Содержание к диссертации
Введение
1. Теоретические и технологические проблемы получения коррозионно-стойких слоистых композитов системы сталь-алюминий . 7
1.1. Коррозия и защита от нее. 7
1.2. Способы нанесения алюминиевого защитного покрытия. 9
1.3. Основные показатели качества слоистых композитов системы сталь -алюминий и их зависимость от технологических режимов . 17
1.4. Способы и устройства для исследования распределения и величин внутренних продольных остаточных напряжений в полосовом композите в процессе прокатки и их роль в повышении качества 30
1.5. Методики расчетного определения критических напряжений устойчивости плоской формы полосы и параметров волнистости . 34
1.6. Способы воздействия на плоскостность в процессе прокатки. 38
1.7. Цели и задачи исследования. 41
2. Теоретические основы разработки технологии получения слоистых анти коррозионных композитов системы беспористая полоса - металлический по рошок . 43
2.1. Расчет энергосиловых параметров процесса совместной прокатки беспористой полосы и металлического порошка. 43
2.2.. Определение продольных напряжений в полосе при неравномерности входных и выходных скоростей по ее ширине в процессе прокатки . 51
2.3. Параметры волнистости полосы на выходе из очага деформации 55
2.4. Расчет регулирующего усилия для перераспределения натяжения на входе в очаг деформации. 72
3. Исследование физико-химических процессов взаимодействия слоев алюминия и стали при термообработке после пластического деформирования . 79
3.1. Методики проведения экспериментальных исследований. 79
3.2. Влияние степени деформации на диффузионные процессы и образование интерметаллидного слоя . 88
3.3. Влияние скорости нагрева на диффузионные процессы и образование интерметаллидного слоя 91
3.4. Анализ результатов экспериментов. 93
3.5. Механизм физико-химических процессов в межслойной зоне и теоретическое обобщение результатов экспериментального исследования. 98
4. Разработка условий, способов и инструментов для получения слоистых композитов с повышенной стойкостью к коррозионному растрескиванию . 101
4.1. Влияние натяжения при прокатке на продольные внутренние остаточные напряжения в слоистом тонколистовом композите. 102
4.2. Разработка устройства для измерения распределения натяжения по ширине полосы. 106
4.3. Разработка способа и устройства для получения композита с минимальными остаточными напряжениями растяжения 110
5. Разработка технологии получения слоистого антикоррозионного полосово го композита системы стальная беспористая полоса - алюминиевый порошок . 120
5.1. Разработка установки по нанесению алюминиемвого порошкового покрытия на стальную полосу. 120
5.2. Определение режимов обжатия при совместной прокатке полосы и порошка 124
5.3. Выбор режимов натяжения полосы при прокатке. 129
5.4. Определение режимов термической обработки композита. 131
5.5. Выбор технологической смазки и способа ее нанесения. Температурный режим валков. 137
5.6. Испытание полученного композита на коррозионную стойкость. 139
6. Технико - экономическое сравнение предлагаемой технологии элиминиро вания полосы и альтернатив 139
Выводы 141
Список использованных источников 143
Приложения
- Основные показатели качества слоистых композитов системы сталь -алюминий и их зависимость от технологических режимов
- Методики расчетного определения критических напряжений устойчивости плоской формы полосы и параметров волнистости
- Определение продольных напряжений в полосе при неравномерности входных и выходных скоростей по ее ширине в процессе прокатки
- Влияние степени деформации на диффузионные процессы и образование интерметаллидного слоя
Введение к работе
Композиты - объемное монолитное искусственное сочетание разнородных по форме и свойствам двух или более материалов (компонентов), с четкой границей раздела, использующее преимущества каждого из компонентов и проявляющее новые свойства, обусловленные граничными процессами [1]. Слоистые композиты отличаются от других по структуре - они составлены из чередующихся слоев различных по природе или составу листовых материалов, по расположению компонентов (нет строгого выделения матрицы) и по направленности проявления свойств - они анизотропные (по конструкции). Благодаря основному своему свойству - эмерджентности композиты все более активно входят в жизнь и заменяют традиционные материалы в энергетике, аэрокосмическом и транспортном машиностроении, средствах информации и связи и т.д.
