УДК 621.771:669.14.018.27 Галкин В.В., Пачурин В.Г., Пачурин Г.В., Дербенев А.А.

ЗАКОНОМЕРНОСТИ ИЗМЕНЕНИЯ СТРУКТУРНО-МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ МЕТАЛЛА В ИЗДЕЛИЯХ С КЛИНОВЫМ ПРОФИЛЕМ,

ПОЛУЧАЕМОГО ОПЕРАЦИЕЙ РАСКАТКИ Нижегородский государственный технический университет им Р.Е. Алексеева

В работе приведены закономерности изменения структурно-

механических характеристик металла изделия с клиновым продольным

профилем, полученным операцией раскатки и данные по строению ее очага

деформации. Результаты основаны на данных исследований горячей раскатки

полосовой заготовки на клин из стали 50ХГФА с наибольшей степенью

обжатия 40%.

Методика экспериментов включила в себя: замеры изгиба вертикальных

линий, нанесенных на боковую поверхность прокатываемой полосы (метод

Холленберга); структурно-механические испытания материала образцов,

изготовленных из выделенных зон прокатанной полосы, которые послойно

разрезались методом проволочной электроэрозионной обработки на пластины

толщиной ≈ 1,5 мм, а также математическое моделирование процесса

раскатки методом конечных элементов (МКЭ) с применением программного

комплекса DEFORM.

Состояние вопроса

Изделия с клиновой рабочей поверхностью, полученные методами

обработки давлением, имеют огромное применение в жизни человека. Из всего

их многообразия можно выделить две характерные группы. К первой относятся

изделия топорно-ножевой группы, ко второй – рессоры, имеющие переменный

продольный профиль [1]. Кроме того в некоторых случаях, при получении

полу продуктов прокатного производства: блюмов и слябов, форма получаемых

заготовок на промежуточных проходах на определенном виде оборудования,

также имеют переменный продольный профиль. В целом, их изготовление

производится двумя видами обработки давлением: протяжкой, как операцией

свободной ковки, и прокаткой по различным схемам. В первом случае

применяется ковка на молотах, во втором – формоизменение заготовки

производится на ковочных вальцах, прокатных и раскатных станах и

специализированном оборудовании. Все процессы относятся к процессам

периодического действия, так как осуществляется не сразу, а постепенно,

отдельными порциями. На ковочных вальцах изменение обжатия

осуществляется посредством применения инструмента некруглой формы в

рабочей его части. Соответственно изменяется форма полосы после обработки:

будучи клиновидной, она выходит из под инструмента либо толстым, либо

тонким концом вперед, как на примере оттяжки лезвия топора (рис.1). В

качестве примера изготовления рессорных листов с переменным

параболическим профилем по длине можно привести разработку и внедрение

стана прокатного ВНИИМЕТМАШ им.А.И.Целикова и АО "ЗИЛ" [2].

Рессорная полоса с одной плоской (нижней), а другой (верхней)

поверхностями, изготавливается на гладких валках, которые вращаются с

разными окружными скоростями и имеют возможность смещения друг

относительно друга. Прокатка выполняется за 3-4 прохода с поддержанием

температуры полосы 920…780С. При изготовлении полупродуктов прокатного

производства, кроме процесса продольной прокатки, также используются

раскатные станы моделей Краузе и Платцера [3]. При данном виде обработки,

заготовка неподвижно крепится на платформе которая подается под валок,

который ее обжимает сверху вниз с неравномерной степенью деформации по ее

продольной подачи. Можно отметить станы серии ХПЛ-650 конструкции ОАО

Институт ЦВЕТМЕТОБРАБОТКА, где обжатие осуществляется за счет

многократного качающегося движения валков.

С позиции теории обработки металлов давлением продольная прокатка в

настоящее время представляется как «регулярная осадка», с непрерывной

подачей металла под бойки.

а

б Рис.1. Раскатка с нарастанием обжатия: а - :схема на разных стадиях операции: 1 – начальная, 2 – промежуточная. 3 – конечная, б - математического моделирования операции оттяжки лезвия топора В качестве подающего механизма служит сам инструмент, выполненный в

виде валков, вращающихся с определенной скоростью. При контакте с

заготовкой проявляются силы взаимодействия (силы внешнего трения),

которые перемещают заготовку и обеспечивают ее деформацию. Первые

исследования о неравномерности деформации в заготовках относятся к

визуальным наблюдениям в операциях свободной ковки и прокатки [4]. В

операциях осадки на боковой поверхности проковываемой заготовки

наблюдались явления в виде пересекающихся под углом полос, имеющих

повышенную температуру примерно на 2000С по сравнению с деформируемым

материалом, и обозначенных термином «кузнечный крест». В научной

литературе впервые это понятие впервые ввел Ф.Кик. Бласс, один из

основоположников теории прокатки, используя результаты Ф.Кика, создал

теорию конусов скольжения. Согласно этой теории при ковке и прокатке

металл имеет неравномерную деформацию, состоящую из двух характерных

зон. Первая представляет упругодеформированный объем металла, имеющий

при осадке цилиндрических образцов форму конусов, а при прокатке – форму

усеченных пирамид, основанием которых является поверхность контакта

заготовки с инструментом. Между внедряющимися в тело упругими объемами

располагается зона металла, которая деформируется, как очень вязкая

жидкость, что определило понятие своеобразного «ожижения». В дальнейшем

теория конусов скольжения развивалась как гидродинамическая теория

прокатки, согласно которой металл деформируется как очень вязкая жидкость.

Это доказывалось тем фактом, что неравномерность деформации металла

обусловливается неравномерностью скоростей течения зон очага деформации,

что свойственно жидкости. В качестве доказательств о неравномерности

деформации при прокатке приводились данные: "попятное" (обратное

движению валков) перемещение металла, накат – местное увеличение толщины

полосы перед ее контактом с валками. Среди работ, посвященных изучению

неравномерности течения металла при прокатке, следует отметить:

- наблюдения Холленберга над изгибом вертикальных линий нанесенных на

боковую поверхность прокатываемой полосы;

- исследование горячей плоской прокатки Н.Метца с помощью замера

деформации штифтов и винтов, помещенных в полосу;

- исследование Экелунда с помощью координатной сетки, нанесенной на

боковую и контактную поверхности прокатываемой полосы;

Таким образом, анализ существующих работ по изучению операций

осадки и прокатки, позволил отметить следующее мнение:

- в процессе формоизменения металла в процессах свободной ковки и прокатки

существует неравномерность его деформации, влияющая как на

технологические параметры процесса, так и качество получаемых изделий;

- неравномерность деформации металла заготовки в технологическом процессе

определяется наличием зон трудно и пластично деформируемого металла,

имеющих сложную изменяющуюся форму в процессе технологической

операции, и определяющих строение действительного очага деформации.

Имеется несколько объяснений неравномерного распределения обжатия

по высоте полосы при прокатке. Одной из главных причин является действие

сил трения, как и в случае осадки заготовки. Эти силы затрудняют

перемещение деформируемого металла относительно поверхности валков

(бойков) в продольном и поперечном направлениях, их влияние ослабевает по

мере удаления от контактной поверхности. Вследствие подпирающего действия

сил трения в очаге деформации образуются зоны затрудненной деформации

(рис. 2). Деформация в этих зонах меньше, чем в других точках объема полосы.

Рис. 2. Зоны затрудненной деформации (штриховка) при продольной прокатке полосы

Распределение деформаций по высоте полосы сильно зависит от

геометрических факторов — от коэффициентов формы l/h и отношения

ширины полосы к ее толщине b//h. Чем толще прокатываемая полоса (по

отношению к длине дуги контакта), тем ярче выражена неравномерность

деформации. При очень малых значениях фактора формы l/h (0,1 - 0,2 и менее)

пластическая деформация не проникает в срединные слои металла. Влияние

параметра b/h на распределение деформаций объясняется тем, что от его

значения зависит интенсивность поперечно течения металла. Чем меньше

отношение b/h, иначе говоря, уже прокатываемая полоса, тем легче

перемещается металл поперечном направлении (на уширение). Одновременно,

на распределение деформаций влияют внешние части полосы, находящиеся за

пределами геометрического очага деформации, и которые принудительно

выравнивают вытяжку всех слоев полосы.

Другим объяснением неравномерности деформированного состояния

металла при прокатке может служить положения (правило) С.И.Губкина по

определению геометрии действительного очага деформации [5]. Очагом

деформации принято считать часть объема деформируемой заготовки (в

некоторых случаях: при осадке, свертке, и других операциях, весь объем

полностью), в котором развивается процесс формоизменения, в результате чего

получается деталь или заготовка необходимой формы. Различают

геометрические и действительные границы очага деформации. По первому

мнению очаг деформации определяется зоной действия инструмента, исходя из

представлений плоских сечений, следствием чего является утверждение о том,

что вне его контакта деформация не распространяется. Определение реального

очага деформации с учетом ее локализации был развит С.И.Губкиным. Им был

предложен способ нахождения формы локально-деформированного объема [4],

сущность которого заключается в том, что предполагается связь всего объема и

направлений распространения локализации тангенциальных деформаций с

действием максимальных тангенциальных напряжений, последние

определяются, как известно, формой и величиной контактной поверхности

инструмента, находящегося в активном движении. После нахождения

контактной поверхности под углом 45 строятся системы ортогональных кривых

в точках периметра, которые и определяют направление распространения и

базовую форму конуса скольжения.

Впервые положения теории очага деформации при прокатке были

высказаны И.М. Павловым. Они сводились к следующему: очаг деформации

состоит из двух зон отставания и опережения, скорости течения металла в

вертикальных сечениях остаются постоянными, коэффициент трения на

контактной поверхности в очаге деформации имеет постоянное значение. В

дальнейшем теория очага деформации была развита А.И.Целиковым, который

отказался от гипотезы плоских сечений, согласно которой по вертикальным

сечениям не наблюдается разница скоростей течения и в зоне прилипания

контактные силы трения не описываются законом сухого трения. Согласно

модели А.И.Целикова очаг деформации состоит из зоны прилипания,

занимающей центральное положение, зоны отставания со стороны входа метала

в валки, с примыкающей к ней зоны затухания. Со стороны плоскостей осей

валков расположена зона опережения со второй зоной затухания, где

происходит выравнивание скоростей течения после выхода полосы из валков.

Со стороны боковых поверхностей слитка примыкают две зоны уширения, в

которых наблюдается поперечное истечение деформируемого металла. В

развитие теории очага деформации А.А.Пресняков [4] выдвинул положение о

роли зон в управлении процесса формоизменения, где им сформулировано

представление о первичности прилипания, существования конусов скольжения

внутри очага и проявления активной роли ядра деформации – части объема

очага, где осадка генерирует основные силы, обеспечивающие процесс

прокатки. Действительные размеры очага были оценены в работах Н.Метца и

А.И.Колпашникова.

Согласно выше изложенных исследований, в настоящее время процесс

прокатки представляется как комбинацию осадки металла в ядре деформации и

связанного с ней истечение металла из этой области. При этом, действительный

очаг деформации состоит из зон, имеющих первичность и вторичность в

управлении процессом формоизменения. Кроме того, с точки зрения теории

ОМД, очаг деформации следует рассматривать как область металла, где

происходят сложнейшие явления, где развиваются превращения

металлического вещества, определяющие процесс деформирования в целом:

температурный режим, величины распределения сил и показателей

деформированного состояния.

Схема раскатки отличается от схемы продольной прокатки, где заготовка

захватывается и перемещается двумя валками за счет трения, и которые

являются подающим устройством. В ее отличии при раскатке заготовка

неподвижно зафиксируется на плите, которая подается механизмом стана под

валок или валки, совершающим ее обжатие вертикальным перемещением. или,

как в случае вальцовки, обжатие заготовки достигается за счет формоизменения

заготовки между качающихся валками, которые при деформировании при

обжатии, одновременно перемещают (выталкивают) исходно установленную

заготовку.

Строение очага деформации при осадке и продольной прокатке подробно

изучены в работах С.И.Губкина, И.М.Павлова, А.И.Целикова, Я.М.Охрименко

и А.А.Преснякова. В силу того, что исследованию очага деформации раскатки

полосы на клин на плите посвящено не очень много работ и нет подробного его

анализа, очевидна актуальность проблемы его исследования и его влияния на

структурно-механические характеристики металла раскатанных заготовок в

зависимости от величины обжатия. При этом можно согласиться с мнением

А.А.Преснякова [4], что «современные методы аналитического описания очага

деформации в процессах обработки давлением, построенные на уравнениях

равновесия элементарного объема в очаге деформации и уравнений

пластичности, являются неполными, так как не учитывают локализации

пластической деформации, обуславливающей развитие основных эффектов в

очаге. Наиболее эффективную оценку строения очага деформации могут дать

эмпирические и полуэмпирические формулы, выведенные для относительно

узких границ условий конкретных процессов на основе физических

экспериментов».

Исходя из выше изложенного можно сделать следующие выводы:

- изделия, полученные продольной прокаткой, характеризуются

неравномерностью структурно-механических характеристик металла в своем

объеме, которая обусловлена его неоднородным деформированным

состоянием;

- для раскатки, как разновидности прокатки при изготовлении изделий с

продольным клиновым профилем, с целью определения структурно-

механических характеристик металла в их объеме, необходимы исследования,

основанные на физических экспериментах, объяснение которых следует

проводить исходя из положений теории очага деформации, основанного на

локализации пластической деформации.

Методика исследований

Исследования проводились на основе анализа технологического процесса

изготовления рессорного листа из стали 50ХГФА с продольным клиновым

профилем, полученного операцией раскатки [6], которая по своей сути

соответствует технологическому испытанию, которое определяет зависимость

структурно-механических характеристик металла от степени обжатия при

раскатке.

Технология изготовления рессорного листа включает индукционный

нагрев штучной заготовки их полосового горячекатаного проката

прямоугольного сечения и формообразующие операции: пробивку

центрального отверстия, прокатку на клин обоих концов заготовки не

приводными валками (скорость прокатки 200 мм/сек) за один проход (рис.3 а) и

завивку ушков. Время цикла составляет 17-19 секунд.

а

б послойные заготовки 2-й зоны послойные заготовки 3-й зоны

в г Рис. 3. Раскатка на клин по плите полосовой заготовки: а – схема раскатки и расположение зон изготовления образцов со степенями обжатия: 1 - ε ≈ 4%; 2 - ε ≈ 23%; 3 – ε ≈ 40%; б –

схема резки образцов на пластины; в – фотографии пластин, разрезанных методом электроэрозионной обработки; г – раскрой разрезанной пластины на образцы

Далее лист подогревается, гнется и проходит термообработку (закалка в

масле и отпуск) с последующим дробеструйным упрочнением поверхности.

Контроль температуры полосы в процессе раскатки осуществлялся с помощью

инфракрасного пирометра ″Микрон MSOP″ (США). Результаты замеров

показали, что падение температуры не произошло, и прокатка выполнялась при

постоянной температуре 1200С ± 50С.

Для оценки структурно-механических характеристик по длине

прокатанной заготовки и термически обработанного рессорного листа были

выбраны три зоны, отличающиеся степенью деформации: малых ε ≤ 4%;

средних ε ≤ 23% и больших ε ≈ 40%. В их соответствии вырезались

поперечные и продольные заготовки для механических, усталостных

испытаний и структурных исследований (рис.3 б,в,г). Продольные заготовки

длиной ~ 100 мм послойно разрезались методом проволочной

электроэрозионной обработки на пластины толщиной ≈ 2 мм (рис.1 в). Из

каждой пластины изготавливались по два срединных и два краевых образца.

Один срединный и один краевой образец испытывались на одноосное

растяжение согласно ГОСТ 1497-84 на универсальной машине УМЭ – 10ТМ со

скоростью деформации 5 мм/мин при комнатной температуре. Два других

плоских образца (ГОСТ 25.502-73) испытывались на усталостную

долговечность методом консольного изгиба при симметричном цикле с

частотой 1500 цикл/мин при комнатной температуре. Из поперечных заготовок

изготавливались образцы на ударную вязкость с U-образным надрезом согласно

ГОСТ 9454 и определения твердости металла по методу Роквелла согласно

ГОСТ 9015. Замеры твердости проводились по трем уровням толщины: по

средине и в двух слоях, отстоящих от поверхностей на 2 мм. По ширине

полосы, величиной 75 мм, проводилось пять наколов с интервалом 15 мм и

боковыми полями 7,5 мм.

Металлографический анализ проводился на микроскопе ″Epitup″ и

включил определение величины зерна при увеличении × 300. Для исследования

изменения тонкой структуры (субструктуры) прокатанного металла применялся

метод рентгеноструктурного анализа. Определялись размеры блоков мозаики

(области когерентного рассеивания) и величина микронапряжений на

дифрактометре ДРОН-2.

Для оценки деформированного состояния металла раскатанной полосы

были применены метод линий Холленберга, основанный на измерении изгиба

вертикальных линий, нанесенных на боковую поверхность прокатываемой

полосы, а также метод математического моделирования, основанный на методе

конечных элементов. Дополнительно, для оценки строения действительного

очага деформации использовался микроструктурный метод по исследованию

металла по месту контакта валка с раскатываемой заготовкой,

зафиксированного в момент остановки процесса.

Результаты и их обсуждение

Средние значения механических характеристик стали 50ХГФА по

исследуемым сечениям раскатанной заготовки после раскатки и термической

обработки представлены на рис. 4,5 [7].

0 1 0 2 0 3 0 4 0 с т е п е н ь д е ф о р м а ц и и e , %

0

1 0

2 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

1 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

0

2 0

1 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

0

2 0

1 6 0 0

1 3 0 0

1 5 0 0

1 4 0 0

1 7 0 0

0

1 1 0 0

1 2 0 0

H R C d , y % K C U s В , s 0 , 2 ,

М П а

3

2

4 1

6 8

5 7

Рис. 4. Зависимости механических характеристик стали 50ХГФА от степени обжатия после горячей раскатки: 1 – ударная вязкость, КСU; 2 – твердость поверхности прокатки, HRC; 3 – твёрдость среднего слоя, HRC; 4 – твёрдость поверхности прилегания, HRC; 5 – предел прочности, вσ ; 6 – предел текучести, 2,0σ ; 7 – относительное сужение, ψ ; 8 – относительное удлинение, δ .

0 1 0 2 0 3 0 4 0 с т е п е н ь д е ф о р м а ц и и e , %

0

1 0

2 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

1 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

0

2 0

1 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

0

2 0

1 6 0 0

1 3 0 0

1 5 0 0

1 4 0 0

1 7 0 0

0

1 1 0 0

1 2 0 0

H R C d , y % K C U s В , s 0 , 2 ,

М П а

8

7

4

3 2

6 1

5

Рис. 5. Зависимости механических характеристик стали 50ХГФА от степени обжатия после горячей раскатки и термообработки: 1 – ударная вязкость, КСU; 2 – твердость поверхности прокатки, HRC; 3 – твёрдость среднего слоя, HRC; 4 – твёрдость поверхности прилегания, HRC; 5 – предел прочности, вσ ; 6 – предел текучести, 2,0σ ; 7 – относительное сужение, ψ ; 8 – относительное удлинение, δ . По результатам оценки полученных зависимостей можно сделать

следующие выводы. Зависимости изменения прочностных характеристик и

показателей пластичности металла от степени деформации в горячекатаном и

термически обработанном состоянии в зависимости от степени деформации

имеют одинаковый характер. При этом в термически обработанной заготовке

имеет место следующие отличия:

- повышение прочностных характеристик: твердости HRC в 1,5 раза, пределов

прочности вσ и текучести 2,0σ в 1,5 ÷2 раза;

- снижение показателей пластичности: относительного удлинения δ и

относительного сужения ψ в 2,5 раза, ударной вязкости КСU в 1,25 раза.

Полученные результаты подтвердили данные, полученные в ранних

исследованиях [8]. В дополнении к полученным результатам, для определения

неравномерности деформированного состояния в объеме выделенных зон, по

результатам механических испытаний горячекатаной заготовки, были

построены кривые упрочнения (рис.6,7), проведены замеры твердости металла

по толщине ее поперечного сечения (рис.8), характеристики которых

приведены в табл.3 [10].

а б Рис. 6. Кривые деформационного упрочнения стали 50ХГФА по толщине заготовки, прокатанной со степенью обжатия ε ≈ 23%: а – образцы по краю полосы; б – образцы по середине полосы

а б Рис. 7. Кривые деформационного упрочнения стали 50ХГФА по толщине заготовки, прокатанной со степенью обжатия ε ≈ 40%: а – образцы по краю полосы; б – образцы по середине полосы

3 5 3 5 3 6 3 9 3 8 3 4 3 6 2 2 3 8 3 7 3 4 2 7 3 3 3 5 3 3

3 7

3 8

3 1 3 8 3 5

3 5 3 5 3 1

3 3

3 5 3 6 3 5 3 6 3 5 3 6

3 6 3 7 3 4

3 6 3 6 3 6 3 6 3 3 3 6 3 6 3 4 3 4 3 4

3 3 3 3

3 5 3 6 3 6 3 6 3 5

3 7 3 4 3 3 3 7 3 3

3 6 3 6 3 5 3 9 3 6

3 7 3 4 3 6 3 4 3 4 3 7 3 8 3 7 3 8 3 5

3 5 3 6 3 4 3 9 3 5

2

9

2

1 3 6 ,

5

2

2

2

2

6

4

1 0

8

5

4

п

о

в

е

р

х

н

о

с

т

ь

,

к

о

н

т

а

к

-

т

и

р

у

е

м

а

я

с

р

о

л

и

к

о

м

а )

б )

в )

Рис.8. Замеры твердости (HRC) в поперечных сечениях раскатанной заготовки со степенями обжатия: а – 5%; б – 23%; в – 40%

Табл.3 Степень обжатия полосы по толщине ε ≈ 23% (2-я зона, рис.1)

Образцы по краю

полосы

HRC Tσ МПа Образцы по середине полосы

HRC Tσ МПа

1 30,4+31,5 - 1 - 581 2 30,5+31,2 639 2 - 677 3 34,5+31,5 703 3 30,7+28,7 622 4 - 745 4 - 719 5 - 542 5 - -

Продолжение табл.3

Степень обжатия полосы по толщине ε ≈ 40% (3-я зона, рис.1) Образцы по

краю полосы

HRC Tσ МПа Образцы по середине полосы

HRC Tσ МПа

1 28,5+28 647 1 30,3+25,2 674 2 - 564 2 23,4+28,7 581 3 28,8+29,5 416 3 - 646 4 - 434 4 23.2+28,4 635

нумерация образцов ведется с поверхности раскатки Полученные результаты дополняются данными по геометрии боковой

поверхности раскатанной заготовки, в частности ее бочкообразности, в

зависимости от степени обжатия (рис.9).

а б в

Рис. 9. Геометрия поперечных сечений раскатанной полосы при степенях обжатия: а – 4%, б – 23%, в – 40% (цифрами обозначены значения предела текучести

соответствующего слоя металла, МПа) При малых степенях обжатия ε ≈ 4% наибольшее уширение соответствует

слоям полосы со стороны раскатки (рис.9 а). При последующем увеличении

степени обжатия наибольшее уширение переходит к слоям полосы со стороны

неподвижной плите прокатного стана (рис. 9 б, в).

Результаты испытаний на усталость (рис.10) в целом качественно

подтвердили данные деформированного состояния по механическим

характеристикам. Слои металла, имеющие большую интенсивность

рекристаллизационных процессов, и как следствие, лучшую залечиваемость

647

674

581 646

635

434

416

564

639

677

719

622

722

542

745

703

531

581

поверхность раскатки

дефектов структуры, получаемых при деформации, имели большую

эксплуатационную долговечность.

Рис.10. Зависимость усталостной выносливости образцов, раскатанных со степенью обжатия:

1 - 23%, 2 – 40% Анализ полученных результатов по оценке деформированного состояния

металла после раскатки позволяет сделать следующий вывод: в зависимости от

степени деформации, изменяются механические характеристики материала по

толщине и длине прокатываемой заготовки:

- при степенях обжатия до 23% меньшее упрочнение имеют слои металла,

прокатываемые валком, об этом свидетельствуют меньшие значения твердости

и предела текучести материала, при этом разница находится в пределах 10-15%

(табл.3);

- при степенях обжатия от 23% до 40% меньшее упрочнение соответствует

слоям заготовки, которые прилегают к неподвижному основанию прокатного

стана;

- с увеличением степени деформации по длине прокатанной заготовки

упрочнение в целом увеличилось.

Полученные результаты объясняются следующими положениями: если

при холодной обработке наблюдается повышение прочностных характеристик

металла по мере увеличения степени деформации в силу его наклепа, то при

горячей обработке процессы упрочнения и разупрочнения происходят

одновременно. При этом процесс рекристаллизации, определяющий

разупрочнение при конкретной температуре в первую очередь зависит от

степени деформации. Тем самым, чем быстрее протекает рекристаллизация, а

она определяется повышением показателей пластичности и уменьшением

прочностных характеристик, тем большая степень деформации

рассматриваемого объема металла предшествовала рассматриваемому моменту

времени.

Показателей механических свойств металла по длине горячекатаного листа

сопоставимы со сформированной структурой. По всей длине листа она состоит

из сорбита и феррита. В результатам металлографического анализа обнаружена

разнозернистость (рис.11).

Рис 11. Микроструктура стали 50ХГА после горячей раскатки со степенями обжатиях в %: а – 0, б – 4, в – 24, г - 40 Балл зерна изменялся в диапазоне номеров 5 ÷ 11 согласно ГОСТ 5639.

Наибольшая величина зерна: номер 10÷11 – соответствует интервалу степеней

деформации от 4% до 10% или расстоянию в интервале ~ 100 мм от начала

раскатки полосы (табл.4). Табл. 4

Расстояние от середины полосы (мм)

0

60

120

180

240

300

360

420

480

540

600

Величина зерна 10-11 5-6 6 -7 Зона раскатки начинается с расстояния 95 мм от середины полосы Рост зерна при малых деформациях имеет объективное объяснение, так как

соответствует интервалу критических степеней деформации, величина которых

обычно соответствует 8÷10% [8]. В дальнейшем, как при данных

исследованиях, при увеличении степени деформации размер зерна уменьшается

и немного увеличивается при больших степенях ~ 40%..

В силу того, что после термообработки в стали 50ХГФА разнозернистость

структуры практически исчезла, была проведена оценка влияния

неравномерности деформации на формирование субструктуры при

термообработке, которая существенно влияет, в частности, на характеристику

циклической прочности. Для этого исследовалось изменения тонкой структуры

прокатанного металла с помощью метода рентгеноструктурного анализа.

Определялись размеры блоков мозаики и величина микронапряжений.

Качественный анализ рентгенограмм показал, что сталь 50ХГФА, в

зависимости от вида обработки, содержит следующие фазы: после горячей

прокатки феррит, карбиды в виде цементита и легированного цементита; после

закалки и последующего отпуска, кроме выше перечисленных фаз, происходит

выделение карбида ванадия. По результатам исследования построены

гистограммы, приведенные на рис. 12.

а

0

0,2

0,4

0,6

0 40

Степень деформации, % б

0,240,260,280,3

0,320,34

г/д т/о

Исходное состояние

Рис.12. Размер блока мозаики (D, мкм) стали 50ХГФА: а – термически обработанное состояние при степенях деформации: 0% и 40%, б – недеформированное после нагрева (Г/Д) и термической обработки (Т/О) Из них следует, что после термообработки, изменения тонкой структуры,

полученные при прокатке материала, не исчезли. Это выражается в увеличении

размеров блоков мозаики и уровня микронапряжений с увеличением степени

деформации. По результатам работы Д.С.Казарковского и др. [8], полученные

данные могут свидетельствовать о снижении предела выносливости металла

термически обработанного рессорного листа.

Анализ деформированного состояния металла в объеме раскатанной

заготовки выполненный по методу линий Холленберга (рис.13) показал его

неоднородность и определенную закономерность изменения: с начала прокатки

и до степени обжатия ε ≈ 20% наибольшую интенсивность деформации по

удлинению имеют слои контактируемые с инструментом – валком, далее она

смещается на слои, контактируемые с неподвижной плитой прокатного стана

(табл.5) [8]. h

0

= 1 3

h

с р D L L

1 0 * ш а г м у ж д у р и с к а м и д о п р о к а т к и

Н а ч а л о р а с к а т к и

A B

З

7 0

l

Рис.13. Схема нанесения рисок на боковую поверхность полосы и замеров их отклонения от вертикального положения: l (АВ) – длина контакта валка с полосой, срh - текущая толщина

раскатываемой полосы, ∆L – отклонение риски от вертикального положения Табл.5

Участок полосы от начала раскатки, мм

Длина раскатанного участка L, мм

срh %100

0

0×

−=

hсрhh

ε срhl ∆L

0…100 101 12,7 0…2.,3 0…0,31 ~ 0 100…200 108 12,5 2,3…3,8 0,31…0.48 ~ 0 200…300 118 11,5 3,8…11,5 0.48…1.35. 3,5 300…400 134 8,0 11,5…38,4 1,35…2,28 2,0

l (АВ) – длина контакта валка с полосой, срh - текущая толщина раскатываемой полосы, ∆L –

отклонение риски от вертикального положения В целом структурно-механические исследования выявили

неравномерность деформированного состояния прокатанной заготовки по

толщине, и в частности положения зоны наибольшей интенсивности в

зависимости от степени обжатия. С учетом того обстоятельства, что в условиях

горячей деформации повышение степени деформации способствует развитию

рекристаллизационных процессов и снижению получаемого упрочнения

(наклепа), можно выполнить оценку деформированного состояния по его

толщине. Зона ее наибольшей интенсивности меняет свое положение в

зависимости от степени обжатия: с ее увеличением до 20% она смещается от

прокатываемой поверхности к поверхности, которая прилегает к неподвижному

основанию прокатного стана. При дальнейшем увеличении она вновь начинает

смещаться к прокатываемой поверхности.

Полученные результаты позволяют уточнить строение очага деформации,

которое определялось согласно математическому моделированию и оценки

исследования металла по месту контакта валка с раскатываемой заготовкой,

зафиксированного в момент остановки процесса.

Математическое моделирование, в виде картин напряженно-

деформированного состояния достаточно полно характеризует изменение

геометрии и размеров зоны локализации деформации (ядра деформации) в

зависимости от степени обжатия (рис. 14, 15) [9].

1 2

3 Рис. 14. Картина распределений эквивалентных напряжений при степенях обжатия:

1 – 4%, 2 – 23%, 3 – 40%.

1 2

3 Рис. 15. Картина распределения эквивалентных деформаций при степенях обжатия:

1 – 4%, 2 – 23%, 3 – 40%. При малых обжатиях до 4% зона локализации представляет собой

сомкнутый вершинами односторонний конус со стороны активного

инструмента - валка. При степени обжатия 23% зона локализации также

представляет односторонний конус, только его вершина соответствует

поверхности заготовки, контактируемой с неподвижной плитой. В дальнейшем

геометрия зоны локализации в виде конуса начинает размываться и принимает

сложную форму.

С другой стороны, строение действительного очага деформации в первую

очередь определяется структурно-механических характеристиками металла в

зоне контакта инструмента с заготовкой. Для ее получения была произведена

остановка прокатки и структурно-механические характеристики металла

заготовки в указанной зоне приведены на рис.14, 15.

Оценка строения очага деформации по результатам измерения твердости

(второе направление) позволило (рис.16) выделить зоны с различным ее

значением:

- максимальная твердость (значение 34…36 HRc), что соответствует

направлению, исходящего из начала периметра контакта валка с полосой под

углом в 45 касательной;

- средняя твердость (значение 26…30 HRc), что соответствует направлению,

исходящего из начала периметра контакта валка с полосой под углом в 45, и

располагается по всей толщине прокатываемой полосы;

- минимальная твердость (значение 22…24 HRc), которая располагается

непосредственно под валком в конце прокатки ниже уровня прокатываемой

полосы.

а

б

Рис. 16. Оценка строения действительного очага деформации по месту контакта инструмента-валка с раскатываемой полосой при степени обжатия ≈ 40%, зафиксированного в момент остановки процесса: а - фотография вырезанной части полосы; б - продольное срединное сечение полосы со значениями замеренной твердости по Роквеллу (HRc)

В соответствии с характерными зонами, выделенными по значению

твердости, проведен анализ их микроструктуры (рис.17).

а б

Рис.17. Микроструктура прокатанной полосы стали 50ХГФА (×270): а - зона с зернами феррита, имеющих равноосную форму; б – зона с вытянутыми зернами феррита Микроструктура прокатанной полосы стали 50ХГФА состоит из перлитных

колоний и феррита и отличается неравномерностью, которая проявилась в

размерах ферритной составляющей, имеющей практически по всему очагу

деформации равноосную форму (рис.17 а). Только для характерного участка с

максимальной твердостью 34…36 HRc выявлены вытянутые зерна феррита

(рис.17 б), что может свидетельствовать об отсутствии в данной области

рекристаллизации.

В целом, оценка очага деформации, выполненная согласно значении

твердости и анализа микроструктуры, свидетельствуют о неравномерной

рекристаллизации по его объему, что очевидно, определяется различной

интенсивностью деформации. Дополнительно, о разной степени

предшествующей деформации, может также свидетельствовать различие в

травимости зерен феррита при изготовлении шлифа микроструктуры.

С целью уточнения строения очага деформации и определения положения

его зон при разных степенях обжатия рассмотрим полученные результаты

согласно модели С.И.Губкина [10-12]. Схема направления главных

тангенциальных напряжений и траекторий смещаемых объемов при раскатке на

клин заготовки на плите для двух положений валка приведена на рис.18.

На рис.19 для двух положений валка при степени обжатия 40%, показаны

направления главных тангенциальных напряжений и траекторий смещаемых

объемов.

Р о л и к

З а г о т о в к а

1 2

Н а п р а в л е н и е г л а в н ы х т а н г е н ц и а л ь н ы х н а п р я ж е н и й

А

В В ’

В ’ ”

Рис.18. Схема направления главных тангенциальных напряжений и траекторий смещаемых объемов при раскатке на клин заготовки на плите для двух положений валка: 1 – начальное;

2 - конечное

Рис.19. Схема к расчету положения зоны интенсивной деформации согласно модели С.И.Губкина

В первом положении цилиндрическая поверхность валка контактирует с

заготовкой по длине окружности ∪ А В, во втором - ∪ А′ В′ . Интервалу между

двумя положениями валка соответствует смещение объема материала из

положения АВ В′ в положение А′ В′ В ′′ , форма которого определена на основе

равенства смещаемых объемов и траекторий перемещения его точек.

Согласно модели С.И.Губкина деформация материала происходит по

месту пересечения направлений смещения металла и максимальных

тангенциальных напряжений, исходящих под углом 45 из точек границ

периметра контакта валка с полосой. При этом можно выделить три

характерные зоны смещаемого объема: первая соответствует контакту ролика с

полосой по дуге ∪ АС , вторая – по дуге ∪ CD , третья – по дуге ∪ DB .

Слои металла, смещаемые объемом первой зоны, пересекают

направления главных сдвигающих напряжений, выходящих из точки,

соответствующей началу контакта валка с заготовкой, при этом металл

деформируется в границах смещаемого объема. При больших значениях

смещаемого объема это может вызвать так называемый накат – волну металла

перед валком. В силу того что деформированный металл находится на линии

раскатки, он попадает частично под второе деформирование, которое

определяется смещением объема металла третей зоны.

Смещаемый объем, соответствующий третьей зоне, смещает ниже

лежащие слои и деформация в объеме прокатываемой полосы происходит по

месту их пересечения с направлением главных сдвигающих напряжений,

выходящих из точки, соответствующей концу контакта валка с полосой.

Объем, соответствующий второй зоне, имеет свои особенности,

заключающиеся в том, что не все смещаемые им слои металла, имеют

пересечение с обозначенными выше главными тангенциальными

напряжениями. Это приводит к тому, что металл при раскатке все в большой

степени выдавливается в ширину из центральной области полосы, прилегаемой

к неподвижной плите стана. При этом боковая поверхность прокатанной

полосы теряет бочкообразность, ее углы все больше заполняются и степень

деформации в них наибольшая по сечению. Данная ситуация характерна для

конкретного соотношения толщины полосы и диаметра валка, в частности для

значения ≈ 0,25 и степени обжатия толщины полосы более 23%. При анализе

значений твердости, полученных в области направлений главных

тангенциальных напряжений, можно отметить их наименьшее значение. Это

может свидетельствовать, что локализация деформации именно соответствует

этой зоне и подтверждает модель очага деформации по С.И.Губкину.

Расчеты, выполненные согласно выше приведенным выражениям для

степени обжатия 23%, которой соответствует величина абсолютного обжатия

h∆ = 3 мм, подтверждают выше изложенное положение: пересечение

направлений главных тангенциальных напряжений находится на поверхности

полосы, прилегаемой к неподвижной плите прокатного стана.

Ситуация, при которой смещаемый объем в продольном направлении

имеет характерные три зоны, в целом соответствует любых степеней обжатия.

Однако для степеней обжатия до 23% имеется отличие. Оно заключается в том,

что положение зоны интенсивной деформации (ядра деформации) АС недh ,

определяемое пересечением направлений главных тангенциальных

напряжений АС и ВС (рис. 19), находится в объеме прокатываемой полосы и

относительно поверхности полосы, прилегаемой к неподвижной плите стана,

определяется выражением

недh = 0h - h∆ - AN = 0h - прL φSin - θ)θ1( SinCosR +− φ)45( 0 −Cos ,

где: 0h - толщина исходной полосы, 0h = 13 мм; h∆ - величина абсолютного

обжатия по толщине, h∆ = прL ϕSin ; θ - угол захвата, φ - угол наклонной

раскатки, R - радиус валка.

AN - величина проекции тангенциальной направляющей АС на вертикальную

ось

AN = )45( 0 φ−⋅CosAC = )1( SinCosR −− θ )45( 0 φ−Cos ,

где: АС = AD + DC = ( θRCosR − ) + θRSin = θ)θ1( SinCosR +− .

При этом угол захвата θ через величину абсолютного обжатия h∆ и

радиус валка R определяется выражением

θ = φ +,R

htgRarcCos ϕ)Cosφ( ∆−

где, согласно рис. 19: OF = R - AF = φпрtgLR − R ; OE = OF φCos =

( φпрtgLR − ) φCos ; )θ( ϕ−Cos = ОВОЕ =

RφOFCos =

Rφ)( CosAFR − =

Rφ)Cosφ( htgR ∆− .

Таким образом, проведенные исследования могут являться основой для

дальнейших исследований с целью оценки эксплуатационной долговечности

изделий, полученных методами пластической деформации.

Выводы

1. Определены и обоснованы новых закономерности изменения структурно-

механических характеристик металла изделий с клиновым профилем.

Установлено повышение прочностных характеристик и снижение

показателей пластичности металла по длине по мере увеличения степени

обжатия, при этом в поперечных сечения они имеют различные значения, что

определяется изменением положения зоны наибольшей интенсивности

деформации, которая по мере раскатки смещается с прокатываемых слоев

заготовки к противоположным, а далее охватывает всю толщину полосы.

Упрочнение, полученное в процессе горячей прокатки, после

окончательной термообработки частично сохраняется, о чем

свидетельствует зависимости повышения прочностных характеристик и

снижения показателей пластичности металла, при этом их характер подобен

зависимостям после прокатки.

2. Результаты исследований являются развитием теории очага деформации

применительно к операции раскатки, которое, на основании физических

исследований и математического моделирования выразилось в установлении

закономерностей хода пластической деформации и изменения структурно-

механических характеристик металла изделия.

Процесс раскатки на клин полосы прямоугольного сечения на плите

представляется как комбинация осадки металла в зоне интенсивной

деформации и связанного с ней истечение металла из этой области в

продольном и поперечном направлениях.

Действительный очаг деформации в процессе раскатки полосы на клин

имеет сложную изменяющуюся геометрию в силу изменения положения и

формы зоны локализации деформации в зависимости от степени обжатия и

соотношения толщины полосы и диаметра валка.

Локализация деформации определяет границы раздела очага деформации с

недеформированным и прокатанным металлом и в целом происходит по

направлениям главных тангенциальных напряжений, исходящих под углом 45 из

точек границ периметра контакта валка с полосой с некоторым сдвигом от

них во внешние стороны:

- при относительном размере толщины полосы, диаметре валка 0,25 и степени

обжатия до 23% геометрия локально деформированной области (ядра

деформации) в направлении прокатки представляет собой односторонний

конус с постоянно увеличивающимся основанием в виде контактной

поверхности полосы и активно движущегося инструмента – валка; в

поперечном сечении локализация деформации имеет форму одностороннего

"кузнечного креста", исходящего к верхним углам;

- при степени обжатия более 23% геометрия локально деформированной

области в продольном направлении трансформируется в сложную форму без

ярко выраженного ядра деформации, в поперечном сечении локализация

деформации охватывает области боковой поверхности раскатываемой

полосы, в частности ее угловые зоны со стороны неподвижной плиты

прокатного стана.

Смещаемый объем, проходя последовательно через зоны очага

деформации, претерпевает три изменения деформированного состояния:

-предварительную деформацию в области смещаемого объема по направлению

главных сдвигающих напряжений, исходящих из начала периметра контакта

ролика с заготовкой;

- сохранение полученной деформации без ее увеличения в зоне затрудненной

деформации внутри конуса скольжения;

- окончательную деформацию по направлению главных сдвигающих

напряжений, исходящих из конца периметра контакта ролика с заготовкой

Литература: 1. Жадан В.Т. Производство проката из рессорно-пружинной стали //

В.Т.Жадан. – М.: Металлургия, 1984. 216 с.

2. Целиков, Н.А.. Производство новых автомобильных рессор / Н.А.Целиков и

[др.] // Тяжелое машиностроение. № 5. 2003. с.16-17.

3. Тетерин П.К. Теория периодической прокатки (монография) // В.Т.Жадан. –

М.: Металлургия, 1978. 256 с.

4. Пресняков А.А. Очаг деформации в обработке металлов давлением /

А.А.Пресняков. - Алма-Ата: Наука, 1988. - 108 с.

5. Губкин С.М. Ковка и штамповка цветных металлов и сплавов// С.И.Губкин. –

М.: Металлургиздат, 1939. 325 с.

6. Мишин А.Ф. Изготовление малолистовых рессор в ОАО ″ГАЗ″/А.Ф.Мишин,

П.С.Темянко, А.А.Волгунин // КШП ОМД. 2001. №8. С. 42-45.

7. Галкин, В.В. Качество рессорного листа из стали 50ХГФА, прокатанного на

клин / В.В.Галкин и [др.] // Заготовительное производство. № 11. 2007. с.38-43.

8. Галкин, В.В.. Анализ работоспособности малолистовой рессоры из листов,

полученных обработкой полосового проката / В.В.Галкин, Ф.П.Михаленко,

П.В.Уланов // КШП ОМД. 2001. №8. С. 3-7.

9. Галкин, В.В. Исследование неравномерности деформации в заготовке

прямоугольного сечения, прокатанной на клин / В.В.Галкин и [др.] //

Заготовительное производство. № 1. 2007. с.30-34.

10. Галкин, В.В. Моделирование процесса прокатки заготовок рессор

переменного сечения / В.В.Галкин, П.В.Уланов, Г.В.Пачурин // Известия СНЦ

РАН.- Самара. 2006. Т.8., №4. С. 911-914.

11. Галкин, В.В. Оценка деформированного состояния в заготовке

прямоугольного сечения, раскатываемой валком на клин по плите / В.В.Галкин

// Труды НГТУ/НГТУ.- Н.Новгород.. 2010, №1. С. 95-101

12. Власов, О.В.. Строение очага деформации в полосе прямоугольного

сечения, раскатываемой на клин по плите / О.В.Власов и [др.] //

Заготовительное производство. № 11. 2012. с.24-31.