CC BY
84
Список литературы
1. Разработка и реализация конкурентоспособных технологий производства низкоуглеродистой арматурной проволоки в условиях ОАО «ММК-Метиз» / А.Д. Носов, Е.П. Носков, В.Е. Семенов, Б.А. Коломиец и др. Магнитогорск: МГТУ, 2008. 108 е..
2. Технологическое обеспечение производства железобетонных конструкций: Учеб. пособие / Э.И. Батяновский, В.В. Бабицкий, Е.В. Коробко, П.И. Юхневский. Мн.: БГПА, 2001. 161 с.
Referens
1. Razrabotka i realizacia konkurentnosposobnyh tehnologiy proizvodstva nizkouglerodistoy armaturnoy provoloki v usloviyah ОАО "MMK-METIZ" / A.D. Nosov, E.P. Noskov, V.E. Se-menov, B.A. Kolomiec i dr. Magnitogorsk: MGTU, 2008. p. 108.
2. Tehnologicheskoe obespechenie proizvodstva gelezobetonnyh konstrukciy: Ucheb. posobie / E.I. Batyanovskiy, V.V. Babickiy, E. V. Korobko, Р. I. Uhnevskiy. - Mn.: BGPA, 2001. p. 161.
УДК 621.778
КРИТЕРИЙ ДЛЯ ОЦЕНКИ ЭФФЕКТИВНОСТИ ФОРМОИЗМЕНЕНИЯ В ПРОХОДЕ ВОЛОЧЕНИЯ КРУГЛОГО СПЛОШНОГО ПРОФИЛЯ
Гурьянов Г.Н.
г. Белорецк, ООО «Феникс +»
При производстве проволоки малого сечения приходится применять несколько волочильных переделов, что требует высоких затрат электроэнергии. Энергия расходуется не только на формоизменение исходной заготовки волочильного производства - катанки до готового размера проволоки, но и преодоление силы контактного трения в рабочем канале волоки. Кроме того, сдвиг металла на входе и выходе очага пластической деформации и проти-вонатяжение увеличивают силу волочения [1-5].
На выходе волоки полное осевое напряжение определяется составляющими [5]
<JZL=<JZl+<JZ2+<JZq+<JCd' С1)
где azi, C7z2 - прирост осевого напряжения, соответственно, в рабочем конусе и калибрующем пояске волоки; Gzq, aai - составляющие от действия напряжения противонатяжения и от дополнительного сдвига металла на входе и выходе из рабочего конуса.
Примем степенную зависимость предела текучести металла ask от коэффициента вытяжки [4, 5]
crsk=°'so-Mk, (2)
где aso, osk - предел текучести металла на входе и выходе рабочего конуса волоки; к -коэффициент упрочнения; = (го / nj , г о, /'/.- - радиус заготовки до и после деформации. Эмпирическая формула (2) наиболее подходит для отражения изменения прочности холоднотянутой углеродистой проволоки из патентированной заготовки.
Расчёт основной составляющей полного осевого напряжения - прироста осевого напряжения в рабочем конусе волоки выполнили по формуле [5]
az\ = ' ÍMk -1)' (1 + /' ctga) , (3)
к
где/- коэффициент трения; a - угол наклона образующей рабочего конуса к оси волочения.
Основные достоинства формулы (3): при расчёте напряжения azi учитываются интенсивность деформационного упрочнения и непрерывное изменение предела текучести вдоль длины очага деформации согласно зависимости (2); из неё вытекает (при к = 0) общепризнанная в зарубежной теории и практике волочения круглого сплошного профиля формула Зибеля
0"zi =(Ts-Lnju(\ + f-ctga), где <js = (crSo + <Jsk)/2 - средний предел текучести металла в очаге деформации.
Составляющие полного напряжения azq и acd, рассчитывали по известным в теории волочения формулам:
^ = (4)
CTcd=4-ers-íga/(3S), (5)
где Gqo - напряжение противонатяжения. При выполнении расчётов основной составляющей azi полного напряжения волочения по формуле (3) целесообразно применять новое уравнение [6]
^ = - /С"* - !) • • (6)
Уравнение (6) в отличие от известной формулы (4) учитывает интенсивность деформационного упрочнения коэффициентом упрочнения к. Расчёт исследуемой функции, определяющей эффективность формоизменения в проходе волочения, выполнили с применением известной (4) и новой (6) формул.