Слоистые композиты системы сталь- алюминий известны и широко используются весьма длительный период времени. Такому широкому использованию этого композита способствовали то сочетание свойств, которое ему делегировали входящие компоненты: алюминий - высокую коррозионную стойкость, электропроводность, пластичность и низкие трибологические характеристики, сталь - высокую прочность, пластичность, доступность и относительную дешевизну. Основные области применения - производство коррозионно-стойких, антифрикционных, проводниковых и контактных композиционных материалов.
Коррозионно-защитные свойства алюминия применяются с начала прошлого века в виде биметалла сталь - алюминий, производящегося, в основном, плакированием тонкого листа алюминия на стальной лист. Со второй половины XX века слоистый листовой композит системы сталь - алюмооловяни-стый сплав стал широко применяться как антифрикционный материал для производства вкладышей (подшипников скольжения) при производстве двигателей внутреннего сгорания. Коррозионно-стойкие биметаллы находят широкое применение в виде тонких и толстых листов, проволоки, а также труб в химической, нефтеперерабатывающей, целлюлозно-бумажной, пищевой промышленности, судостроении и энергетике. Однако производство биметалла из беспористых листов стали и алюминия - процесс весьма трудоемкий, энергозатратный и, как следствие, дорогой. Поэтому с середины прошлого века начинаются поиски новых методов нанесения антикоррозионного слоя на стальную основу. Эти поиски привели к созданию большого числа способов, в числе которых способ напыления, гальванического покрытия, горячего алюминирования и т.д. Такие успехи дали толчок к увеличению доли алюминиевого покрытия в общем количестве используемых листов с антикоррозионным покрытием, в 6 раз. Особо обратили на себя внимание методы покрытия с использованием дисперсного алюминия. Эти методы побудили энтузиазм разработчиков и исследователей своей технологической гибкостью, компактностью, экономичностью. Создается целый ряд установок и технологических линий во всех технически развитых странах: Англии, Японии, Германии, СССР и др.
Такие же подвижки в сторону использования дисперсного алюминия произошли в разработках методов создания антифрикционных композиционных материалов. Уникальные возможности порошковых материалов по созданию псевдосплавов с матричной структурой и равномерно распределенным антифрикционным наполнителем подтолкнули исследователей к разработке новых антифрикционных покрытий с повышенными служебными характеристиками.
В Государственном учреждении Институт металлургии УрО РАН автором совместно с другими исследователями также была разработана установка для получения коррозионностойкого и антифрикционного композитов [2]. В процессе разработки технологических характеристик процесса возникли ряд теоретических и практических проблем связанных с особенностью диффузионных процессов в контактном слое при термической и механической обработке композита, проблем снижения влияния обработки давлением на корроионную активность основы и покрытия. В данной работе приведены результаты решения указанных проблем, а также приведены технологические режимы получения слоистых композитов антикоррозионного назначения, результаты их испытаний.
1. Теоретические и технологические проблемы получения коррозионно-стойких слоистых композитов системы сталь-алюминий. 1.1. Коррозия и защита от нее Коррозия - разрушение металлов в результате химической и электрохимической реакции. Актуальность защиты от коррозии определяется тремя аспектами: -экономическим - имеет цель уменьшение материальных потерь в результате коррозии различных изделий из металлов. В результате подсчетов установлено, что экономические потери от коррозии в технически развитых странах составляют 3-6% валового национального продукта [3]. -повышением надежности оборудования и металлоконструкций, которые в результате коррозионного поражения могут разрушиться. Помимо экономических потерь по замене разрушенного оборудования, нередки потери, которые вообще не могут быть выражены в денежных единицах. К ним относятся аварии, связанные со взрывами, вызванные коррозией разрушения зданий, аварии самолетов, автомобилей, приводящие к потере здоровья или гибели людей. -сохранностью металлического фонда.
