close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Разработка термомеханических режимов прокатки тонких алюминиевых лент с рациональным для штамповки комплексом механических свойств и анизотропии.

код для вставкиСкачать
На правах рукописи
КОЛОБОВ ВЛАДИМИР ГЕННАДЬЕВИЧ
РАЗРАБОТКА ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКИХ РЕЖИМОВ
ПРОКАТКИ ТОНКИХ АЛЮМИНИЕВЫХ ЛЕНТ С РАЦИОНАЛЬНЫМ
ДЛЯ ШТАМПОВКИ КОМПЛЕКСОМ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ И
АНИЗОТРОПИИ
05.02.09 – Технологии и машины обработки давлением
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Самара – 2013
Работа выполнена в федеральном государственном бюджетном образовательном
учреждении
высшего
профессионального
образования
«Самарский
государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королева
(национальный исследовательский университет)» (СГАУ) и закрытом
акционерном обществе «Алкоа СМЗ».
Научный руководитель:
доктор технических наук, доцент Арышенский Владимир Юрьевич
Официальные оппоненты:
Моисеев Виктор Кузьмич, доктор технических наук, профессор, кафедра
производства летательных аппаратов и управления качеством в машиностроении
федерального государственного бюджетного образовательного учреждения
высшего профессионального образования «Самарский государственный
аэрокосмический университет имени академика С.П. Королева (национальный
исследовательский университет)», профессор
Скоробогатов Александр Олегович, доктор технических наук, федеральное
государственное унитарное предприятие «Научно-производственный центр
газотурбостроения «Салют», главный специалист
Ведущее предприятие:
открытое акционерное общество «Всероссийский
институт легких сплавов» (г. Москва)
Защита состоится17.12.2013 на заседании диссертационного совета Д 212.215.03,
созданного на базе федерального государственного бюджетного образовательного
учреждения
высшего
профессионального
образования
«Самарский
государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королева
(национальный исследовательский университет)» по адресу: 443086, г. Самара,
Московское шоссе, 34.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке СГАУ.
Автореферат разослан 14 ноября 2013г.
Ученый секретарь
диссертационного совета,
доктор технических наук, доцент
Клочков Ю. С.
2
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность работы. В последние годы в России широко развивается
отрасль производства банок под напитки. Заводы-изготовители банок находятся
под Москвой, Санкт-Петербургом, Челябинском и Новочеркасском. Всего в
России пять предприятий с суммарным выпуском 5 миллиардов единиц тары в
год. Баночная тара состоит из трех компонентов: корпус банки, крышка и ключик.
И, если ленту для корпусов банок Самарский металлургический завод выпускает с
начала 2000-х годов и на 95% обеспечивает потребности рынка, то выпуск
«крышечной» ленты в России не был освоен, и 100% объемов закупалось за
границей.
Это было связано с отсутствием необходимого оборудования для
финишной обработки и нанесения лака на ленту. В 2009 году на Самарском
металлургическом заводе начался первый этап освоения новой технологии
производства тонких лент (S ≤ 0,22 мм) из алюминиевого сплава 5182 для
последующей штамповки крышек.
Особенностью детали «крышка» является то, что она обладает сложным
геометрическим профилем и эксплуатируется под давлением. Следовательно,
лента-заготовка должна обладать рядом взаимоисключающих требований, таких
как высокая прочность при обеспечении достаточной пластичности. При этом, изза неблагоприятной анизотропии свойств, обусловленной развитой текстурой
прокатки, получение заданных механических свойств в каком-либо направлении
не гарантирует пригодность ленты для листоштамповочных операций и
последующей эксплуатации крышки. Вследствие этого, при начальных поставках
ленты, полностью соответствующей стандартным требованиям спецификации по
механическим свойствам, она не прошла квалификацию из-за разрывов во время
штамповки крышки, либо разрушения уже готовой крышки при испытаниях на
выпучивание.
Таким образом, разработка термомеханических режимов прокатки тонких
лент из сплава 5182, обеспечивающих повышение их параметров штампуемости и
эксплуатационных свойств изделий, является весьма актуальной.
Целью диссертационного исследования является разработка механизмов
и термомеханических режимов прокатки тонких лент из высокопрочного
алюминиевого сплава 5182 с рациональным для комбинированной штамповки
комплексом механических свойств и анизотропии.
Для достижения поставленной цели сформулированы следующие задачи
исследования:
1. Провести
теоретический
анализ
напряженно-деформированного
состояния заготовок в процессе комбинированной штамповки тонких
лент для определения требуемой пластичности и анизотропии.
2. Провести экспериментальные исследования по определению уровня
прочностных свойств, необходимого для работы крышки под давлением.
3. Определить уровень требуемых механических свойств холоднокатаной
ленты с учетом её последующего разупрочнения при нагреве в процессе
сушки лакового покрытия.
3
4. Исследовать влияние напряженно-деформированного состояния и
температурно-скоростных
параметров
горячей
прокатки
на
формирование компонент текстуры и анизотропию свойств
горячекатаных лент.
5. Разработать технологию прокатки, обеспечивающую получение лент с
заданным комплексом механических свойств и анизотропии.
Область исследования. Закономерности пластического деформирования
материалов и создание технологий производства заготовок высокого качества.
Объект исследования. Процессы прокатки и листовой штамповки тонких
лент из высоколегированных алюминиевых сплавов.
Предмет исследования. Параметры штамповки и термомеханические
режимы формирования уровня механических свойств и анизотропии при прокатке
высокопрочных лент из алюминиевого сплава 5182.
Методы исследования.
В работе использован комплексный метод исследований, включающий
теоретический анализ, экспериментальную проверку полученных результатов в
лабораторных и промышленных условиях. Теоретический анализ первой и
последующих операций комбинированной штамповки производился с помощью
метода конечных элементов в программном комплексе PAM-STAMP. Предельные
возможности формоизменения оценивались с помощью критерия исчерпания
запаса пластичности В.Л. Колмогорова.
