CC BY
41
экспертной оценки были выделены группы факторов, оказывающие наиболее существенное влияние на качество готовой оцинкованной проволоки в условиях действующего агрегата. К ним были отнесены:
1) геометрические параметры проволоки (пре-дельные отклонения диаметра проволоки, мм);
2) химический состав (определяется маркой стали);
3) механические свойства проволоки (временное сопротивление разрыву проволоки на входе в агрегат ст„, МПа);
4) технологические параметры изготовления:
- температурный режим (температура в печи отжига, в ваннах травления, флюсования, цинкования (по зонам) Т, °С);
- концентрация растворов в ваннах травления и флюсования;
- скорость движения проволоки через агрегат (определяется диаметром проволоки), м/с;
5) иные факторы (ввд предшествующей об -работки проволоки - отожженная либо патенги-рованная, наличие операции парафинирования, параметры сушки перед намоткой в розетты).
В ходе исследований оценивалось влияние выбранных групп факторов на механические
свойства оцинкованной проволоки на выходе из агрегата, плотность (массу) покрытия, а также на качество цинкового покрытия, определяемое наличием дефектов, таких как неравномерность покрытия по диаметру, наличие непокрытых участков проволоки («непрооцинковка»); низкая химическая стойкость цинкового покрытия; отслаивание (растрескивание) покрытия при навивании на сердечник соответствующего диаметра.
Кроме того, отсутствие практики работы с блестящим цинковым покрытием в условиях завода потребовало в качестве отдельного исследования провести оценку условий блескообразо-вания на цинковом покрытии.
Масса покрытия определялась весовым или объемно-газометрическим методом. Длина об -разцов для определения поверхностной плотности цинка принималась равной для проволоки:
- диаметром от 0,18 до 1,50 - 300 мм;
- диаметром от 1,50 до 3,00 - 100 мм;
- диаметром свыше 3,00 - 50 мм.
Проведенный анализ технологии горячего
оцинкования высокоуглеродистой проволоки на агрегате фирмы «FIB» в условиях УК «ММК-МЕТИЗ » позволил выявить «узкие» с технологической точки зрения места.
Библиографический список
1. ГОСТ 7372. Проволока стальная канатная.
2. ГОСТ 9850. Проволока стальная оцинкованная для сердечников проводов.
3. Адлер Ю.П., ПолховскаяТ.М., Нестеренко П.А. Управление качеством. Ч. 1: Семь простых методов. М.: МИСиС, 1999. 163 с.
УДК 621.778.08:620.17
В. А. Харитонов, С. М. Головизнин
РАСЧЁТ СКОРОСТНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ ПРИ ПРОТЯЖКЕ ПРОВОЛОКИ В КЛИНОВИДНОМ ОЧАГЕ ДЕФОРМАЦИИ
В настоящее время в производстве проволоки прослеживается тенденция к повышению скорости волочения и прокатки. За счёт скорости волочения достигается увеличение производительности волочильных машин, уменьшение за -трат энергии на единицу продукции. При повышении скорости протяжки проволоки возможно появление нежелательных факторов, снижающих эффективность волочильных машин. Это -повышенный износ волочильного инструмента и увеличение степени неоднородности деформации, что сказывается на качестве конечной продукции [1-3]. Эти факторы проявляются при волочении проволоки всех диаметров, но особенно ярко выражены при волочении микропроволоки,
что связано с высокой скоростью на последних переходах при волочении тонкой проволоки.
Целью данной работы является оценка скоростной неоднородности деформации и её зависимости от скорости волочения проволоки.
Для решения этой задачи предлагается следующий подход. Считаем, что продольная скорость металла в очаге деформации одинакова во всём сечении проволоки Пластическую деформацию рассматриваем как пластическую волну, распространяющуюся вглубь проволоки от гра-ниц контакта с волочильным инструментом. В данной работе исследуется возникновение дополните льных поперечных напряжений при уве -личении скорости протяжки проволоки. Поэтому
поперечная составляющая скорости пластических волн рассматривается отдельно от продольной. Скорость затухания пластической волны определяется скоростью течения металла в поперечном направлении Чем выше скорость, тем больше градиент поперечных напряжений и, следовательш, выше скорость затухания пластической волны. Металл в состоянии пластической деформации рассматриваем как вязкую жвдкость, течение которой описывается уравнением Навье-Стокса [5].
Продольная скорость металла в очаге деформации определяется условием постоянства объема [1]:
S
V = 2к..V
г Н П К ’
S к
где Vh, Sh - продольная скорость и сечение проволоки перед волокой; VK, SK - продольная скорость и сечение проволоки на выходе из волоки.
Градиент продольной скорости
AV VK - VH
grad V =-------= —-----— =
А/ А/
V
(
к
А/
1-
S
(1)
Н у
где А/ - длина канала волоки.
