Автореферат (1094958), страница 4

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 4)

где – температура, К; – время, с; – относительное обжатие.

При серии обжатий с первичной рекристаллизацией между ними размер рекристаллизованного зерна аустенита может быть рассчитан по ходу прокатки, если известны размер исходного зерна и коэффициенты измельчения зерна после каждой рекристаллизации. По результатам экспериментов впервые получена зависимость коэффициента измельчения от относительного обжатия, которая согласуется с теоретически ожидаемой:

. (11)

Результаты прокатки образцов за два прохода показали, что зависимость (11) может быть использована для прогноза размера зерна при серии циклов «деформация – рекристаллизация». Конечное зерно определяется произведение коэффициентов .

Получены уравнения взаимосвязи зерна аустенита с зерном феррита , для скоростей охлаждения в области фазовых превращений = 2-37ºС/с:

, мкм при 2ºС/с ≤ < 19ºC/с; (12)

, мкм при 19ºС/с ≤ ≤ 37ºC/с. (13)

Определена зависимость объемной доли перлита П от скорости охлаждения:

, %. (14)

Данные уравнения позволяют определять значения технологических параметров процесса непрерывной горячей прокатки для получения полос с заданной структурой, минимизировать нагрузки на оборудование и рассчитать оптимальную компоновку оборудования НШСГП. Использование более стабильных получаемых данных по зерну при расчете по уравнению Холла-Петча дает меньший разброс силовых параметров последующей обработки полос.

ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ ЗАДАННОЙ

СТРУКТУРЫ И ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ПОЛОС ИЗ

СПЛАВОВ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ

Методом испытаний сплошных цилиндрических образцов на торсионном пластометре при скоростях деформации = 0,1- 10 с^-1 в интервале температур t = 450-800ºС, применительно к условиям прокатки полосовых заготовок на двухвалковом стане 700×1300, исследовали реологические свойства бериллиевой бронзы. Кривые сопротивления деформации сплава БрБ2 описали уравнением:

; (15)

где - истинная деформация; - скорость деформации, с^-1; t - температура, °С; , , …, - коэффициенты.

При t = 450-600°C = - 115,4; = 133780,9; = 0,02; = 0,0499; = 0,9;

при t = 650-800°C = - 167,6; = 127159,2; = 0,002; = 0,03; = 0,9.

Было получено регрессионное уравнение диаграммы предельной пластичности бериллиевой бронзы БрБ2:

, (16)

где t – температура, ºС; - скорость деформации, с^-1; , , …, –коэффициенты; -1,6751; 0,0122; -0,3136; -0,00001; 0,00008; -0,0706.

По результатам многочисленных промышленных экспериментов на МЗОЦМ были определены границы изменения механических свойств лент из бериллиевой бронзы марки БрБ2 в зависимости от степени деформации ε при холодной прокатке и предельных содержаний бериллия в сплаве (рис. 10).

Были получены регрессионные зависимости для расчета предела текучести σ_т и временного сопротивления σ_в сплава БрБ2 в зависимости от степени холодной деформации ε и содержания бериллия:

Рис. 10. Зависимость предела текучести σ_т и временного сопротивления σ_в сплава БрБ2 от степени деформации ε при холодной прокатке: 1 – 1,8 % Be; 2 – 2,0 % Be

, МПа; (17)

, МПа; (18)

где – степень деформации, %; – содержание бериллия, %.

Эти зависимости позволяют определить необходимый запас прочности технологического оборудования.

Для температур t = 240-480ºC и времени τ = 3-240 мин при искусственном старении лент из различных исходных состояний был выполнен регрессионный анализ влияния этих параметров на механические свойства готовой продукции.

Для определения временного сопротивления σ_в и относительного удлинения δ получены уравнения:

, МПа; (19)

, %, (20)

где t – температура, ºС; τ – время, мин; ε – относительная деформация перед старением, %.

Исследовали процессы упрочнения-разупрочнения цинк-титанового сплава. На первом этапе прокатывали клиновидные образцы из сплава «цинк-титан» промышленной партии (0,11 % Cu, 0,084 % Ti, 0,01 % Al, 0,002 % Cd, 0,007 % Pb, < 0,001 % Sn, 0,003 % Fe, остальное Zn). Образцы размерами 3(6)×20×110 мм вырезали из полученной с агрегата БПЛ-1000 заготовки (h = 7 мм) вдоль направления прокатки. Перед прокаткой все образцы нагревали в электропечи при температуре 275-277ºС 45мин. Далее образцы прокатывали либо сразу, при температуре 270ºС, либо, после подстуживания на воздухе, при 220, 170 и 70ºС на двухвалковом стане 300×450 со скоростью V = 0,36 м/с. После прокатки и выдержки 1 – 10 с на воздухе или 40 – 600 с в печи при температуре прокатки полученное состояние фиксировали охлаждением образцов в воде. В 5-7 точках по длине прокатанных образцов производили измерения твердости по Виккерсу (HV₅), по 3-4 измерения на каждую точку. В поперечных сечениях образцов травлением выявляли зеренную структуру (рис. 11).