Исследования факторов определяющих коррозию показывает, что эти факторы можно, по нашему мнению, разделить на две группы:
-технологические, т.е. условия производства металлической продукции. К ним следует отнести металлургические факторы (химический состав, термическую обработку) и влияние обработки давлением (появление внутренних остаточных напряжений). Анализ и учет этой группы факторов позволяет на этапе изготовления металлоизделия устанавливать такие технологические режимы обработки, которые сводили бы к минимуму коррозионное воздействие.
-эксплуатационные, т.е. среда эксплуатации, ее химический состав, условия нагружения и соединения с другими металлоконструкциями и т.д.
Для борьбы с описанными факторами, определяющими коррозию, используются различные методы. Методы борьбы с влиянием внутренних механических напряжений мы рассмотрим позже, а сначала осветим основной метод борьбы с эксплуатационными факторами коррозионного воздействия - нанесение антикоррозионных покрытий. В настоящее время разработано большое количество различных покрытий, среди которых, вследствие своих дополнительных качеств, особое место занимают металлические покрытия. Наиболее известными металлическими антикоррозионными покрытиями стали и железа являются никелевые, свинцовые, цинковые, кадмиевые, оловянные, хромовые и алюминиевые покрытия. С коррозионной точки зрения металлические покрытия можно разделить на два вида: коррозионно-стойкие и протекторные.
Коррозионно-стойкие покрытия (никелевые, серебренные, медные, свинцовые, хромовые) на стали являются более электроположительными в ряду напряжений по отношению к металлу основы. Поэтому при наличии в них открытых пор возникает гальванический ток такого направления, при котором усиливается коррозия основного металла. Поэтому важно, чтобы в коррозионно-стойких покрытиях все поры были бы закрыты. Это достигается увеличением толщины металлического покрытия, повышением его плотности или нанесением на него лакокрасочного слоя.
В протекторных металлических покрытиях (цинковых, кадмиевых) гальванический ток протекает таким образом, что металл катодно защищен. Коррозионное разрушение основного металла предотвращается до того момента, пока сохраняется металл покрытия. Следовательно, степень пористости протекторных покрытий, в отличие от коррозионно-стойких, не имеет большого значения. Катодная защита в большинстве случаев обеспечивается тем дольше, чем толще покрытие.
Особое место в ряду металлических покрытий занимает алюминий. Алюминиевые покрытия стойки к действию температуры до 480 С. При более высоких температурах они становятся огнеупорными, и сохраняют защитные свойства вплоть до 680° С.
В зависимости от состава среды алюминиевое покрытие может проявляться как коррозионно-стойкое или протекторное. В мягкой воде потенциал алюминия положительный по отношению к стали, поэтому покрытие является коррозионно-стойким. В морской воде и в воде содержащей ионы СГ и S042 , потенциал алюминия становится более отрицательным и происходит перемена полярности пары Fe - А1. В этих условиях алюминиевое покрытие является протекторным и катодно защищает сталь. Столь высокие возможности алюминия в коррозионной защите и, в тоже время, относительно небольшой объем его использования во всем объеме стального проката с металлическими антикоррозионными покрытиями вызывает естественный интерес к проблемам его производства.
Основные показатели качества слоистых композитов системы сталь -алюминий и их зависимость от технологических режимов
Одним из основных показателей качества слоистых композитов является прочность сцепления слоев. Для количественной оценки и надежности соединения компонентов биметалла принята условная прочность сцепления, определяемая напряжением отрыва (среза) плакирующего слоя от основы (отношением усилия к площади отрыва).