Уравнение непрерывности в случае несжимаемого металла приобретает ввд:
ё1у V = 0,
где V- скорость металла в очаге деформации Уравнение непрерывности можно переписать в следующем ввде:
dy dx
(2)
где Уу -поперечная составляющая скорости; Ух -продольная составляющая скорости
В сделанных предположениях градиент продольной составляющей скорости есть величина постоянная вдоль канала волоки и определяется уравнением (1). Следовательш:
dVv dV AV Vv ( Sv Л
dy dx А/
к
А/
1_^
S
(З)
H J
Для оценки величины затухания пластиче -ской волны, распространяющейся в поперечном направлении от поверхности контакта с инстру-ментом, исгользуем аналогию с течением не-
сжимаемой жццкости Согласно данным работы [4] точность расчётов по гвдродинамической аналогии - около 20%. Мерой затухания в данном случае является градиент поперечных напряжений.
Уравнение Навье-Стокса приобретает ввд [5]:
Р-
f+V A)V
=-Vp+^AV,
(4)
где р - плотность среды; У - скорость течения среды; р - давление; ^ - вязкость.
А„ 8 2У д2У д2У АУ = —- + —- + -
dx dy
Согласно (З)
dz
d2V d2V d2V
= 0,
откуда
дх ду &
АУ = 0.
Следовательш, решение уравнения (4) сводится к решению уравнения Эйлера для стацио-нарного течения несжимаемой жидкости:
V .dV. = _іdP
' ■ dy p dy
Интегрируя уравнение (З), получим:
(З)
V = Vl y А/
1 -
\
y+с ,
H у
где С - произвольная константа.
Считая, что на оси волоки вследствие симметрии Уу=0, при у=0, получим С=0.
Откуда V =
Vl
А/
(
1_ Sk_
St,
Л
y , где y - рассто-
V Н 1 яние от центра волоки.
Уравнение (5) с учётом (3) можно переписать в ввде:
V
к
А/
Л
1 _ Sk.
V SH J
1 dP
VK
■ y ■—■ А/
1 _ Sk.
Л
S
h
P dy dP = p
p = £■
к
А/
Vl
M
1 _ Sk
S;
1 - S*
S,
H JJ
■ y ■ dy;
■ y2+С.
H JJ
Пусть р0 - поперечное давление в центре проволоки.
р(0) = Р0 ,
откуда следует, что С = р0.
Следовательш, дополнительное поперечное давление на поверхности! проволоки, возникающее при протяжке:
Р = Ро +
Р
(
1к_
А/
1 --
§
§
• У
Н УУ
Разность дополнительных давлений в центре и на поверхности, возникающая при движении проволоки:
Ар = Р - Ро =
Р
2
V*
А/
1 --
§
§
• У
(6)
Н УУ
Следовательно, при волочении проволоки в очаге деформации возникают дополнительные по -перечные напряжения, пропорциональные квадра-ту скорости и квадрату радиуса проволоки. Градиент поперечных напряжений увеличивается с увеличением скорости проволоки. Когда проволока неподвижна или при малых скоростях градиент дополнительных напряжений! равен нулю.
При! многократном волочении вытяжка и длина канала волоки меняются незначительно вдоль маршрута волочения. Полагая в уравнении
2 2
(6) коэффициент при Vк ■ У постоянным, для отношения давлений на двух переходах при многократном волочении получим:
А^
АР
ТТ'2 2
^ • Г2
V2 • г2
V! = §1
V §
Ар2_
АР
Г
г ■ г
Г, V
V г2 У
= ^,
Следовательно, градиент поперечных напря-жений увеличивается по маршруту волочения пропорционально вытяжке. Например, для типичного маршрута волочения диаметр проволоки меняется с 1 до 0,2 мм, суммарная вытяжка ц=25, следовательно, разность давлений в центре и на поверхности проволоки увеличивается в 25 раз. При этом увеличивается неоднородность деформации в объёме проволоки и, при прочих равных условиях, поперечное давление на поверхности проволоки.
Процессы волочения и прокатки проволоки многофакторные. Условия трения на поверхности могут значительно изменяться с увеличением скорости протяжки проволоки [2]. Можно выделить два предельных случая:
Первый - многократное мокрое волочение -в этом случае условия трения на поверхности проволоки примерно одинаковы по маршруту волочения или даже могут несколько ухудшаться из-за повышения температуры проволоки. В этих условиях увеличение градиента поперечных напряже -ний с увеличением скорости приводит к увеличе -нию поперечных напряжений на поверхности контакта рабочего инструмента с проволокой, увеличению давления на рабочий инструмент и, следовательно, к повышенному износу рабочего инструмента. Эти выводы хорошо согласуются с результатами работ [6, 7], согласно которым стойкость волочильного инструмента падает с увеличением скорости волочения в условиях многократного мокрого волочения.
Второй - волочение с использованием вязких смазок с переходом в режим гвдродинамического трения. В этом случае с ростом скорости давление на поверхности может уменьшаться или увеличение давления на поверхности будет отставать от увеличения градиента поперечных напряжений. Рост градиента поперечных напряжений может привести к уменьшению давления в центре про -волоки и не проработке сердце вины изделия.
При анализе результатов необходимо учигы-вать, что рост дополните льных напряжений с уве -личением скорости протяжки при многократном волочении происходит на фоне упрочнения и уве -личения сопротивления деформации вдоль маршрута волочения. Дополнительные напряжения, возникающие при увеличении скорости протяжки, накладываются на изначально неоднородное напряжённое состояние в очаге деформации
где VI, V2 - скорость проволоки; г1, г2 - радиус проволоки; §1, §2 - площадь сечения проволоки; ц - суммарная вытяжка между переходами; АР1,
ДР2 - разность давлений в центре и на поверхно-сти проволоки для двух раз личных переходов.
Библиографический список
1. Перлин И.Л., Ерманок М .3. Теория волочения. М.: Металлургия, 1971. 448 с.
2. ГрудевА.П., ЗильбергЮ.В., ТиликВ.Т. Трениеисмазки приобработкеметаллов давлением. М.: Металлургия, 1982. 312 с.
3. Enghag Per, Larsson Rune, Pettersson Kjell. An investigation into the forces and friction in wire drawing // Wire Ind. 2001. 69. № 809. P. 272-273, 275-277.
4. Золкин B.H. Общность явлений, возникающих при упругом и пластическом деформировании, при разрушении твёрдыхтел, а также при течении жидкости и газа // Прогрессивные процессы производства проката из цветных металлов и сплавов: Темат. сб. науч. тр. М.: Металлургия, 1990. С. 5-19.
5. Ландау Л.Д., Лифшиц Е.М. Теоретическая физика. Т. 4. Гидродинамика. М.: Наука, 1988. 736 с.
6. Анализ износостойкости волок из природных и синтетических алмазов при волочении латунированной проволоки /
Рыжков В.Г., Клековкина Н.А., Кузнецов М.Г. и др. // Образование. Наука. Производство: Сб. науч. тр. Магнитогорск: МГТУ, 2002. С. 114-121.
7. Головизнин С.М., Рыжков В.Г. Особенности износостойкости волок из СВ при волочении латунированной проволоки //
Материалы 63-й НТК по итогам научно-исследовательских работ за 2003-2004 гг.: Сб. докл. Т. 2. Магнитогорск: МГТУ, 2004. С. 267-271.
УДК 621.771.25
С. И. Платов
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ОХЛАЖДЕНИЯ КАТАНКИ И МЕЛКОГО СОРТА*
Тепловой режим при сортовой прокатке в чистовом блоке и траектория охлаждения после прокатки в значительной мере определяют механические свойства катанки и мелкого сорта.
Применение регулируемого междеформаци-онного охлаждения позволяет реализовать в чистовом блоке режимы контролируемой прокат -ки, термомеханической обработки и двухфазной прокатки, которые существенно расширяют воз -можности стана в получении высоких потребительских свойств продукции [1].
На водяном участке линии охлаждения про -исходит наиболее интенсивное охлаждение металла. Поскольку охлаждение на этом участке ведется с очень высокой скоростью, по сечению проката возникает значительная температурная неоднородность. Поэтому одна из основных за -дач, которую необходимо решить при проектировании участка ускоренного охлаждения, -снижение температурной! неоднородности по сечению катанки и мелкого сорта.
Математическая модель охлаждения построена на основе известного соотношения Остроградского для энтальпии:
J QSdS = Л q-§k
St
(1)
где Qs - тепловой поток через элемент поверхности Б; q - мощность объемного энерговыделения; Ь - удельная энтальпия; V - элемент объема.
В работе принимали участие Урцев В.Н., Муриков С.А., Хабибу лин Д.М., БердичевскийЮ.Е. (Исследовательско-технологический центр «Аусферр», ООО «Спрэйин Системе Санкт-Петербург. РУС»)
Интегрирование в правой части уравнения ведется по элементу объема, а в левой - по окружающей его поверхности.
Применяя это уравнение к расчету температурных полей в круглой стали, используем еле -дующие допущения:
- теплообменом по длине штуки пренебре-гаем;
- тепловые потоки и поля считаем аксиально-симметричными.
С учетом этих допущений тепловая задача становится одномерной! нестационарной аксиально-симметричной Выражая энтальпию через температуру, уравнение (1) можно переписать для кольца с внутренним радиусом Я и внешним Я2 в ввде:
R2
ят
Q(R2 )R + Q(R1 )R1 = -\~tCPrdr
(2)
где Q (Я) - поток тепла из кольца через поверхность радиуса Я; Т - температура; с - теплоемкость; р - плотность металла.
Для решения уравнения (2) необходимо задать начальное распределение температур по сечению металла и тепловые условия на ее поверхности.
Градиенты температур на входе в секцию водяного охлаждения по сравнению с градиентами, возникающими в ходе охлаждения, незначительны, и начальное распределение температур можно считать постоянным.
На участке ускоренного охлаждения катанка находится в граничных условиях двух ввдов: во время нахождения внутри секции она охлаждается