Моделирование текстурообразования при горячей прокатке производилось
на основе уравнения Аврами с учетом накопленной деформации и степени
разупрочнения в каждой клети. В расчете температур и энергосиловых
параметров стана применены инженерные методы теории пластичности и
теплообмена.
При определении механических свойств, компонент текстуры и анизотропии
ленты
использовалось
современное
испытательное
оборудование
и
регистрирующая аппаратура Центральной заводской лаборатории СМЗ,
лаборатории кристалло-структурных исследований ИМЕТ РАН.
Окончательные экспериментальные исследования проводились в
производственных условиях на действующем оборудовании. Обработка
лабораторных и промышленных экспериментов производилась методами
математической статистики.
Научная новизна.
1. Проведен анализ процесса комбинированной штамповки детали
сложного профиля.
2. Установлен требуемый уровень механических свойств для повышения
штампуемости ленты-заготовки.
3. Разработана математическая модель формирования компонент текстуры
и анизотропии свойств при горячей прокатке в непрерывных группах
стана.
4. Получена зависимость доли текстуры проката от накопленной
деформации.
4
5. Определены формулы зависимости доли текстуры куба от температуры
металла в процессе горячей прокатки.
Практическая ценность работы.
1. Уточнены параметры прочности, пластичности и анизотропии свойств,
обеспечивающие устойчивый процесс формообразования крышки и
отсутствие разрушений при выпучивании.
2. Предложена формула для определения минимального значения предела
текучести, обеспечивающих устойчивую работу крышки под заданным
давлением в уставленном диапазоне толщин ленты.
3. Определены требования к текстуре, обеспечивающей минимальный
уровень фестонообразования в процессе штамповки тонких лент.
4. Разработана и внедрена в серийное производство технология горячей и
холодной прокатки лент из сплава 5182, с рациональным комплексом
механических свойств и анизотропии.
Положения, выносимые на защиту.
1. Результаты анализа напряженно-деформированного состояния в
процессе формообразования крышки.
2. Расчет минимальных пластических свойств ленты для обеспечения
процесса формообразования без разрушения с учетом накопленных
деформаций на всех стадиях изготовления детали.
3. Математическая модель формирования текстуры при горячей прокатке в
непрерывной группе стана с учетом степени рекристаллизации после
каждого прохода.
4. Методика определения степени холодной деформации для обеспечения
требуемого комплекса прочностных свойств.
5. Технология производства тонких лент из высоколегированного сплава
5182 с заданным комплексом механических свойств и параметров
анизотропии.
Апробация работы. Основные результаты работы доложены на следующих
международных и российских научных конференциях и семинарах:
IX Международная научная конференция «Актуальные вопросы
современной техники и технологии» (г. Липецк 2012 г.)
XVI
Международная
заочная
научно-практическая
конференция
«Технические науки – от теории к практике» (г. Новосибирск 2012 г.)
XIX
Международная
заочная
научно-практическая
конференция
«Технические науки – от теории к практике» (г. Новосибирск 2013 г.)
XXXXII Всероссийский симпозиум по механике и процессам управления
(Миасс 2012г.)
Публикации. Основное содержание работ отражено в 4 печатных работах в
ведущих рецензируемых научных журналах и изданиях, рекомендованных ВАК
Минобрнауки РФ для публикации результатов диссертаций.
Структура и объем диссертации. Диссертационная работа состоит из
введения, 4 глав, общих выводов и списка использованных источников, в
количестве 103 наименований. Работа изложена на 144 страницах и содержит 77
рисунков и 18 таблиц.
5
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ.
Во введении обоснована актуальность выбранной темы, сформулированы
цель и задачи исследований, показана научная новизна и практическая
значимость полученных результатов.
В первой главе проанализирована степень разработанности проблем
штамповки деталей сложной формы. Вопросу разрушения ленты в процессе
штамповки посвящено достаточно много работ, например, труды А.Д. Томлёнова,
А.А. Ильюшина, В.Л, Колмогорова Ю.М. Арышенского, Ю.Н. Работнова, Г.Я.
Гуна и др. Авторы предлагают критерии разрушения для различных процессов
листовой штамповки, в том числе с учетом анизотропии. В то же время
существуют комбинированные процессы изготовления деталей сложной формы,
где за один ход инструмента осуществляется несколько операций ОМД, которые
недостаточно полно представлены в научно-технической литературе.
Вопросам влияния анизотропии на процессы штамповки посвящено
множество работ Ю.М. Арышенского, В.Ю. Арышенского, Ф.В. Гречникова, С.П.
Яковлева, В.Д. Головлева, С.С. Яковлева и др., которые показали, что
анизотропия свойств существенно влияет на параметры формообразования
заготовок и эксплуатации изделий. При правильном использовании она является
серьезным резервом интенсификации процессов изготовления деталей,
повышения их надежности. Следовательно, во многих случаях необходимо
стремиться к получению не изотропных материалов, а листовых заготовок с
рациональной анизотропией свойств.
Формированию текстуры и анизотропии свойств в процессе изготовления
листовых материалов, полученных прокаткой, посвящены работы В.Ю.
Арышенского, Ф.В. Гречникова, В.С. Смирнова, В.Д. Дурнева, F. Barlat, Я.Д.
Вишнякова, Я.А. Ерисов, H. Weiland, R.D. Doherty, C.С. Горелика, W G Fricke и
др. Принципиальное влияние на текстуру готовых лент оказывают
термомеханические режимы горячей прокатки. Современное состояние теории
формирования текстур, хотя и позволяет понять и смоделировать основные
процессы, однако не дает пока точности, достаточной для применения в
технологических расчетах в промышленности. Трудностью при решении задачи
является то, что при многопроходной прокатке в непрерывной группе в каждой
клети проходят процессы упрочнения за счет обжатия, и рекристаллизации из-за
высоких температур. Все эти параметры влияют как на процесс формирования
текстуры, так и на долю рекристаллизованных зерен в каждом межклетевом
промежутке. Необходимо введение некоторого параметра, который позволял бы
учесть как накопление несовершенств структуры в процессе деформации, так и
кинетику рекристаллизации.
Во второй главе рассмотрены стадии и этапы процесса изготовления