Полученные из экспериментов данные об изменении твердости HV₅ и коэффициента вариации в зависимости от относительной деформации , тем

а

б в г

Рис. 11. Структура сплава «цинк-титан»:

а) после нагрева под прокатку t = 275ºC, τ = 45 мин (× 3);

после прокатки (× 115):

б) t = 270ºC, ε = 20 %, τ = 5 с; в) t = 270ºC, ε = 30 %, τ = 40 с;

г) готовая полоса (h = 0,7 мм)

пературы и времени совместно с результатами качественного металлографического анализа шлифов позволили построить качественную трехмерную диаграмму рекристаллизации сплава «цинк-титан». Диаграмма определяет следующие области состояния структуры сплава: A - возврата и полигонизации; B - первичной рекристаллизации; C - рекристаллизованного состояния.

Для пределов изменения основных параметров t = 70-270ºC, ε = 0-0,51 и τ = 1-600 с уравнения регрессии гиперплоскостей, разделяющих области различных состояний, имеют следующий вид:

- для границы A – B ; (21)

- для границы B – C, (22)

где T – температура, K; τ – время, с; ε – относительное обжатие.

Для исследования влияния горячей и неполной горячей деформации на процесс формирования механических свойств прокатываемых на реверсивном четырехвалковом стане 400/1000×1000 полос было выполнено физическое моделирование процесса прокатки. Карты из сплава «цинк-титан» (h₀ = 7 мм, b₀ = 200 мм, l₀ = 180, 120 и 90 мм) прокатывали на двухвалковом стане 300×450 за 1, 2, 3, 4, 6 и 8 проходов (V = 0,36 м/с) с температурами начала прокатки 150, 190 и 270ºС, паузами между обжатиями 32-33 с и охлаждением на воздухе после каждого варианта прокатки. Температура конца прокатки t_к.п. после 8 проходов составляла 38-43ºС.

По результатам механических испытаний и контроля твердости отобранных образцов получены регрессионные уравнения для определения временного сопротивления σ_в, относительного удлинения δ и твердости HV₅ сплава «цинк-титан»:

; (23)

; (24)

, (25)

где ε_Σ – суммарное обжатие, %; t_н.п. – температура начала прокатки, ºС.

Результаты исследования закономерностей формирования заданной структуры и полученные зависимости используются на Московском заводе ОЦМ для уменьшения диапазона изменения и стабилизации силовых параметров процессов прокатки и отработки конструкции рабочих узлов полосовых станов с целью повышения их эксплутационной надежности и производительности.

АНАЛИЗ ДЕЙСТВУЮЩИХ НА ОБОРУДОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ

ПРЕДЕЛЬНЫХ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННЫХ СОСТОЯНИЙ

прокатываемых ПОЛОС

Эксплуатационная надежность оборудования при разработке новых и совершенствовании действующих технологий производства полос существенно зависит от характеристик напряженно-деформированного состояния металла. Среди таких характеристик, прежде всего, следует отметить распределение пластической деформации по толщине прокатываемых полос, колебания уширения, продольную устойчивость и режим натяжения.

Проникновение пластической деформации по толщине полосы

При рассмотрении задачи проникновения деформации использовали теорию линий скольжения А.Д. Томленова, А. Надаи и др.

Для тонко- и среднелистовой прокатки, заменяя граничные линии скольжения отрезками прямых, определяли угол скольжения β (рис. 12).

Рис. 12. Схема очага деформации при прокатке

полосы

На основе расчета углов захвата α для стали при коэффициенте трения = 0,35, коэффициенте Пуассона μ = 0,3, разных значениях относительного обжатия ε и отношения толщины полосы к радиусу валка, получили графическую зависимость относительного обжатия ε_пл, при-

Рис. 13. Зависимость относительного обжатия ε_пл, приводящего к распространению пластической деформации по всей толщине

полосы, от h₀/2R

водящего к распространению пластической деформации по всей толщине полосы, от h₀/2R (рис. 13).

Определение условий минимизации уширения при производстве полос

Использовали расчетные значения относительной величины нейтрального

угла γ/α в зависимости от отношения радиуса рабочего валка к толщине полосы на входе в очаг деформации R/h₀, относительного обжатия ε, а также коэффициентов заднего ξ₀ и переднего ξ₁ натяжения по методу Л.С. Кохана. По табличным значения γ/α были построены графики, которые затем аппроксимировали регрессионными зависимостями. Так, например, для холодной прокатки лент из сплава БрБ2 с задним натяжением получены следующие уравнения:

; (26, а)

Характеристики

Список файлов диссертации