ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ УСЛОВИЙ ПРАВКИ ПОЛОС И ЛЕНТ ИЗ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ НА ИХ СВОЙСТВА, ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ И ДЕФОРМАЦИОННЫЕ ПАРАМЕТРЫ ПРОЦЕССА ЗНАКОПЕРЕМЕННОГО УПРУГОПЛАСТИЧЕСКОГО ИЗГИБА

Полный текст

При обработке полос и лент из металлических материалов на роликоправильной машине с целью управления их структурой и свойствами решающим является условие неизменности геометрических размеров заготовок, получаемых после знакопеременной упругопластической деформации [1]. С целью проверки выполнения этого условия проведены специальные эксперименты, основанные на измерениях толщины полос. Практическое значение подобных исследований заключатся еще и в том, что геометрия листов и лент должна отвечать требованиям их стандартизованного сортамента, учитываемым при разработке технологии последующей листовой штамповки [2]. Не менее значительный интерес представляют эксперименты по изучению влияния обработки металлических материалов с помощью роликоправильной машины на их механические свойства при варьировании исходной толщиной полос и увеличении числа проходов. Решению указанных задач по сохранению толщины листов и лент, а также изменению их свойств после знакопеременного упругопластического изгиба посвящена настоящая работа. Материалы и методика расчетов. Основным объектом при исследовании толщин полос до и после обработки выбраны алюминиевые сплавы ВД1 и ВАК-4 с номинальной (по технической документации) толщиной 2,8 мм. Химический состав этих сплавов содержится в работе [3]. Кроме того, исследовались полосы технически чистой меди с номинальной толщиной 3, 2 и 1 мм. При проведении экспериментов для оценки изменения толщины полос до и после обработки на роликоправильной машине использовались методы статистической обработки и анализа с определением следующих характеристик [4—7]: hср — среднее значение толщины, мм; R — размах вариации (hmax – hmin), мм; σср — среднее квадратичное отклонение, мм; ν — коэффициент вариации ((σср/hср)100), %; границы интервала относительно значения hср, в который с вероятностью 95 % попадают возможные отклонения толщины (границы 95%-ой надежности), мм. Следует подчеркнуть, что на прецизионной роликоправильной машине ARKU 25/21 входной и выходной зазоры между роликами устанавливаются с точностью 0,01 мм в строгой зависимости от среднего значения исходной толщины заготовки, которая должна определяться с такой же точностью (0,01 мм). Поэтому толщину полос измеряли микрометром с цифровым отсчетным устройством типа МКЦ25 [8]. Диапазон измерений указанного микрометра 0—25 мм, предел допустимой погрешности ±0,004 мм, класс точности 1. При установке входного зазора G1 использовалась нижняя граница номограммы, рекомендуемой изготовителями машины ARKU 25/21, аппроксимируемая функцией G1 = –3,083 + 2,602hср0,6646 (1) и обеспечивающая в таких условиях максимальную деформацию при правке. Что касается величины выходного зазора G19, то он всегда принимается равным hср. Основным инструментом при оценке эффективности упрочнения металлических полос при обработке на роликоправильной машине являлись уравнения кривых течения, которые строились по результатам испытаний на растяжение, проведенных в соответствии с ГОСТ 11701—84 и ГОСТ 1497—84 [9, 10]. Разрывные образцы имели ширину рабочей части b0 = 10,0 мм и начальную расчетную длину l0 = 20,0 мм. Испытания проводились на машине Instron со скоростью растяжения 0,002 с–1. Результаты испытаний выдавались машиной в виде Excel-файлов, содержащих: осевое растягивающее усилие P (H); условное напряжение σу = Р/F0 (МПа); степень деформации ε = (l–l0)100/l0 (%), где F0 — начальная площадь поперечного сечения образца, а l — текущая расчетная длина образца. На основе этих данных машина автоматически рассчитывала значения механических свойств, включая: σ0,2 — условный предел текучести (МПа); σв — временное сопротивление разрыву (МПа); δ — относительное удлинение после разрыва (%); δравн — равномерное относительное удлинение (%). Результаты испытаний на растяжение позволяют аналитически представить кривые течения в виде зависимостей истинных напряжений σ = P/F (F — площадь поперечного сечения