крышки. Для определения напряженно-деформированного состояния на каждой
стадии целесообразным является моделирование процессов в современном
программном комплексе PAM-STAMP. Поскольку толщина крышки в 260 раз
меньше других ее размеров, то при моделировании возможно рассматривать
6
крышку как тонкую оболочку и вести расчеты для плоского напряженного
состояния.
Уровень накопленных повреждений (допустимой деформации) на каждой
стадии штамповки оценивались с помощью критерия Колмогорова В.Л. (1):
t1
ψ = ∫ H (t ) / Λ p [k (t ), µ σ (t )]dt
(1)
0
где H – интенсивность скоростей деформации; dt – приращение по времени;
Λp – предельная степень деформации.
Программа PAM-STAMP не имеет функции, показывающей значения σ0 и
τ, однако, определяет главные напряжения σ1 и σ2. Зная главные напряжения, и
учитывая, что напряженное состояние в оболочечных элементах PAM-STAMP
плосконапряженное, определим σ0 и τ по следующим формулам:
1
1
τ = (σ 1 − σ 2 ) ; σ 0 = (σ 1 + σ 2 )
2
2
При решении задачи о необходимом уровне пластичности учитывается, что
вследствие анизотропии в лентах из алюминиевых сплавов наиболее низкие
пластические свойства наблюдаются в направления 00, а наиболее высокие – под
углом 450 к оси прокатки. На практике относительное удлинение δ для сплава
5182 колеблется от 5 до 7 % в долевом направлении и от 8 до 10 % под углом 450.
Оценка ресурса пластичности производилась для 12 точек, расположенных
на равном расстоянии друг от друга (рисунок 1) Оценка производилась через
каждый 1 мм хода пуансона. Для удобства моделирования гибка была объединена
в одну стадию с реверсивной вытяжкой.
А – начало штамповки крышки; Б – окончание штамповки.
Рисунок 1. – Расположение крайних анализируемых точек.
С помощью программы Unigraphics NX были построены трехмерные
модели штамповой оснастки и заготовки (рисунок 2), которые затем были
импортированы в среду PAM-STAMP.
Рисунок 2. – Модель оснастки, построенная в Unigraphics NX
7
шаг1
шаг 2
шаг 3
шаг 4
шаг 5
шаг 6
шаг 7
шаг 8
шаг 9
0,04
0,04
0,03
0,03
0,02
0,02
0,01
0,01
0,8
Показатель напряженного
состояния, k
Приращение деформации
Конечно-элементная сетка заготовки была сгенерирована с использованием
5030 оболочечных элементов.
Были промоделированы все этапы формообразования крышки:
первоначальная вытяжка, формирование завитка, формирование радиальной
канавки, проанализировано напряженное состояние, приращение деформаций и
накопление повреждений для каждой фазы штамповки. Анализ проводился для
направления с наименьшей пластичностью, т.е. для долевого.
Определялось распределение приращений пластической деформации и
показателя напряжений по длине очага деформации для каждого этапа. Пример
графического распределения приращения деформации и показателя напряженного
состояния на втором этапе (реверсивная вытяжка) приведен на рисунке 3.
0,6
0,4
шаг 2
0,2
шаг 4
шаг 7
0,0
0
5
10
шаг 8
-0,2
0,00
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10 11 12 13
Длина очага деформации, мм
-0,4
а
Длина очага деформации, мм
б
Рисунок 3. – Распределение приращений пластической деформации (а) и
показателя напряжений (б) на каждом шаге второго этапа штамповки крышки
Накопленные повреждения
Накопление повреждений после всех стадий штамповки приведено на
рисунке 4. Как показали результаты моделирования, при относительном
удлинении 5,5% уровень накопленных повреждений Ψ незначительно превышает
1, что говорит о возможности разрушения детали.
1,20
1,00
0,80
0,60
0,40
0,20
0,00
0
5
10
Длина очага деформации, мм
Рисунок 4. – Накопление уровня повреждений после всех стадий штамповки
крышки (δ=5,5%)
Аналогичные расчеты были проведены при δ0º= 6,0% и δ0º= 6,5 %. Уровень
накопления повреждений при этих свойствах представлен на рисунке 5.
8
Накопленные повреждения
Накопленные повреждения
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
а
0
5
10
Длина очага деформации, мм
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
б
0
а
5
10
Длинна очага деформации, мм
б
Рисунок 5. – Итоговое накопление повреждений при δ 0º = 6 % (а) при δ 0º = 6,5 % (б).
Как видно из графиков, при δ 0º ≥ 6 % уровень поврежденности уже меньше
1, и далее уменьшается с увеличением удлинения, т.е. лента-заготовка, имеющая δ
0º
≥ 6 %, вполне приемлема для формообразования деталей в рассматриваемой
схеме деформирования.
В третьей главе определены требования к прочностным свойствам лентызаготовки, исходя из анализа экспериментальных данных по разрушению крышки
под давлением при испытаниях на промышленном испытательном стенде
(рисунок 6).
а
б
Рисунок 6. – Установка для испытания крышки под давлением (а); вид разрушенной крышки (б)
При данных геометрических параметрах крышки давление выпучивания
зависит от толщины металла и его предела текучести. Определение в явном виде
данной зависимости позволит при известных механических свойствах и заданной
толщине ленты прогнозировать прохождение материалом теста на выпучивание.
Холоднокатаный материал анизотропный, и после нагартовки более 90%
имеет текстуру прокатки, для которой, как известно, характерны фестоны под
углом 45° к направлению прокатки, а предел текучести минимален.
Следовательно, для определения искомой зависимости необходимо использовать
значения предела текучести под углом 45° (σ 045, 2° ) к направлению прокатки.
Были проанализированы данные по давлению выпучивания для 40 партий
металла, для которых известны толщина и значения σ 045, 2° , определенные на
плоских пропорциональных образцах по методике испытаний механических
свойств, приведенной в ГОСТ 11701. Для набора статистических данных
испытывалось по 5 образцов от каждой партии.
9
Зафиксировав один из параметров, были построены графические
зависимости давления от параметров испытания (рисунок 7). Каждую
зависимость аппроксимировали степенными зависимостями. В результате чего
получена следующая функциональная взаимосвязь:
0.777
вып = (50,17) ∗ 0,2
∗ 1.291 ,
(2)
где σs – значение предела текучести ленты по результатам лабораторных
испытаний, МПа; s – толщина ленты, мм.
Используя формулу (2), построили номограмму (рисунок 7) для
определения минимального предела текучести при заданных интервале толщин
ленты и давлении выпучивания. В частности, для интервала толщин поставляемой
ленты 0,215 – 0,225мм и заданного давления выпучивания Pвып > 620 кПа, предел