Перед входом калибрующего пояска осевое напряжение равно
°7к =<JZl+<JZq +<JCd-
Прирост осевого напряжения в пояске длиной L определим без учёта (7) и с учётом (8) напряжённого состояния на его входе [7-9]
o"z2 (7)
0-Z2 = 2M°-Sk ~°zk)lrk= ICskMl - °-Zk !°sk)lrk- (8)
Формула (7) даёт возможность вычислить прирост осевого напряжения в калибрующем пояске без расчёта напряжения Ок. Эта формула получена из допущения, что радиальное напряжение в пояске постоянно и равно по модулю пределу текучести металла ask на выходе рабочего конуса волоки [7]. В работе [9] показана степень завышения прироста осевого напряжения в калибрующем пояске по формуле (7) в зависимости от значений основных параметров деформации и целесообразность применения новой формулы (8).
Первое слагаемое в уравнении (3) определяет прирост осевого напряжения, идущего на пластическое формоизменение заготовки с учётом деформационного упрочнения металла и обозначим его как
<7Z0=<7S0 ■(//-!)/£. (9)
Относительный прирост осевого напряжения на осуществление изменения формы проволочной заготовки равен
(Ю)
Будем в дальнейшем называть отношение щ показателем или критерием эффективности формоизменения и коэффициентом полезного действия (КПД) напряжений волочения при формоизменении заготовки в проходе волочения. В работе [10] предложено использовать величину отношения коэффициента фактической вытяжки и коэффициента максимально возможной вытяжки (|д/|дшах) для определения КПД процесса волочения за проход волочения. Здесь же КПД (10) оценивается отношением «полезного» приращения осевого напряжения ozo (9) и полного напряжения azi (1) на выходе волоки. Близким по содержанию с критерием щ является коэффициент эффективности деформации (обозначим его как ///,-), который рассчитан для нескольких процессов ОМД [11]. Автор работы [11] сделал вывод, что эффективность деформации, оцениваемая относительной работой на пластическое формоизменение заготовки, уменьшается с повышением нормального контактного давления в очаге деформации и параметра формы зоны деформации А = h / L (h и L - соответственно высота и длина очага деформации). Кроме того, утверждается [11], что эффективность деформации r¡B снижается с ростом неоднородности деформации Ф (щ = 1 / Ф). Поэтому сделано заключение [11]: «связь эффективности деформации щ с коэффициентом неоднородности деформации Ф весьма удобна, так как последнюю величину можно определить из экспериментальных исследований». Основанием таких выводов, стали результаты соответствующих расчётов при разных процессах ОМД методом линий скольжения. По мнению автора настоящей работы, применение этого метода расчёта не всегда обеспечивает достоверность описания напряжённого состояния, например, при холодном волочении, когда существенное изменение вдоль длины очага деформации прочностных свойств и контактного давления. И при этом необходимо учесть влияние сдвиговой деформации в очаге деформации и на его границах, возможность приложения противонатяжения и т.п. Предложенный критерий щ в отличие от коэффициента щ эффективности деформации [11] учитывает изменение вдоль длины очага деформации прочности протягиваемого материала и контактного давления, действие противонатяжения и сдвиговой деформации на границах очага пластического формоизменения.
Относительные значения прироста осевого напряжения от действия граничного трения и деформации сдвига металла на входе и выходе очага пластической деформации определяли по соответствующим формулам
Vf = (0"ze ~ °"zEo) , Л а = Cd ! ^ZL ,
где Gzlo - полное напряжение при отсутствии трения (f = 0). Также выполнили расчёт коэффициента запаса прочности у по И.Л. Перлину [3] по значениям предела текучести ask и осевого напряжения azi на выходе волоки
Y = <Jsk! gZL ■
Приняли начальный предел текучести заготовки aso = 800 МПа и коэффициент упрочнения к = 0,25 и 0,95 (2). Диаметр калибрующего пояска - 4 мм. На рис. 1 приведены зависимости показателя щ от коэффициента вытяжки и угла a при отсутствии трения (а), коэффициенте трения 0,05 (б) и 0,10 (в - е). При коэффициенте/= 0,10 расчёты выполнены при отсутствии калибрующего пояска и его длине - 4 мм. С ростом обжатия КПД формоизменения щ увеличивается, но не достигает значения 1, так как при волочении всегда происходит сдвиговая деформация (а -ф- 0, acd ^ 0 и azo Ozz)- При отсутствии контактного трения прирост осевого напряжения в рабочем конусе согласно зависимости (3) не зависит от величины угла а, а прирост напряжения acd монотонно увеличивается с повышением угла а. Поэтому кривые зависимостей не пересекаются и кривая 1 (/= 0) при
о ^___
меньшем сдвиге (а = 3 ) оказалась выше других. При коэффициентах трения 0,05 и 0,10 (б -
о
е) и > 1,2 значение щ меньше при a = 3 (кривые 1) из-за высоких сил трения в рабочем
канале волоки. Только при малых деформациях (|д < 1,05) показатель щ больше при а = 3 (б - е).
