размеры очага деформации при прокатке в различных системах калибров однозначно характеризуют следующие независимые параметры. Приведенный радиус валков
В работе [34] на основе вариационного принципа минимума полной мощности определены интегральные характеристики формоизменения и энергосиловые параметры при прокатке в калибрах простой формы. Для этого с точностью до неизвестных (варьируемых) параметров описана геометрическая модель очага деформации, построено кинематически возможное поле скоростей течения металла, составлена система основных уравнений и решена численным методом. В результате решения задачи получены аппроксимирующие формулы расчета геометрических и энергосиловых параметров для различных систем калибров. Коэффициент вытяжки:
Коэффициент напряженного состояния пст, учитывающий влияние на нормальные контактные напряжения сил трения в очаге деформации и внеконтактных зон (переднего и заднего "жестких концов" и боковых внеконтактных зон), равен: «круг - овал» «овал - круг» Здесь m = Lcp v а. +\] па=0,9 ( 40 5 С 1 „ т +— 6,14 V a J V т + 5 у ( 18 nCT = т + 3,7 (l,15-0,075a0). V т + 3 J фактор формы очага деформации. (53) (54) А с m \Ъ J 1 + 1 Л (55) ,3 21 Момент прокатки в калибрах равен Мпр = 0,287ashi А Кь Здесь К і, для схем прокатки: «круг - овал» К, Г-1 / 0,094 + 3,66" А + (56) «овал - круг» (57) Кь=1Д(Я.-і/о,115 + - \ А. т І Сопротивление металла деформации as при прокатке рекомендуется определять по методу термомеханических коэффициентов [38-40]: as=aog-kt -ks-ku, (58) где aog - базисное сопротивление деформации, определяемое для данного металла или сплава при температуре 1000 С, степени деформации 10 % и скорости деформации 10 с"1; kt;kg;ku - термомеханические коэффициенты, учитывающие влияние температуры, степени и скорости деформации соответственно.
Важным параметром прокатки в калибрах является катающий радиус RK )то радиус той окружности калибра, скорость которой равен скорости полосы га выходе из валков Vj (рис. 10). Исходя из того, что RK=Rb(l + i), (59) ТЇЄ і - опережение, ожем записать [41]: 1 + (A,-1) cosyb, (60) R„=Ri а0 Здесь уь - критический угол в вершине калибра, а ДСД на рис. 10 - кри гическая линия на контактной поверхности в калибре. Поверхность контакта заготовки с валками в калибре ограничена линией ВАВ. Вопрос определения критического угла для принятой схемы деформации и способа ее реализации (процесс ПП) представляет самостоятельную задачу и будет рассмотрен ниже.
В настоящее время вопросы формоизменения, напряженно-деформированного состояния, кинематика и энергосиловые параметры процессов прокатки монометаллических полос изучены достаточно широко и глубоко.
Разработка методов расчета процессов обработки давлением многослойных тел и, в частности, биметаллов находится еще в начальной стадии. В связи с этим правомерно для математического анализа и описания этих процессов использование принципов моделирования поведения биметаллической композиции при СПД на базе учета особенностей реологии, физических свойств, объемного соотношения компонентов и т.п., т.е. создание модели приведенной (эквивалентной) биметаллической полосы к монометаллической. Такое моделиро Схема очага деформации вание возможно путем использования результатов экспериментальных исследований, а также достоверных геометрических и физических соотношений. Рассмотрим основные параметры приведенной (эквивалентной) биметаллической полосы.
К вопросу об определении температуры нагрева заготовки в электролитно-плазменной ванне
Проведем сравнительный анализ трех возможных вариантов реализации процесса СПД в двух последовательных очагах деформации (рис. 13) с точки зрения эффективности сварки компонентов.
На рис. 13а показаны напряжения в заготовке (нормальные контактные напряжения р и продольные напряжения сжатия ах в очагах деформации) при прокатке в двух клетях с отсутствием осевых (продольных) усилий в межочаговом участке. Такие условия могут иметь место при идеальном, но неосуществимым на практике, поддержании соотношения скоростей валков или при прокатке с регулируемой петлей между клетями. При такой схеме процесса в плоскости входа из первого очага деформации сжимающие напряжения pj = crsl мгновенно падают до нуля, высвобождаются остаточные напряжения "отдачи" [3], что может привести к разрушению образовавшихся участков схватывания металлов на поверхности соединения компонентов. Рис. 136 иллюстрирует напряженное состояние заготовки при прокатке с поддерживаемым на определенном уровне натяжением между очагами деформации. При такой схеме прокатки нормальные контактные напряжения pj и р2 в очагах деформации благодаря действию натяжения заготовки уменьшаются, что снижает интенсивность процессов схватывания компонентов. Кроме того, в плоскости выхода из первого очага деформации градиент резкого падения сжимающих напряжений Pi, U
К анализу напряженного состояния биметаллической заготовки при различных схемах ее деформации: а) прокатка без осевых усилий; б) прокатка с натяжением между клетями; в) прокатка-прессование. зозрастает (по сравнению с вариантом на рис. 13а) до Да = asl + сіц, где Gj І удельное натяжение на межочаговом участке. Это явление усиливает влияние эффекта мгновенной разгрузки на целостность соединения, образовавшегося в эчаге деформации.