текучести должен составлять σ 045, 2° ≥ 332 МПа .
С учетом анизотропии свойств необходимый предел текучести ленты в
продольном направлении должен составлять: σ 00,°2 ≥ 342 МПа .
Поскольку цикл производства ленты включает в себя её лакирование с
последующей сушкой покрытия при температурах 220 – 250°С, то были
определены прочностные свойства холоднокатаной ленты с учетом ее
разупрочнения
в процессе нагрева при сушке лака. Данный процесс –
динамический, скорость нагрева составляет более 10°С/сек. Поэтому опытные
работы по моделированию степени разупрочнения металла после нагрева до
температуры сушки лака были проведены на лабораторной «пилотной»
установке, предназначенной для опробования различных режимов сушки лака.
Рисунок 7. – Расчетное давление выпучивания крышек в зависимости от толщины
и предела текучести ленты-заготовки
Исследовались образцы, прокатанные со степенями деформации 80 – 90%,
которые соответствуют требуемому состоянию поставки Н19. Стандартный
температурный интервал нагрева металла составлял 195 – 265°С с шагом в 10°С.
10
Скорость конвейера составляла 0,24м/с. Результаты показали, что при нагреве до
стандартной температуры сушки лака лента интенсивно разупрочняется на
величину 50-70 МПа. Такое резкое падение прочностных характеристик требует
получения
очень
высоких
исходных
механических
свойств
(σ0,2 > 380 МПа).
Одним из распространенных способов снижения скорости разупрочнения
является
низкотемпературный
стабилизирующий
отжиг.
Результаты
экспериментов на пилотной установке показали, что стабилизирующий отжиг при
температуре в интервале 100 – 130°С приводит к получению требуемого
комплекса механических свойств лакированной ленты. Однако в промышленных
масштабах отжиг рулонов большой массы в электрических печах занимает
длительное время (более суток) и требует дополнительных затрат электроэнергии.
В связи с этим были проведены дополнительные исследования по определению
степени обжатия и скорости холодной прокатки, для получения температуры
конца холодной прокатки на уровне 100-110°С, которая позволяет исключить
операцию отжига из маршрута обработки ленты.
После определения требований к свойства холоднокатаной ленты были
построены кривые упрочнения, аппроксимированные с помощью степенной
зависимости Людвига. Коэффициенты K и n определены экспериментально:
σ 0, 2 = 132 + 303ε 0.9
(3)
Полученная формула (3) позволила установить степень обжатия при
холодной прокатке ленты (не менее 87%), необходимую для получения заданного
предела текучести.
В четвертой главе рассмотрены результаты экспериментальной прокатки
опытной партии рулонов. На каждой стадии изготовления ленты производились
испытания механических свойств и оценка анизотропии ленты через такой
параметр, как фестонообразование. На одном раскате был произведен
технологический останов стана горячей прокатки с отбором образцов до и после
каждой клети для оценки текстуры ленты методом рентгеноструктурного анализа.
Для определения степени фестонообразования отбирали по 3 образца из
середины ширины ленты. Стаканчики диаметром 40 мм вытягивались на прессе
Эриксен 224-I. Коэффициент вытяжки составлял 0,7. Измерения высот фестонов и
впадин производился автоматически на приборе ДАТ 18 СТМИ. Прибор вращает
стаканчик на 360º и измеряет высоту его фестонов и впадин примерно в 200
точках с точностью до ±0,002 мм. Данные замеров представляются в виде графика
(рисунок 8). Значение степени фестонообразования вычислялось автоматически
согласно формуле:
Ф=
hф − hв
hв
⋅100%
где h ф – средняя высота фестона, h в – средняя высота впадин
11
Рисунок 8. – Профиль высоты чашки.
Результаты экспериментов показали, что на выходе из стана горячей
прокатки в металле преобладает бестекстурная составляющая, а текстура
рекристаллизации (cube) слабо выражена (около 12%). Этим и объясняется
практическое отсутствие фестонов (степень фестонообразования 0,5-1,2%) в
горячекатаной ленте.
После холодной прокатки с суммарной степенью деформации 92% и
нанесения лака так же производили контроль степени фестонообразования.
Уровень фестонообразования составил 6,0-6,8%, что не соответствует
требованиям спецификации на ленту 5182, где степень фестонообразования
должна быть не более 6 %.
Кроме того, крышки, изготовленные из тестовых рулонов у заказчика, были
испытаны на определение давления выпучивания. В результате на двух рулонах
зафиксировано давление выпучивания ниже требуемых 620 кПа, что при
обеспечении требуемого предела текучести под 0° может быть объяснено
анизотропией свойств, которая приводит к более низкому пределу текучести под
углом 45° к направлению прокатки.
Высокие фестоны под углом 45°, являются следствием острой текстуры
прокатки, формирующейся при холодной прокатке с суммарным обжатием более
90%. Однако снижать степень деформации нельзя, т.к. это приведет к снижению
предела текучести ленты заготовки.
Альтернативным вариантом снижения анизотропии является изменение
текстуры в горячекатаной ленте. Для разработки механизмов управления
формированием компонент текстуры в процессе горячей прокатки лент из сплава
5182 разработана математическая модель горячей прокатки п пятиклетевой
непрерывной группе стана «2800»
При построении математической модели использованы известные
уравнения и методы решения для расчета энергосиловых и температурных
параметров процесса. Точность достигается за счет подбора коэффициентов
таким образом, чтобы обеспечить максимальное совпадение со значениями,
измеренными на стане.
В расчетах энергосиловых параметров использованы инженерные методы,
основанные на гипотезе плоских сечений. Расчет силовых и кинематических
12
параметров основывается на численном решении уравнения равновесия с учетом
условия пластичности.
Имеются многочисленные разработки методик расчета усилий прокатки для
систем управления листовыми станами, но не учитываются следующие факторы:
1) влияние касательных напряжений на условия текучести;
2) при численном решении либо не учитывается наличие зоны затрудненной
деформации в нейтральном сечении, либо отсутствует обоснованная методика
определения ее протяженности, т.е. длины участка, на котором контактные
касательные напряжении меняют знак. Для того чтобы учесть влияние
касательных напряжений, уравнение равновесия для случая плоской деформации
может быть записано в форме:

dP
1 
4
(4)
 2τ ±
=
tgθ ( x )σ Т W (a )
dx
h( x ) 

3
где σ Т - предел текучести при одноосном растяжении, WT (a ) - функция,
предложенная Орованом для учета влияния касательных напряжений при
прокатке в условиях плоского деформированного состояния, h(x) – толщина в
очаге деформации, θ - угловая координата.
Для задачи определения усилий прокатки функцию WT (a ) , можно принять
зависящей только от соотношения величины контактного трения и предела
текучести материала.
a=
3τ
σT
В данной работе использовали полиномиальную аппроксимацию для W (a ) .
Значения, принимаемые этой функцией, менее единицы, и они уменьшают
значения контактных напряжений, получаемых в результате интегрирования
уравнения (4).
Уравнение (4) должно удовлетворять краевым условиям:
2
2
(5)
P(0 ) =
σ TW (a ) − σ З и P (L Д ) =
σ TW (a ) − σ П
3
3
где σ З и σ П - удельное переднее и заднее натяжения; L Д - длина очага
деформации.
Длина зоны затрудненной деформации рассчитывается исходя из
параметров очага деформации, условий трения и приложенных натяжений без
использования каких-либо эмпирических соотношений.
Для подсчета величины сопротивления деформации использовали формулу:
−n