Рис. 1. Зависимость показателя эффективности формоизменения цф
от коэффициента вытяжки: а -/= 0, Ь = 0; б -/= 0,05, Ь = 0; (в - е) -/= 0,10, в - Ь = 0; (г - е) - Ь = 4 мм; г - использована формула (4); д, е - использована формула (5); (а-д)-к = 0,25;
е-к = 0,95;
а с с а
1-а = 3;2-а = 6;3-а = 9;4-а = 12
С увеличением длины пояска снизилась величина критерия эффективности щ при всех значениях угла а, что видно из сравнения зависимостей (см. рис. 1, в и г). Прирост осевого напряжения в пояске по формуле (4) выше, чем по аналогичной зависимости (5), учитывающей величину напряжения о а на его входе. Поэтому кривые (см. рис. 1, г) находятся ниже соответствующих кривых (см. рис. 1, *)) особенно при коэффициенте > 1,3.
Повышение коэффициента упрочнения к от 0,25 до 0,95 вызвало снижение эффективности формоизменения щ при наличии калибрующего пояска, что более заметно из сравнения кривых зависимостей (см. рис. 1, д, е) при высокой степени деформации. Расчёт при других значениях параметров деформации показал, что уменьшение показателя щ с ростом коэффициента упрочнения более заметно при повышенных значениях коэффициентов трения и вытяжки при использовании обеих формул (4) и (5) для расчёта
прироста осевого напряжения в калибрующем пояске. Увеличение напряжения противонатяжения снижает влияние коэффициента упрочнения к на величину критерия щ. При отсутствии пояска критерий щ не зависит от интенсивности упрочнения. Влияние величины угла а на относительные показатели щ, щ, ч]а и коэффициент запаса прочности у при/= 0,05, к = 0,25, ачо = 0 и отсутствии пояска показано на рис. 2.
Пф
0,75
0.50
0,25
0 _I_
3 5 7 9 11 а° 3 5 7 9 11 а"
3579 11 а 35 79 11 а
Рис. 2. Влияние величины угла а на относительные показатели щ, ту, т]а и коэффициент запаса прочности у при/= 0,05: 1 - ц = 1,15; 2 - ц = 1,25; 3 - ц = 1,40; 4 - ц = 1,60; /- линия максимальных значений т]ф при разном коэффициенте вытяжки; П- линия максимальных значений коэффициента запаса прочности у
Кривые для зависимостей критерия щ и коэффициента у имеют максимум при оптимальном значении а, когда полное осевое напряжение azi минимально. Линии I и II соединяют вершины кривых соответственно для показателей щ и у. С увеличением коэффициента вытяжки вершины кривых, а следовательно оптимальные значения угла волочения смещаются в область более высоких значений угла а. Рост величины деформации вызвал увеличение показателя эффективности формоизменения и уменьшение запаса прочности. Относительный прирост r¡f осевого напряжения от действия трения уменьшается (б), а относительный прирост напряжения r¡a на осуществление деформации сдвига (б) увеличивается с ростом угла а. Причём с увеличением коэффициента вытяжки показатель чу возрастает, а r¡a уменьшается. При малом обжатии заготовки и большом значении угла a существенная величина критерия г]а (кривая 1, см. рис. 2, в).