На рис. 13в показана схема напряженного состояния заготовки, которая характеризует процесс прокатка-прессование. Подпирающее усилие Т и напряжение сжатия заготовки сп = aj j = ст02 на участке между очагами деформации приводит к росту контактных нормальных напряжений сжатия pi и р2. Как уже указывалось ранее [4, 20, 21], это положительно влияет на интенсивность протекания процесса схватывания и образования надежного сварного соединения металлов.
При этом в плоскости выхода из первого- очага деформации заготовка нагружена сжимающими продольными напряжениями ап, которые создают дополнительный положительный эффект.
Рассмотрим более подробно явления, происходящие во втором очаге деформации и в межочаговом участке заготовки. Второй очаг деформации образован холостыми валками. При Nc = Nb2 = 0 критический угол уЬ2 = ——. Это означает, что результирующие силы трения в зонах отставания и опережения, направленные внутрь очага деформации, уравновешены и создают благоприятную схему напряженного состояния сжатия. При прокатке в приводных валках результирующая сила трения в зоне отставания всегда больше соответствующей силы в зоне опережения. В результате этого на поверхности образовавшегося сварного соединения действуют напряжения, стремящиеся его разрушить. Таким образом, прессование заготовки через холостые валки имеет преимущество перед прокаткой.
Напряжения сжатия стп приводят к относительной продольной деформации биметаллической заготовки, равной в упругой области є = 7 — v (154) (Ем-Ам+Ет-Ат) где Ем и Ет - модули нормальной упругости мягкой (медь) и твердый (сталь) составляющие заготовки. При этом поперечные относительные деформации компонентов при их совместной продольной деформации равны: м= м-; єт=от-є, (155) где им и от - коэффициенты Пуассона мягкого и твердого металлов. На основе анализа и обработки опытных данных [38, 39, 42, 53 и др.] на рис. 14 и 15 построены графические зависимости упругих и механических свойств компонентов биметалла сталь-медь от температуры с использованием связи упругих параметров в виде: G=W (156) где G - модуль сдвига металла; и - коэффициент Пуассона металла. При ит Ф им и одинаковой продольной совместной деформации є перечные деформации компонентов будут различными (sM ST). Диаметр сердечника dT0 (рис. 16) будет увеличиваться, а внутренний диаметр оболочки dM0 уменьшается, в результате чего на контакте сердечник - оболочка возникнут напряжения сжатия аг. Образующийся при этом натяг равен: 5 = s-dT0-(oT+uM), (157)
Таким образом, в условиях процесса ПП на контакте компонентов заготовки в межочаговом участке продолжают действовать сжимающие натяжения аг, которые препятствуют высвобождению внутренних остаточных напряжений и способствуют дальнейшему протеканию процесса образования сварного соединения, увеличивая время взаимодействия металлов tb в условии (2).
Остановимся на некоторых аспектах температурного режима процесса совместной пластической деформации компонентов в условиях прокатки-прессования.
Известно, что из всех промышленных металлов медь обладает наиболее высокой теплопроводностью. Несмотря на потери тепла поверхностными слоями на контакте с валками, высокая теплопроводность обеспечивает быстрое выравнивание температуры за счет теплопередачи от сердечника к оболочке. Таким же образом влияет и теплоемкость. С ее повышением увеличивается тепловая инерция, а следовательно, уменьшаются температурные перепады по сечению оболочки и ее деформация становится более равномерной.
Вторым характерным аспектом является существенное снижение температуры заготовки между очагами деформации за счет ее охлаждения в первой паре валков. Согласно рис. 14, для первого очага деформации (Ті =800С) —- « 3, а для второго (Т2=500 С) — - = 1,8, т.е. разница в сопротивлении деформации меди и стали уменьшается, что приводит к снижению неравномерности деформации компонентов и напряжений сдвига в плоскости их соединения во втором круглом калибре, являющимся чистовым и определяющим качеством изделия.
Возможные причины дефектов и брака при производстве БСМ-провода
Стремление улучшить качество шва путем ввода второй горелки привело к сложности управления двумя горелками и увеличении количества прожогов.
Проверка горелки на скоростях заготовки до 12 - 15 м/мин показала, что источник питания ВСВУ-400 вполне обеспечивает качественный шов, ток сварки увеличивается пропорционально скорости движения заготовки. Электрод должен иметь острый угол заточки в пределах 35 - 45 % и хорошо отполирован. Основные проблемы качества шва лежат в очистке кромок ленты, качестве аргона и химического состава меди.
Превышение содержания примесей, например, фосфора в медной ленте влечет за собой плохую сварку шва из-за быстрого "обрастания" острия в сварочном шве. Время работы электрода составляло от 3 до 15 минут. При скорости протяжки 4 м/мин, это составит, в среднем, 12-60 метров заготовки.