Существует ряд гипотез о природе и механизме сцепления: рекристал лизационная, диффузионная, дислокационная, энергетическая и др. [6,8,19]. Суть их сводится к тому, что сцепление металлов в процессе пластической деформации обусловлено схватыванием в результате образования металлических связей между атомами соприкасающихся ювенильных поверхностей при их сближении на расстояние действия межатомных сил (двух атомных радиусов); способность к схватыванию является свойством ювенильных поверхностей, зависит от их природы и является термодинамически выгодным процессом, т.к. энергия системы уменьшается за счет ликвидации свободных поверхностей; схватывание может сопровождаться диффузионными процессами в зоне контакта, способствующими увеличению или уменьшению прочности сцепления в зависимости от физико-химических свойств соединяемых металлов.
При схватывании образцов одного и того же металла количество образовавшихся связей зависит от кристаллографической ориентации поверхностных зерен. Если она одинакова, сопряжение кристаллических решеток будет идеальным и прочность сцепления должна соответствовать теоретической прочности зерен. Если различна, то при схватывании образуется граница раздела зерен как в поликристаллах, и прочность равна средней прочности при разрушении по границам зерен. При схватывании разнородных металлов количество образовавшихся связей, кроме ориентации, будет зависеть от кристаллографического соответствия параметров кристаллических решеток. Прочность может оказаться даже выше прочности каждого из них.
Согласно данным [20,21], схватывание чистых ювенильных поверхностей в глубоком вакууме происходит при малых нагрузках. Следовательно, для схватывания металлов необходимо получить ювенильные поверхности и сблизить их на расстояние действия межатомных сил. Одним из способов достижения этой цели является пластическая деформация. На начальной стадии пластической деформации окисные пленки на контактных поверхностях разрушаются, образуя сетку микротрещин, в которые вдавливаются не окисленные объемы металла. В местах контакта слоев образуются "мостики сцепления". Дис локации, генерируемые источниками внутри металлов, выходят на свободную поверхность (термодинамически неустойчивые дефекты) с образованием ступенек сдвига с чистыми поверхностями. С увеличением нагрузки количество вышедших на поверхность дислокаций растет, увеличивается число "мостиков" и их размеры вплоть до получения сплошного сцепления по всей площади соприкосновения.
Для получения надежного сцепления при плакировании необходима тщательная очистка контактных поверхностей от всякого рода загрязнений и определенные условия деформации, зависящие от свойств каждой конкретной пары соединяемых металлов. Поскольку количество и размеры микроучастков контакта ювенильных поверхностей определяются величиной растекания при-контактных слоев соединяемых металлов, то степень совместной пластической деформации металлов является основным параметром, от которого зависит прочность получаемого соединения [8]. Исследования [22] этой зависимости показывают, что при соединении однородных металлов в холодном состоянии прочность сцепления возрастает с повышением степени деформации и достигает величины предела прочности цельнометаллических образцов. На рис.1 Л представлен график зависимости прочности сцепления образцов из чистого алюминия, соединенных осадкой в холодном состоянии, от величины относительной площади растекания контактных поверхностей (степени обжатия). Из графика видно, что для образования минимального сцепления необходима высокая степень деформации 55%. Прочность сцепления при соединении разнородных металлов осадкой или прокаткой в холодном состоянии также увеличивается с повышением степени деформации и также для получения минимального сцепления необходима довольно высокая степень деформации 45%, рис. 1.2.
Столь высокие степени деформации, необходимые для получения сцепления при плакировании стали алюминием, являются серьезным недостатком этого процесса. Для таких деформаций необходимы высокие давления что, в свою очередь, вызывает большие упругие деформации инструмента, приводящие к снижению качества полос по геометрическим параметрам (продольной и поперечной разнотолщинности, неплоскостности), увеличению неравномерности деформации слоев. Неравномерность деформации слоев зависит от соотношения механических свойств соединяемых металлов, кинематики течения металла в очаге деформации, геометрии очага, условий трения, соотношения исходных толщин заготовок и ряда других факторов [8]. Зависимость прочности сцепления от соотношения исходных толщин заготовок при прокатке биметалла арм-ко-железо - алюминиевый сплав приведена на рис. 1.3.