Данные (рис. 3) позволяют оценить влияние напряжения противонатяжения на
о о
значения показателей щ и -ту при а = 3 иа = 9 и разных значениях коэффициента трения. При построении зависимостей рис. 3 использовали формулу (4). С ростом напряжения противонатяжения уменьшается показатель эффективности формоизменения. Особенно это выражено при малых значениях коэффициента трения. При высоком значении коэффициента трения 0,20 и a = 3 (кривая 4, см. рис. 3, а) величина КПД формоизменения щ уменьшилась
незначительно, что показывает эффективность применения противонатяжения при малых углах а и повышенных и высоких значениях коэффициента трения. Противонатяжение снижает показатель долевого участия трения чу (см. рис. 3, б, г).
О I I_I О I_
О 40 80 120 160 200 0 40 80 120 Oqo МПа
0 40 80 120 160 200 0 40 80 120 МПа
Рис. 3. Зависимость показателей щ (а, в) и г/f (б, г) от напряжения противонатяжения при коэффициенте вытяжки 1,25 и длине пояска 2 мм:
а а
а, б - а = 3 ; в, г - а = 9 ;
1 -/= 0,025; 2 -/= 0,05; 3 -/= 0,10; 4 -/= 0,20
В общем случае приложение противонатяжения увеличивает напряжение (силу) волочения. В результате снизилась величина критерия формоизменения щ, что и подтвердили приведённые здесь результаты расчёта. Но если следовать выводу Бэкофена [11], что уменьшение давления в очаге деформации вызывает повышение эффективности деформации, то приложение противонатяжения должно всегда снижать расход энергии на получение того же формоизменения в проходе волочения. Таким образом, этот вывод не подтверждается при волочении с противонатяжением.
Выводы
Предложенный критерий щ рассматривает расходы энергии на формоизменение заготовки и повышение прочностных свойств обрабатываемого материала как полезные, а затраты энергии на преодоление сил контактного трения и противонатяжения, на сдвиговую деформацию в очаге деформации и на его границах признаёт дополнительными и бесполезными. При оптимальном значении угла а волочения достигаются максимальные значения критерия щ эффективности формоизменения и коэффициента у запаса прочности. С повышением напряжения противонатяжения наблюдается непрерывное снижение критерия щ. При этом интенсивность снижения меньше при более высоких значениях коэффициента трения. Таким образом, снижается отрицательное действие противонатяжения на величину силу волочения при повышенных значениях коэффициента трения.
Список литературы
1. Губкин С.И. Пластическая деформация металлов. Т. 3. М.: Металлургиздат, 1960.
306 с.
2. Перлин И.Л., Ерманок М.З. Теория волочения. М.: Металлургия, 1971. 447 с.
3. Тарнавский А.Л. Эффективность волочения с противонатяжением. М.: Металлургиздат, 1959. 152 с.
4. Изготовление высококачественных метизов (научный и практический опыт Белорецкого металлургического комбината) / В. А. Кулеша, Н.А. Клековкина, Х.Н. Белалов и др. Магнитогорск: Магнитогорский дом печати, 1999. 327 с.
5. Гурьянов Г.Н. Расчёт, анализ напряжений, деформаций и запаса прочности при холодном волочении проволоки: Монография. Магнитогорск: ГОУ ВПО «МГТУ», 2008. 358 с.
6. Гурьянов Г.Н. К оценке эффективности применения противонатяжения при волочении круглого сплошного профиля // Заготовительные производства в машиностроении. 2012. № 12. С. 30-38.
7. Зыков Ю.С. Определение максимально допустимых вытяжек при волочении. // Сталь. 1998. №4. С. 54- 55.
8. Гурьянов Г.Н. Относительная величина прироста осевого напряжения в калибрующем пояске волоки // Металлург. 2007. №6. С. 53 -55.
9. Гурьянов Г.Н. Расчёт прироста осевого напряжения в калибрующем пояске с учётом напряжённого состояния круглой заготовки на выходе рабочего конуса волоки // Заготовительные производства в машиностроении. 2012. № 6. С. 34 - 36.
10. Аркулис Г.Э. О максимальной вытяжке при волочении // Труды конференции по метизному производству: Сб. науч. тр. Челябинск: Изд - во ЦБТИ Челябинского совнархоза, 1961. С. 36-42.
11. Бэкофен В. Процессы деформации. Пер. с англ. B.C. Берковского, Ф.И. Рузанова. М.: Металлургия, 1977. 288 с.
Referens
1. Gubkin S.I. Plastic deformation of metals. V. 3. M.: Metallurgizdat, 1960. 306 p.
2. Perlin I.L., Ermanok M.Z. Theory of drawing. M: Metallurgya, 1971. 447 p.
3. Tarnavskiy A.L. Efficiency drawing with protivostojanie. M.: Metallurgizdat, 1959. 152 p.
4. Manufacturer of high quality hardware (scientific and practical experience of Beloretsk metallurgical works): Monograph. Magnitogorsk: SEIHPE «MSTU», 1999. 327 p.
5. Guryanov G.N. Calculation, the analysis of stress, deformations and margin of safety in case of cold drawing of a wire: Monograph. Magnitogorsk: SEIHPE «MSTU», 2008. 358 p.
6. Guryanov G.N. To evaluate the efficiency of application of protivostojanie when drawing round solid profile // Blank productions in mechanical engineering. 2012. № 12. pp. 30 - 38.
7. Zyjkov Yu.S. Determination of the maximum allowable drawing - down in case of drawing // Steel. 1998. № 4. pp. 54 - 55.
8. Guryanov G.N. Relative value of growth axial tension in calibrating the band portages // Metallurg. 2007. № 6. pp. 53 - 55.
9. Guryanov G.N. The calculation of the increase of the axial tension in calibrating the band taking into account the stress state of round billet output working cone drawing dies // Blanking productions in mechanical engineering. 2012. № 6. pp. 34 - 36.
10. Arkulis G.A. About the maximum hood when drawing. In proceedings: Proceedings of the conference on metalware production. Chelyabinsk: Publishing house of CBTI Chelyabinsk economic Council, 1961. pp. 36 - 42.
11. B. Backofen. Processes of deformation. Translated by from English / V.S. Berkovsky, F.I. Ruzanov. M: Metallurgy, 1977. 288 p.
УДК 621.778.1.014-426
СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПРОВОЛОКИ ПРИ ВОЛОЧЕНИИ И РАДИАЛЬНО-СДВИГОВОЙ ПРОТЯЖКЕ
Харитонов В.А., Усанов М.Ю.
ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова», Россия
Стальная проволока n изделия из нее (канаты, пружины, металлическая сетка и т.п.) являются основной, как по объему, так и по значению металлопродукцией метизного передела черной металлургии, которая находит массовой применение практически во всех отраслях промышленности [1].
В применяемых в настоящее время в проволочном производстве технологических процессах изготовления проволоки основными операциями, обеспечивающими получение проволоки необходимых размеров с требуемыми физико-механическими свойствами, являются способы обработки металлов давлением и термическая обработка [2].
Исторически сложилось так, что основным способом ОМД при изготовлении проволоки стало волочение в монолитной волоке. В настоящее время волочение достаточно хорошо изучено теоретически, обеспечено эффективным высокопроизводительным оборудованием, спроектированным с учетом особенностей процесса волочения и способствующим устранению его недостатков. Однако волочение в монолитных волоках остается многоцикловым, многооперационным, длительным по времени, а, следовательно, дорогостоящим процессом. Кроме того, способ подвода энергии, относительно короткий очаг деформации, симметричная схема деформации, монотонность течения металла не позволяют управлять структурооб-разованием и обеспечить, тем самым, получение проволоки с высокими значениями показателей прочности и пластичности [2].
Одним из наиболее перспективных способов производства проволоки является ради-ально-сдвиговая протяжка (РСПр), которая основана на принципах радиально-сдвиговой прокатки. РСПр осуществляется приложением к проволоке (катанке) переднего тянущего усилия без ее скручивания [3].
Установка радиально-сдвиговой протяжки представляет собой кассету с 3-мя неприводными роликами, расположенными под углом 120° друг к другу, с углами подачи ß>16°. Каждый ролик имеет рабочий конус и калибрующий поясок.
Моделирование РСПр в программном комплексе Deform 3d проведено в работах [4, 5], формирование структуры и комбинирование в сочетании с волочением и направлением вращения установки РСПр - в [6], а методики расчета режимов деформации - в [7].
Данная работа является продолжением работ [3-6], с тем отличием, что в качестве материала заготовки при моделировании использовалась упруго-пластическая среда. Для сравнения одновременно с РСПр было проведено моделирование процесса волочения в монолитной волоке.