образца, уменьшающаяся в процессе растяжения) от интенсивности главных истинных деформаций ei [11]. В работе [12] показано, что аргументом этих уравнений является интенсивность главных истинных деформаций ei = ln (1 + 0,01ε), а функцией — истинное напряжение σ = σу(1 + 0, 01ε). Сами же кривые течения наиболее часто представляются и используются в форме уравнения Надаи [13, 14]: σ = σ0ein,(2) где σ0 — коэффициент упрочнения (МПа); n — показатель деформационного упрочнения. Параметры σ0 и n степенной функции (2) определялись после ее линеаризации путем логарифмирования с получением уравнения lnσ = lnσ0 + nlnei. Далее компоненты этого уравнения ln σ0 и n вычислялись с помощью метода наименьших квадратов [6], включенного в программный продукт STATISTICA. При этом следует учитывать, что кривые течения являются эффективным средством анализа и оценки сопротивления деформации при линейной схеме напряженного состояния [11]. Результаты расчетов и их анализ. Толщина каждой из исследуемых полос алюминиевых сплавов до обработки на машине ARKU 25/21 измерялась 50 раз. Из полученного количества данных последовательно делали выборки с числом 40, 30, 20 и 10 измерений, для которых рассчитывались статистические характеристики, представленные в табл. 1. Полученные результаты в первую очередь свидетельствуют о высокой размерной точности полос исследуемых алюминиевых сплавов по их толщине. В соответствии с классификацией [2] предельные отклонения по толщине ±0,12 мм относятся к полосам высокой точности изготовления. Что касается числа измерений толщины полос, то было решено в будущем ограничиться тридцатью измерениями. Таблица 1. Статистические характеристики исходной толщины полос алюминиевых сплавов при разном числе измерений. ниевых сплавов и их статистических характеристик представлены в табл. 2. Для выяснения возможности статистической неизменности величины средней толщины полос других металлов после их знакопеременной упругопластической деформации в соответствии с вышеописанной методикой были выбраны для исследования полосы технически чистой меди, имеющие в состоянии поставки номинальную толщину 3, 2 и 1 мм. Это обстоятельство значительно расширило границы экспериментов. Руководствуясь тем, что входной зазор G1 равен значению, получаемому из соотношения (1), а выходной зазор G19 = hср, для медных полос с разными номинальными толщинами установлены следующие входной и выходной зазоры: для толщины 3 мм — 2,21 и 2,91 мм; для толщины 2 мм — 1,07 и 2,02 мм; для толщины 1 мм — –0,43 и 1,03 мм соответственно. Статистические характеристики толщин медных полос до и после обработки на роликоправильной машине представлены в табл. 3. Приведенные сведения с привлечением материалов табл. 2 наглядно подтверждают результаты, полученные при анализе поведения средних толщин при деформации алюминиевых сплавов. Экспериментально показано, что при упругопластической знакопеременной деформации в пределах, указанных номограммой производителей роликоправильной машины, геометрические размеры полос и лент сохраняются. Полученные данные свидетельствуют также о том, что при обработке полос на роликоправильной машине обеспечивается сохранение их средней толщины в границах 95%-ой надежности при заметном уменьшении разброса, т.е. уменьшении разнотолщинности. Именно это обстоятельство и соответствует главной задаче указанного механизма — повышению плоскостности листового проката. Таблица 3. Статистические характеристики толщины медных полос до и после обработки на роликоправильной машине. . Таблица 4. Механические свойства медных полос до и после обработки на роликоправильной машине. н, медленное охлаждение в печи. Для рассмотренного выше случая обработки полос разных номинальных толщин за 1 проход в результате испытаний на разрыв получены характеристики механических свойств, представленные в табл. 4. Выполнены также эксперименты по деформации медных полос номинальной толщиной 3 мм за 2, 3 и 4 прохода в роликоправильной машине. Механические свойства этих полос до и после обработки содержатся в табл. 5. Таблица 5. Механические свойства медных полос номинальной толщиной 3 мм до и после обработки на роликоправильной машине. 