Методики расчетного определения критических напряжений устойчивости плоской формы полосы и параметров волнистости
Как уже отмечалось ранее, появление продольных остаточных напряжений и потеря полосой плоскостности возникает вследствие неравенства длин различных продольных сечений по ширине полосы, являющихся следствием неравенства технологических параметров прокатки по ширине очага деформации. Поэтому для управления процессом формообразования необходимо: найти и формализовать зависимости, отражающие взаимосвязи показателей плоскостности с технологическими характеристиками процесса тонколистовой прокатки; определить ту допустимую разность длин (вытяжек, остаточных напряжений), которые не приводят к потере плоской формы или не выводят неплос-конеплоскостность за допустимые пределы; ограничить допустимые отклонения технологических показателей от номиналов. На решение этих вопросов, так или иначе, направлены работы [51-54,69,92-102].
Одной из первых попыток увязать неравномерность вытяжек полос по ширине с показателями формы была работа У.Пирсона [69]. В ней показателем формы принималась величина относительной разности длин самого длинного и самого короткого участков по ширине полосы, отнесенные к произведению средней длины полосы на часть ширины полосы между которыми расположены эти самый длинный и самый короткий участки. Таким образом, показателем формы была выбрана величина, определяемая по выражению где тах, є тіп, ср - максимальная и минимальная по ширине очага деформации и средняя вытяжки, b - ширина полосы, d - расстояние между участками с максимальной и минимальной вытяжками.
Описывая конфигурацию неплоскостности как синусоиду, автор увязывает неравномерность вытяжек с показателями неплоскостности, т.е. с амплитудой и частотой волны. Недостатком такого подхода является отсутствие учета влияния толщины полосы и, по мнению, авторов работы[95] некорректность принятия формы волны в виде синусоиды.
Методика расчета критических внутренних напряжений сжатия акр и относительной разности вытяжек Ає/єср при которых происходит потеря плоской формы разработана авторами работ [52,54] с использованием теории В.З. Власова. В результате для расчета критических напряжений устойчивости полосы получено уравнение (окр - минимальный корень уравнения 4 степени, полученный в результате решения дифференциального уравнения равновесия методом В.З.Власова). Однако для решения конкретных задач требуется проведение дополнительного экспериментального исследования для определения зависимости K!=f(h), K!=l/mB; В и h - ширина и толщина полосы; m - число полуволн, образующихся на рассматриваемой длине полосы; 1 - длина полосы, которая рассматривается.
В работе [92] критическая неравномерность обжатий рассчитывается методом минимума усилий. В результате расчета критической неравномерности обжатий получена следующая формула: A2(h/b) А8 Ai(h/b), где А2= 100, А!=50.
Авторы работ [96-99] решают задачу устойчивости плоской формы прокатываемой полосы энергетическим методом Ритца - Тимошенко. В результате для определения критической неравномерности вытяжек получены следующие выражения в случае коробоватости полосы:
Экспериментальная проверка этих выражений, проведенная Зиновьевым Е.Г. в работе [100] показала, что они дают завышенные значения. Кроме того, из этих формул видно, что неравномерность вытяжек при волнистости полосы больше, чем при коробоватости, а это противоречит реальным условиям прокатки. В работе [100] при выводе формулы для расчета критической неравномерности вытяжек учитывается влияние изгибных и мембранных напряжений для закритического (после потери устойчивости) состояния полосы. В результате для расчета критической неравномерности вытяжек получена формула (Кф - коэффициент формы полосы, показывающий, какая часть относительной разности вытяжек между краями и серединой полосы приходится на долю сжатых волокон). Отмечая недостатки этой формулы, следует сказать о том, что значения коэффициентов К ф , К к можно получить только экспериментально, а это затрудняет ее использование.