Возникла ситуация микровзрывов в сварочном медном шве и, как следствие, прожоги и непровары. Непросушенная влага в зоне сварки вскипает и пар вырывается через сварочную ванночку под вольфрамовым электродом, получается непровар шва. Остатки масла на внутренней поверхности ленты также в зоне сварки вскипают, вызывая прорывы сварочного шва медной оболочки.
Обдув сердечника горячим воздухом под напором и тщательная обработка поверхности медной ленты иглофрезами позволили устранить этот недостаток.
В холодные дни, когда температура в цехе опускалась до + 2С, сварочный шов ломался при изгибе, покрывался сеткой мелких трещин, был хрупкий с крупнозернистой структурой. Причиной такого охрупчивания шва была низкая окружающая температура, вызывавшая, так называемую, «водородную болезнь». Шов очень быстро охлаждался и сверху застывал быстрее, чем внутри. Поэтому газообразный водород, выделяющийся при сварке, не успевал выходить из меди и, оставаясь внутри, объединялся с кислородом, находящимся в воздухе, охрупчивая шов с образованием сетки мелких трещинок. Было принято решение - после сварочной ванны для остывания шва медной оболочки в бескислородной среде необходимо выполнить аргоновое сопровождение проволоки на 200 - 250 мм.
Стык кромок медной оболочки проваривается на протяжении всей ее длины. Он должен быть строго ориентирован на острие сварочного электрода, для чего на предпоследней паре оборачивающих валков выполнен кольцевой выступ на верхнем валке, который и должен удерживать кромки медной оболочки в строго ориентированном положении. Ввиду того, что подобные удерживающие выступы отсутствуют на предыдущих парах оборачивающих валков, при нарушении настройки одного из этих валков медную оболочку начинает скручивать. Борта оболочки становятся разновеликие и, в конечном итоге, общий стык кромок сдвигается из-под острия электрода, а это вызывает брак в сварке продольного шва. Устранить "гуляние" стыка кромок с помощью тонкой настройки оборачивающих валков довольно сложно и не всегда это можно оперативно сделать. Было принято решение установить ролики, ограничивающие разновысотность бортов свернутой в U-образный профиль медной оболочки. Жесткость такого профиля достаточна для того, чтобы края сами регулировали свою разновысотность.
Соображения, приведенные в главе 2, относительно прокатки заготовки в непрерывной группе, состоящей из двух клетей, были проверены в опытно-промышленных условиях. Для этой цели использовались две клети с 4-валковыми калибрами. Исследования показали следующее.
Управлять работой двухклетевой группой в технологической линии производства сталемедной проволоки чрезвычайно сложно, поскольку необходимо достаточно точно поддерживать соотношение скоростей не только между прокатными клетями, но и по отношению к другим элементам линии. В результате нарушения скоростного режима работы приводов, а также колебания технологических факторов возникают такие явления, как пробуксовки в очагах деформации, обрывы заготовки или образование петли между клетями. Это требует постоянной подстройки клетей и регулирование приводов. В двухклетевой группе было опробовано несколько вариантов схем прокатки: 1) «круг - квадрат - восьмиугольник»; 2) «круг - квадрат - круг»; 3) «круг - овал - круг». При прокатке по первой схеме происходило отслоение медной оболочки от стального сердечника, особенно в углах. Сцепление меди со сталью, если и происходило в первой клети, то нарушалось при прокатке в восьмигранном ка тибре. Последующее волочение таких заготовок до 0 4,0 и 0 2,2 мм показало, тго стальной сердечник так и остается восьмигранником, иногда даже продавливая своими углами медную оболочку (рис. 24). Кроме того, при входе квадрата в восьмигранный калибр происходило "сваливание" заготовки, что приводило к порезам медной оболочки.
Радиальное температурное поле валка можно условно с любой степенью точности разделить на две зоны: активную, температурное поле в которой изменяется в пределах каждого оборота валка, и основную, температурное поле в которой является осесимметричным. Анализ температурных полей основной и активной зон позволяет судить о нестационарном радиальном температурном поле валка в целом.
Такой подход оправдан еще и тем, что температурные поля активной и основной зон различно определяют термическое воздействие на валок. Если температурное поле активной зоны определяет термическую усталость тонкого поверхностного слоя валка, появление в нем микротрещин и связью с механизмом износа, то поле в основной зоне характеризует термическую прочность валка вследствие появления больших градиентов температуры по радиусу в процессе прокатки.
Кроме технологических недостатков двухклетевой схемы были выявлены и конструктивные недостатки известных многовалковых клетей: сложность настройки калибров и ее нарушение в процессе работы, низкая стойкость подшипников валков из-за их перегрева, сложность охлаждения валков и т. п.
С использованием результатов опытной прокатки была разработана новая конструкция рабочей клети, показанная на рис. 26 и 27. В одной станине размещены две пары валков - горизонтальная 1 и вертикальная 2. Горизонтальные