3 мм в исходном состоянии при реальной средней толщине 2,91 мм. В табл. 6 приведена исходная информация, а на фиг. 1 — результаты построения линеаризованной кривой течения, представленной в координатах x = lnei и y = ln. Для ее описания получено уравнение y = 6,3722 + 0,508x при показателе линейной корреляции R  0,9985, свидетельствующем о высокой степени приближения полученного уравнения фактическим результатам испытания, отмеченным на фиг. 1 точками. Окончательное представление уравнения кривой течения медной полосы с номинальной толщиной 3 мм в исходном состоянии выглядит так: σ = 585,7ei0,508.(3). До практического использования формулы (3) рассмотрим геометрические и деформационные условия при знакопеременном упругопластическом изгибе этой полосы с реальной средней толщиной 2,91 мм на роликоправильной машине EcoMaster 25/21, представленные в табл. 7. В эту таблицу включены следующие изменяющиеся по мере прохождения полосы через машину величины: G — зазор между очередной парой роликов (мм); Rизг — радиус изгиба средней линии полосы (мм); εнар — относительная деформация наружного волокна полосы (%); δ — толщина центрального упругодеформируемого слоя полосы (мм); Δ = (hср – δ)/hср — относительная протяженность по толщине полосы зон пластической деформации. Последняя величина в табл. 7 требует отдельной расшифровки: eiэквΣ — суммарная эквивалентная интенсивность главных истинных деформаций при плоском напряженном состоянии, задаваемая соотношением e_i^эквΣ=∑_(k=1)^i▒〖0,5(e_i^нар)〗_k ∆_k, где eiнар — интенсивность главных истинных деформаций наружного волокна; j – номер последней операции изгиба, имеющей зоны пластической деформации в полосе, при которой выполняется неравенство δi hср, а уже на следующей операции изгиба δi > hср. В частности, из операций изгиба в табл. 7 номер этой операции j = 17, т.е. после 17-ой операции изгиба полоса будет испытывать только упругую деформацию [1]. Таблица 7. Геометрические и деформационные условия при знакопеременном упругопластическом изгибе отожженной медной полосы с номинальной толщиной 3 мм и средней толщиной hср = 2,91 мм. . Отметим, что приведен чисто формальный подход к анализу процесса упругопластического знакопеременного изгиба при правке полосы. В действительности динамика этого процесса гораздо сложнее. При проходе полосы между роликами, естественно, происходит циклическая деформация, в результате которой металл упрочняется, повышается его сопротивление деформации, т.е. с каждой операцией изгиба требуется увеличение изгибающего усилия. Кроме того, следует учитывать, что циклическую деформацию сопровождает эффект Баушингера, вызывающий разупрочнение металла [15]. Однако обычно большое число циклов деформации стабилизирует величину эффекта Баушингера, в этом случае его влияние может оказаться несущественным [16]. В конечном итоге всегда должна возникнуть ситуации, когда очередной изгиб не сможет преодолеть приобретенное металлом сопротивление пластической деформации и процесс упрочнения прекратится. Далее покажем, как для объективного решения возникшей проблемы использовать результаты испытаний полос на растяжение до и после операции изгиба и уравнение кривой течения металла до изгиба. Итак, для медной полосы с номинальной толщиной 3 мм получены уравнение (3) кривой течения и значения условного предела текучести в табл. 4 до (σ0,2 = 35 МПа) и после (σ0,2 = 156 МПа) обработки на роликоправильной машине. Аргументом уравнения кривой течения является еi – интенсивность главных истинных деформаций при линейном напряженном состоянии. Чтобы определить эту величину (еiрасч), обеспечивающую повышение условного предела текучести до 156 МПа, необходимо, вставив значение 156 в левую часть уравнения (3), решить полученное уравнение относительно еi . Соответствующие расчеты привели к следующему результату: еiрасч = 0,074. При оценке деформационного воздействия роликов в процессе правки используется величина eiэквΣ — суммарная эквивалентная интенсивность главных истинных деформаций (формула (4)). Тогда на основании свойств главных истинных деформаций [13] можно считать, что граничным признаком завершения фактического выполнения процесса упрочнения будет условное равенство еiрасч ≈ eiэквΣ. Нетрудно с использованием данных табл. 7 убедиться в том, что при еiрасч = 0,074 этому условному равенству соответствует 12-я операция изгиба (eiэквΣ = 0,0737), после которой металл будет испытывать только упругие деформации. В аналогичных расчетах для медных полос с номинальной толщиной 2 и 1 мм (без публикации таблиц, подобных табл. 7) получены следующие результаты: для толщины 2 мм уравнение кривой течения σ = 570,9ei0,496 (показатель линейной корреляции 0,9988), а условный предел текучести после изгиба равен 160 МПа. В результате получено значение еiрасч = 0,077 и определено, что требуемому равенству еiрасч ≈ еiэквΣ соответствует 17-я операция изгиба; для толщины 1 мм уравнение кривой течения σ = 521,3ei0,4258 (показатель линейной корреляции 0,9951), а условный предел текучести после изгиба равен 154 МПа. В результате получено значение еiрасч = 0,057 и определено, что требуемому равенству еiрас ≈ еiэквΣ соответствует 17-я операция изгиба. Из полученных данных вытекает, что с уменьшением толщины медных полос несколько снижается уровень достижения их эффективного упрочнения при обработке на прецизионной роликоправильной машине EcoMaster 25/21. В обобщенном виде полученные уравнения кривых течения представлены в табл. 8. Следует отметить характер изменения величин коэффициента упрочнения σ0 и показателя деформационного упрочнения n, а именно: для всех номинальных толщин эти показатели после операции изгиба уменьшаются. Однако степень уменьшения не одинакова. Соответственно для номинальных толщин медных полос 3, 2 и 1 мм она состовляет: для σ0 — в 1,86; 1,86; 1,57 раза, для n — в 4,41; 4,10; 2,96 раза. Выпадение данных для толщины 1 мм (уменьшение σ0 в 1,57 раз и n в 2,96 раза) скорее всего можно объяснить сравнительно высоким начальным значением условного предела текучести перед изгибом (52 МПа). Таблица 8. Уравнения кривых течения медных полос с номинальной толщиной 3, 2 и 1 мм после отжига и последующей операции однократного изгиба на роликоправильной машине. σ0 и n по мере увеличения числа операций изгиба. Так, σ0 уменьшается в 1,86; 1,86; 1,82; 1,83 раза, а n — в 4,21; 4,41; 5,18; 5,08 раза в соответствии с числом проходов 1, 2, 3 и 4. Здесь уместно отметить своеобразие степенной функции (2), заключающееся в том, что как показатель деформационного упрочнения n, так и интенсивность главных истинных деформаций ei (аргумент упомянутой функции) по величине строго меньше единицы. В этом случае графики зависимости ein от ei имеют вид, приведенный на фиг.2. С учетом этих графиков, а также на основе анализа условий обработки медных полос изгибами на роликоправильной машине и результатов их испытаний на растяжение можно придти к выводу, что для достижения предельного упрочнения достаточно трех операций, после которых показатель деформационного упрочнения кривых течения удовлетворяет условию n ≤ 0,1, а условный предел текучести достигает максимального значения. При рассмотрении результатов испытаний на растяжение медных полос (см. табл. 4 и 5) было выявлено, что значения временного сопротивления разрыву σв мало различаются, независимо от толщин полос и их состояния до или после обработки. Все девять значений σв прошли статистический анализ, в результате которого получены следующие характеристики распределения этого показателя: среднее значение 232,9 МПа; среднее квадратичное отклонение 4,5 МПа; размах вариации от 226 дл 239 МПа; коэффициент вариации 1,93%; границы интервала относительно среднего значения σв, в который с вероятностью 95% попадут возможные отклонения значений временного сопротивления разрыву, ±8,82 МПа. Такие близкие значения σв можно объяснить следующим образом. В процессе испытания растяжением образцов после достижения под нагрузкой условного предела текучести на стадии равномерной деформации в условиях линейного напряженного состояния происходит упрочнение металла, которое далее при достижении предельного значения нагрузки приводит к образованию шейки и переходу к деформации в условиях объемного напряженного состояния. Вся эта деформационно-нагрузочная система при испытании на растяжение работает по принципу самоуправления. Действительно, если полоса находится в исходном состоянии или после обработки, то характерезуется разными значениями условного предела текучести и, соответственно, у нее будут разные протяженности воздействия равномерной деформации, что видно в табл. 4 и 5. Наибольшая деформация при изгибе составляет ~2 %, и ее испытывают поверхностные волокна (см. табл. 7), а при растяжении на интервале равномерной деформации ее воздействие будет на порядок больше. В итоге временное сопротивление разрыву σв выравнивается и принимает мало изменяющееся значение. При проведении испытаний на растяжение образцов медных полос с номинальной толщиной 3, 2 и 1 мм после отжига и операции изгиба проводились измерения для расчета коэффициента пластической анизотропии R, характеризующего соотношение между пластическими свойствами в плоскости прокатки и по толщине образцов, относительная деформация которых равна величине конечного равномерного относительного удлинения [9]. Необходимые для расчета R измерения делались двумя способами – по меткам и по экстензометру, результаты которых оказались полностью идентичными и составляли: для номинальной толщины 3 мм — 0,66 до и 0,68 после изгиба; для номинальной толщины 2 мм — 0,63 до и 0,68 после изгиба; для толщины 1 мм — 0,66 до и 0,61 после изгиба. Следует отметить, что полосы вырезались из листов вдоль направления их прокатки, поэтому исходные листы и полосы испытывали совпадающее внешнее воздействие инструмента при плоской схеме деформированного состояния. Именно этим подтверждается факт малых различий величин R, определяемых на полосах до и после их изгиба. Выводы. 1. Статистическая обработка и анализ измерений толщины полос алюминиевых сплавов (номинальная толщина 2,8 мм) и технически чистой меди (номинальные толщины 3, 2 и 1 мм) до и после обработки на роликоправильной машине при рекомендованном минимальном входном зазоре показали, что средние значения толщины во всех случаях не изменяются, а разброс вариаций измерений сужается, что свидетельствует об уменьшении разнотолщинности полос и повышении их планшетности после знакопеременной упругопластической деформации. 2. Проанализирована динамическая картина поведения полос из технически чистой меди в процессе знакопеременной упругопластической деформации во время прохождения через роликоправильную машину при монотонном снижении интенсивности главных истинных деформаций, увеличении упругодеформирующейся центральной зоны полос и уменьшении величины их упрочнения. 3. На основании указанного анализа разработан алгоритм определения суммарной эквивалентной интенсивности главных истинных деформаций с использованием уравнений кривых течения в исходном состоянии обрабатываемых металлических материалов и результатов их испытаний на растяжение, обеспечивающий эффективность знакопеременной упругопластической деформации при правке. 4. Сохранение медными полосами после знакопеременного изгиба значений равномерного относительного удлинения не менее 18% свидетельствует о возможности их последующей обработки операциями листовой штамповки. 5. Показано, что прокатка листов и операции знакопеременного упругопластического изгиба на роликоправильной машине реализуются в условиях плоской схемы деформированного состояния, о чем свидетельствуют слабо различающиеся значения соответствующих коэффициентов пластической анизотропии

Об авторах

А. Е Шелест

ФГБУН Институт металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова (ИМЕТ) РАН

Email: shelest99@mail.ru
Москва, Россия

В. С Юсупов

ФГБУН Институт металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова (ИМЕТ) РАН

Email: shelest99@mail.ru
Москва, Россия

С. О Рогачев

ФГБУН Институт металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова (ИМЕТ) РАН; Национальный исследовательский технологический университет «МИСиС»

Email: shelest99@mail.ru
Москва, Россия

Д. В Тен

Национальный исследовательский технологический университет «МИСиС»

Email: rdkarelin@gmail.com
Москва, Россия

В. А Андреев

ФГБУН Институт металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова (ИМЕТ) РАН

Email: shelest99@mail.ru
Москва, Россия

Р. Д Карелин

ФГБУН Институт металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова (ИМЕТ) РАН; Национальный исследовательский технологический университет «МИСиС»

Email: rdkarelin@gmail.com
Москва, Россия

Список литературы

Дополнительные файлы