Авторы работы [102] для расчета критических напряжений решают уп-ругопластическую задачу устойчивости тонких пластинок. Пользуясь энергетическим методом Ритца, они получают следующие выражения для расчета критического напряжения: при коробоватости
Общим недостатком этих работ является то, что все они базируются на решении задачи о поведении прямоугольной пластины определенной длины и ширины, нагруженной на двух противоположных сторонах и имеющих различные условия закрепления двух других ненагруженных сторон. В то же время при тонколистовой прокатке условия нагружения полосы на выходе из стана существенно отличается от условий нагружения прямоугольных пластин, работающих в металлических конструкциях, для которых и разработана теория устойчивости. Поэтому переносить результаты этой теории в методики расчета поведения прокатанной полосы необходимо весьма осторожно. Основная особенность расчета параметров неплоскостности полосы при прокатке заключается в том, что задана не схема напряжений, а схема деформаций, причем задано поле деформаций. В теории же устойчивости тонких пластин, как правило, задается эпюра напряжений на границах и даже, если она неравномерная, то в соответствии с принципом Сен-Венана довольно быстро переходит в равномерную при удалении от нагруженных границ.
В этой связи представляется более корректным решение задач определения параметров неплоскостности с использованием энергетического метода Ритца, предлагаемое в работах[161,94]. В работе[161] принимается функция прогиба в виде синусоиды, а полная энергия полосы - как сумма энергии напряжений растяжения - сжатия, возникающих в серединной плоскости полосы и энергии деформации изгиба. В работе [93] потенциальная энергия изгиба приравнивается к работе внутренних напряжений, возникших в результате различных по ширине полосы деформаций. Т.е. авторы полагают, что после потери полосой устойчивости внутренние напряжения в ней полностью отсутствуют. Недостатком этих работ является то, что они решают вопросы лишь для ко робления в серединной плоскости полосы, а краевая и смещенная от центра волна и другие локальные по ширине полосы дефекты остаются вне рассмотрения.
Определение продольных напряжений в полосе при неравномерности входных и выходных скоростей по ее ширине в процессе прокатки
Когда листовая сталь испытывает воздействие растягивающих напряжений, близких к пределу упругости, и при этом находится в специфической среде (для малоуглеродистых сталей это соприкосновение с НгО, ОН", Ы0з") в ней происходит растрескивание по межкристаллитным границам -это, так называемое, коррозионное растрескивание под напряжением (КРН). Причем, эти растягивающие напряжения могут быть как приложенными из вне, так и внутренними остаточными [3,158]. С этих позиций продольные растягивающие напряжения могут достигать опасных значений при неравномерности по ширине полосы скоростей течения металла вдоль оси прокатки, вызванной несоответствием профиля подката профилю активного межвалкового зазора, неравномерностью смазки по ширине валков, различной шероховатостью, анизотропией механических свойств и т.д.
В ситуации несоответствия профилей подката и межвалкового зазора система полоса-стан «саморегулируется» посредством искривления нейтрального сечения вдоль ширины полосы для обеспечения минимума затраченной энергии. Рассмотрим этот случай.
Обычно при неравномерности вытяжке по ширине рассматривают объемно-напряженное состояние в очаге деформации, что вызывает определенные трудности при решении. В случае, когда ширина полосы много больше толщины b»ho и, толщина меньше длины очага деформации L ho, а вариация толщины 8ho(y) вдоль оси Оу значительно меньше среднего значения толщины ho(y), с учетом этой вариации можно принять для очага деформации условие плоского деформирования. Считаем, что профили подката и межвалкового зазора симметричны относительно середины полосы (иначе получим дефект серповидности полосы), ось Ох является осью симметрии, ось Оу направлена от середины полосы вдоль ширины от - Ь/2 до +Ы2, технологические параметры a, hb ho, R есть четные функции от у. Принимаем трение по Зибелю и, как упрощение, отсутствие наклепа as=const. Рассмотрим уравнение полной мощности прокатки. В нашем случае оно имеет вид т.е. мощность выступает как функционал I от у где у - угол нейтрального сечения, и ставится задача отыскания такой функции у(у), которая доставит функционалу минимум. Поскольку N не зависит явно от производной у(у) по у, вариационное уравнение Эйлера выглядит так и, после подстановки, значений мощности формоизменения, трения, заднего и переднего натяжений получим При непрерывности всех заданных параметров (нет ступенек) и их производных по у (нет изломов) функция у(у) тоже непрерывна вместе с производной. Среднее значение у(у) по ширине Неравномерность у(у) вызывает неравномерность по ширине полосы скоростей течения металла, так как, согласно условия неразрывности скорости тоже будут функциями от у. Неравномерность скоростей приводит к разнодлинности продольных волокон и возникновению растягивающих и сжимающих напряжений в горизонтальной плоскости полосы, которые на входе и выходе из валков действуют как дополнительные натяжение и подпор. Относительную неравномерность на входе є0(у) и выходе Є](у) можно выразить как Теперь, если допустить, что х ср = hYcp / h0cp , ср = hycp / hlcp , и вспомнить, что hy(y) выражается через у(у), то для каждого значения у из (2.36) получим квадратное уравнение относительно у. Известно, что если увеличивать натяжение на выходе, вся неравно мерность длин будет собираться на входе, и наоборот, увеличение заднего на тяжения переведет неравномерность на выход. С увеличением натяжения, на пример, на выходе происходит не только рост среднего значения нейтрально го угла согласно (2.36), но и концентрация натяжения на участках укорочен ных продольных волокон, где наибольшее положительное напряжение подпо ра, с тем, чтобы их удлинить и выровнять скорости на выходе. При этом «из лишек» металла будет собираться на входе. По достижении нейтральным уг лом значения у ср ,когда уже выбрана вся разнодлинность на выходе, дальней ший рост Gi только еще больше сдвинет уср, но конфигурация нейтрального сечения по ширине останется неизменной и полностью повторяющая линию выхода из очага деформации. Полное выравнивание скоростей выхода про изойдет, когда разность (сті - а0) достигнет взятого по модулю минимального значения Аоі(у) (значения напряжения максимально растянутого волокна), подсчитанного при отсутствии натяжений ( G\ = Go = О ). Такой вывод следует из равенства площадей эпюр распределения напряжений и приложенного на тяжения. Например, при цилиндрических валках (R=const) полное выравни вание нейтрального сечения у = у min произойдет тогда, когда где уо=УсР и у min вычисляются по формуле (2.36) при а0 =аі= 0. При этом разнодлинность на входе наибольшая Значение разности (GJ - Go), когда а і а0 и вся неравномерность переходит на выход из очага деформации, определяется аналогично. Выражение (2.36) выполняется, пока несоответствие профилей мало и напряжения Аоі(у) и До"о(у) не превосходят критические, при которых нару шается плоскостность на входе и выходе, или натяжения G\ и ао достаточно велики, чтобы не допустить реализации неравенства длин по ширине полосы за и перед очагом деформации в прогибы полосы. При потере плоскостности полосы на входе или выходе выражение (2.36) остается справедливым только при условии, что под Aoi(y) и Лоо(у) разумеются послеизгибные напряжения, значения которых сравнительно малы. Подводя итог можно сказать, что для уменьшения КРН следует или построить так процесс прокатки, чтобы избежать появления Aoi(y) или минимизировать его ровно на столько, на сколько необходимо для получения параметров неплоскостности допустимых эксплуатационными требованиями к композиционной полосе. О разработке способов выполнения данных условий речь пойдет позже, а сейчас рассмотрим влияние внутренних продольных остаточных напряжений в полосе на параметры его неплоскостности.