.

 1
Q 

σ T = ln  ε exp
 +
α  A
 RT  



1
.


1
 Q 
ε
exp



A
 RT  



−2 n


+1



где R - универсальная газовая постоянная; Т- абсолютная температура;
Q, α , A, n - константы материала.
Решение уравнения (6) позволяет найти распределение давления металла на
валок p(x ) и касательного напряжения τ (x ) в очаге деформации. Для расчета
полного усилия использовали соотношение:
13
P = B ∫ p( x )dx
(6)
ld
где B - ширина полосы; ld - длина дуги контакта валка и полос.
Для расчета момента прокатки использовали соотношение:
M = 2 BR ∫ τ (x )dx
(7)
ld
где R - радиус валка.
При расчете температурного режима учитывали:
- охлаждение металла воздухом в результате конвекции,
-охлаждение металла теплоотдачей излучением,
-охлаждение металла в результат контакта с смазочно-охлаждающей жидкостью,
-потери температуры в результате контакта с валком,
-разогрев метала в результате пластической деформации
Для описания кинетики рекристаллизации использовалось соотношение,
предложенное Аврами для изотермического фазового превращения:
(8)
X v = 1 − exp(− At n )
где X v - доля рекристаллизованного объема;
t - время;
n - геометрический фактор;
A - кинетический параметр, отражающий соотношение скорости зарождения и
роста рекристаллизованных зерен.
Уравнение Аврами обычно применяется для условий изотермической
рекристаллизации. В реальных условиях скорости зарождения и роста зерен не
постоянны, тогда более удобным, ак показано в работе Н. Хансена оказывается
использование времени рекристаллизации половины объема, т.к. оно может быть
скорректировано с учетом термомеханической истории обработки металла. В
этом случае выражение (8) записывается следующим образом:

 t
X v = 1 − exp − 0.693

 t 0.5




n




(8а)
где t0,5 - время за которое рекристаллизуется 50% объема металла.
Для определения t 05 использовали выражение:
(9)
где ε - истинная деформация; d 0 - исходный размер зерна; Qrec - энергия
активации рекристаллизации; Trec - температура при которой проходит
рекристаллизация; R - универсальная газовая постоянная; Z - параметр ЗеннераХоломона; C , a, b, c - константы подбираемые эмпирически.
Параметр
Зенера-Холомона
представляет
собой
температурнокомпенсированную скорость деформации и определяется как:
14
Здесь ε̇ - скорость деформации; Qdef -энергия активации; Tdef -температура
деформации.
В работе M.A. Wells эмпирические коэффициенты C,a,b,c для горячей
деформации сплава 5182 были определены в результате обработки данных по
физическому моделированию осадки образцов в условиях плоской деформации. В
результате получено соотношение:
(10)
Применимость данной формулы к определению кинетики рекристаллизации
в межклетевых промежутках на пятиклетевой непрерывной группе была
проверена по результатам анализа микроструктуры образцов, отобранных в
межклетевых промежутках после принудительной остановки полосы в стане.
Результат показан на рисунке 9.
Объемная доля, %
100
80
60
40
20
0
Перед После Перед После Перед После Перед После Перед После
F1
F1
F2
F2
F3
F3
F4
F4
F5
F5
Рекристаллизованная
Деформированная
Рисунок 9. – Соотношение рекристаллизованного и деформированного объема в
образцах, отобранных от полосы, остановленной в пятиклетевой непрерывной
группе.
Для разработки оптимальной технологии необходимо рассчитать долю
зерен с кубической ориентировкой. В процессе рекристаллизации конкурируют
механизмы зарождения зерен на интерметаллических частицах и в полосах
кубической ориентировки. Оттого, какой механизм окажется преобладающим
зависит доля текстуры куба в рекристаллизованном металле. Известно, что с
ростом температуры деформации, предшествовавшей рекристаллизации,
критический размер частиц, способных индуцировать рост зародыша
рекристаллизации, увеличивается. Следовательно, меньшая доля всех частиц
может принимать участие в процессе рекристаллизации. Поэтому с ростом
температуры доля бестекстурной составляющей снижается, а доля кубических
зерен, соответственно, растет. Этот факт был учтен при разработке соотношения
для определения доли кубически ориентированных зерен в объеме
рекристаллизованного материала.
По результатам анализа текстурных составляющих получено следующее
выражение для отношения объемов кубически ориентированных зерен и зерен,
имеющих произвольные ориентировки:
Vкуб
2
(11)
= 2 x10 −5 Tдеф + 0.0191Tдеф − 3.7552
Vнеор
15
где Vкуб доля кубической ориентировки; Vнеор - доля зерен с произвольной не
кубической ориентировкой; Tдеф - температура деформации.
Вводим понятие о накопленной деформации. Считаем, что каждый акт
деформации добавляет к величине накопленной деформации приращение, равное
Ln(H0/H1), ( H 0 - входная, H1 - выходная толщины), а каждый акт
1
раз.
рекристаллизации уменьшает величину накопленной деформации в
(1 − X v )
Тогда величина накопленной деформации после i -го прохода будет равна:
H
i
i −1
ε накоп
= ln i 0 + (1 − X vi −1 )ε накоп
(12)
H i1
Непосредственно перед принудительной остановкой стана были
зарегистрированы усилия прокатки, межвалковые зазоры и скорости вращения
валков, что позволило оценить температуру прокатываемого металла. Зная
температуры, обжатия и скорости движения валков, оценивали накопленную
деформацию по соотношениям (8а, 10, 12). Зная долю текстуры деформации,
полученную в результате лабораторного анализа, построили зависимость
изменения доли текстуры прокатки (суммарно компоненты текстуры меди,
латуни и S) от величины накопленной деформации. Графически зависимость
показана на рисунке 10. Аналитическое выражение, полученное с помощью
логарифмической аппроксимации данных, имеет вид:
(13)
Vдеф = 14.594 ln (ε НАКОП ) + 53.584
Рисунок 10. – Доля текстуры деформации в зависимости от накопленной
деформации
При моделировании предполагали, что текстура куба образуется при
рекристаллизации объема V ДЕФ , имеющего следующие составляющие текстуры
проката Cu, Bs, S. Доля рекристаллизованного объема при данной
междеформационной выдержке рассчитывается с использованием выражений
(8а,10), доля кубической текстуры рассчитывается по формуле (13).
Расчет поясняется блок-схемой алгоритма (рисунок 11).
16
Рисунок 11 – Блок-схема расчета по модели
В соответствии с разработанной моделью были проведены расчеты
термомеханических параметров горячей прокатки и рекомендованы новые
значения обжатий по клетям (рисунок 12).
Для проверки соответствия модели реальному процессу были проведены
повторные эксперименты по остановке двух раскатов при прокатке по новым
режимам. Значения доли текстуры куба, определенные по результатам
рентгеноструктурного анализа образцов и рассчитанные по модели, показаны на
рисунке (13). Видно, что модель верно отражает тенденцию изменения доли
текстуры куба. Точность предсказания доли объема с текстурой куба на уровне
15% для последних клетей. Более сильное расхождение расчетных и фактических
данных для первых клетей связано с тем, что при остановке стана остывание
толстой полосы в первых клетях до температуры ниже критической занимает
более значительное время, в течение которого происходит рост
рекристаллизованного объема, не учитываемого моделью.
17
Относительная деформация, %
55
50
45
40
35
30
25
20
Клеть 1 Клеть 2 Клеть 3 Клеть 4 Клеть 5
Исходный режим
Рекомендованный режим
Рисунок 12. – значения обжатий εh по
клетям непрерывной группы стана
«2800»
Рисунок 13. – Изменение доли текстуры
куба в процессе горячей прокатки
Степень фестонообразования опытных рулонов, прокатанных по новым
режимам в холоднокатаном состоянии составила 5,5-5,8%, то есть, мы достигли
поставленной цели.
В результате для получения требуемого комплекса механических свойств и
анизотропии была разработана следующая технология изготовления ленты из
сплава 5182 для производства крышек: горячая прокатка на толщину 2,8 мм,