Влияние степени деформации на диффузионные процессы и образование интерметаллидного слоя
Изучение влияния степени деформации проводили на образцах с обжатием 5,10,20,40,50%. Фотографии шлифов представлены на рис.3.4. Исследования показали, что образцы с обжатием 5% имеют однородное алюминиевое покрытие. Диффузионное взаимодействие наблюдается только в отдельных точках, ин-терметаллиды растут неравномерно, в отдельных точках - на стадии зарождения (глубина =1 мкм), в других достигают 7-9 мкм. Выдержка при температуре 700-750С приводит к появлению в промежуточной зоне значительного оксидного слоя.
Образцы с обжатием 10% имеют достаточно плотное покрытие. Диффузионное взаимодействие идет по участнам поверхности стальной основы с образованием интерметаллидного слоя глубиной 2мкм и отдельных «языков», достигающих 7мкм. Наблюдаются участки оксидной прослойки. Эта степень деформации обеспечивает образование плотного алюминиевого покрытия толщиной до 25мкм. При увеличении слоя покрытия наблюдается его расслоение, а при толщине более 50мкм скалывание покрытия от основы.
Образцы с 20% имеют плотное однородное покрытие. Толщина интерметаллидного слоя больше (6-8мкм), а отдельные «языки» вырастают до 10-17мкм. Эти образцы отличаются однородным и плотным слоем алюминиевого покрытия в пределах толщины 25-30мкм. Увеличение толщины слоя, особенно при пониженных скоростях нагрева, 50-100С/с, приводит к появлению рыхлот.
В образцах с обжатием 30 и 40% идет интенсивный рост интерметаллидного слоя. Так, на образцах с обжатием 40% весь алюминий диффундирует в стальную основу с образованием единого интерметаллидного слоя. Лишь на некоторых участках наблюдаются островки оставшегося алюминиевого покрытия, толщина которого не превышает 5мкм. При этом слой интерметаллида неоднороден, имеет множество рыхлот.
Результаты процесса элиминирования образцов с разными степенями деформации подтверждают положения, установленное ранее при определении необходимой для активации алюминия степени деформации, а также подтверждаются результатами исследований других авторов [80,81]. Так обжатие 5% на данной стали происходит при давлении 800-850 МПа. Это давление не достаточно для разрушения оксидной пленки на порошинках алюминия (см. рис. 3.1), которое составляет 950-1000 МПа. А плотная оксидная пленка на порошке алюминия затрудняет диффузию алюминий-сталь, в результате чего отсутствует диффузионное взаимодействие стали и алюминия. Отдельные же островки образовавшегося интерметаллида, на наш взгляд, объясняются наличием локальных участков повышенного обжатия (результат разнотолщинности полосы, покрытия и калибровки валков). При деформации 10% давление достигает 900-1000 МПа, т.е. соответствует давлению начала разрушения оксидной изоляции порошинки и создает необходимый контакт для диффузии [141]. При деформации 5 и 10% диффузия идет в основном по границам зерен и, хотя при этих степенях деформации концентрация дефектов (в основном дислокаций) увеличивается, их еще недостаточно для такой же интенсивной диффузии по зерну, как и по его границам [142,143]. Это объясняет значительно меньшее образование интерметалли-дов по сравнению со степенями деформации 20% при прочих равных условиях. Образование отдельных островков несколько больших размеров (для 5%деформации - до Змкм, для 10% до 7мкм) связано с существованием локальных участков с повышенной деформацией. ного слоя. Тем не менее, концентрация дефектов еще не на столько велика, чтобы существенно понизить температуру рекристаллизации и облегчить ла-виноподобную диффузию. Как следствие, толщина слоя растет до 6-8мкм и при этом остаются участки с повышенной деформацией, где вырастают «языки» интерметаллидов глубиной до 17мкм.
При деформации 30,40 и 50% концентрация дефектов, по-видимому, достигает таких значений, что резко увеличивает коэффициент диффузии по зерну, существенно снижает температуру рекристаллизации, делая ее намного ниже конечной температуры процесса. В результате мы получаем слой интерметаллидов 20-30мкм и практически полное исчезновение слоя чистого алюминия.