холодная прокатка на выходную толщину 0,22 мм со степенью холодной
деформации 92% и температурой конца прокатки не менее 100 °С и лакирование с
сушкой лака при температуре 220-250 °С.
После проведения работ по оптимизации схемы горячей прокатки ленты
была проведена оценка стабильности получения механических свойств ленты и
степени фестонообразования после холодной прокатки и нанесения лака. Для
этого на станах горячей и холодной прокатки было прокатано 100 рулонов по
идентичным схемам прокатки. На каждом рулоне производился контроль
механических свойств и анизотропии (уровень фестонообразования). По
результатам испытаний оценивался разброс фактических значений от целевых и
их распределение внутри требуемого заказчиком интервала. Статистическая
обработка результатов производилась с помощью программы Minitab.
Сравнение с данными по механическим свойствам и анизотропии партий,
прокатанных до и после проведенных работ, показало стабильное попадание
уровня механических свойств в пределы требований спецификации. Показатель
стабильности Cpk для степени фестонообразования увеличился с 0,46 до 1,77
(рисунок 14). Для относительного удлинения наблюдается повышение показателя
Cpk с 0,07 до 0,69 (рисунок 15).
18
USL
USL
P rocess Data
LS L
*
Target
*
USL
7
S ample M ean
6,66562
S ample N
239
S tDev (Within)
0,240596
S tDev (O v erall) 0,346498
Within
Ov erall
P rocess Data
LS L
*
Target
*
USL
6
S ample M ean
4,5954
S ample N
239
S tDev (Within)
0,264494
S tDev (O v erall) 0,311576
Within
Ov erall
P otential (Within) C apability
Cp
*
C PL
*
C PU
0,46
C pk
0,46
P otential (Within) C apability
Cp
*
C PL
*
C PU
1,77
C pk
1,77
O v erall C apability
O v erall C apability
Pp
PPL
PPU
P pk
C pm
6,0
O bserv ed P erformance
P P M < LS L
*
PPM > USL
100418,41
P P M Total
100418,41
E xp.
PPM
PPM
PPM
6,3
Within P erformance
< LS L
*
> U S L 82295,10
Total
82295,10
6,6
E xp.
PPM
PPM
PPM
6,9
7,2
Pp
*
*
0,32
0,32
*
PPL
PPU
P pk
C pm
*
*
1,50
1,50
*
3,9 4,2 4,5 4,8 5,1 5,4 5,7 6,0
7,5
а
O v erall P erformance
< LS L
*
> USL
167265,95
Total
167265,95
O bserv ed P erformance
P P M < LS L
*
P P M > U S L 0,00
P P M Total
0,00
E xp. Within P erformance
P P M < LS L
*
P P M > U S L 0,05
P P M Total
0,05
E xp. O v erall P erformance
P P M < LS L
*
P P M > U S L 3,27
P P M Total
3,27
б
Рисунок 14. – Степень фестонообразования лент 5182 до (а) и после (б) внедрения
новой технологии
LSL
LSL
Within
Ov erall
P rocess Data
LS L
6
Target
*
USL
*
S ample M ean
6,64059
S ample N
239
S tDev (Within)
0,310911
S tDev (O v erall) 0,332019
Within
Ov erall
P rocess Data
LS L
6
Target
*
USL
*
S ample M ean
6,17448
S ample N
239
S tDev (Within)
0,839149
S tDev (O v erall) 0,803026
P otential (Within) C apability
Cp
*
C PL
0,07
C PU
*
C pk
0,07
P otential (Within) C apability
Cp
*
C PL
0,69
C PU
*
C pk
Pp
PPL
PPU
P pk
C pm
3,2
O bserv ed P erformance
221757,32
P P M < LS L
PPM > USL
*
221757,32
P P M Total
4,0
4,8
E xp. Within P erformance
P P M < LS L
417645,19
PPM > USL
*
P P M Total
417645,19
5,6
E xp.
PPM
PPM
PPM
6,4
7,2
O v erall P erformance
< LS L
413997,21
*
> USL
Total
413997,21
0,69
O v erall C apability
O v erall C apability
Pp
PPL
PPU
P pk
C pm
*
0,07
*
0,07
*
6,0
8,0
O bserv ed P erformance
P P M < LS L
4184,10
PPM > USL
*
P P M Total
4184,10
а
E xp.
PPM
PPM
PPM
6,3
Within P erformance
< LS L
19682,58
> USL
*
Total
19682,58
6,6
6,9
7,2
*
0,64
*
0,64
*
7,5
E xp. O v erall P erformance
P P M < LS L
26842,80
PPM > USL
*
P P M Total
26842,80
б
Рисунок 15. – Относительное удлинение лент 5182 до (а) и после (б) внедрения
новой технологии
ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ
1. Моделирование процесса штамповки показало, что основные повреждения
накапливаются на первой и второй стадии штамповки; на третьем её этапе
существенного приращения деформации не происходит.
2. Определен необходимый уровень относительного удлинения лентызаготовки δ0° ≥ 6 % обеспечивающий отсутствие разрушения детали в
процессе штамповки.
3. В результате анализа экспериментальных данных получена функциональная
взаимосвязь давления выпучивания, предела текучести и толщины ленты
5182. Построена номограмма для определения требуемого предела
текучести при фиксированном давлении выпучивания в заданном диапазоне
толщин ленты.
4. На основе анализа степени разупрочнения ленты в процессе нагрева при
сушке лака определен требуемый уровень механических свойств
холоднокатаной ленты и температура стабилизационного отжига.
5. Проведено математическое моделирование процесса горячей прокатки и
определена рациональная схема прокатки для получения заданной
анизотропии свойств горячекатаной ленты.
6. Исследовано текстурообразование и анизотропия ленты в процессе горячей
и холодной прокатки.
19
7. Разработана и внедрена в серийное производство технология изготовления
лакированной ленты из высокопрочного алюминиевого сплава 5182 с
рациональным для штамповки комплексом механических свойств и
анизотропии.
ПУБЛИКАЦИИ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЫ
В изданиях, рекомендованных ВАК:
1. Колобов В.Г. Разработка математической модели и исследование процесса
прокатки тонких полос из сплава 5182 с целью выяснения причин их
обрывности [Текст] / Е.В. Арышенский, А.М. Оводенко. [и. др] // Технология
легких сплавов. – 2011.-№3 -С. 72 – 78.
2. Колобов В.Г. Влияние маршрутов прокатки ленты из сплава 5182 на
структуру и свойства после холодной прокатки и лакирования [Текст] / Е.В.
Арышенский, В.Г. Колобов. [и др.] // Технология легких сплавов. – 2012. -№2
-С. 41 – 43
3. Колобов В.Г. Методика расчета усилия прокатки алюминиевых сплавов с
учетом влияния зоны затрудненной деформации [Текст] / Е.В. Арышенский,
Э.Д. Беглов, В.Г. Колобов // Производство проката. – 2013. - №11 – С. 2-6
4. Колобов В.Г. Разработка модели влияния технологических факторов при
производстве обшивочных листов на размер зерна [Текст] / А.Ф. Гречникова,
Е.В. Арышенский, А.М. Оводенко, В.Г. Колобов // Технические науки от
теории к практике. – 2012 №15 – С. 71-77
20
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа