книги из ГПНТБ / Контактное взаимодействие металла и инструмента при прокатке

более толстого образца с уменьшенным в три раза относительным обжатием (рис. 4, б) эти величины соответственно составляют 0,34

(4,7 %), 5,79 (80,5%) и 1,07 мм (14,8%), а у Х Д Н = 5,8 мм. Оче­

видно, величина Y R &Н достаточно точно отражает протяженность зоны пластической деформации металла и несколько меньше дей­ ствительной протяженности зоны пластической деформации при хо­ лодной прокатке тонких полос со значительными обжатиями.

Усилие прокатки распределяется по первой, второй и третьей зонам следующим образом: 4,2; 79,5 и 16,3% для образца 112 и 1,5; 90,4 и 8,1% для образца 232. Полученные данные еще раз подтвер­ ждают необходимость учета упругой деформации валков и упругой отдачи полосы при расчете энергосиловых параметров процесса холодной прокатки тонких полос.

Натяжение переднего и заднего концов прокатываемой полосы оказывает, как известно, значительное влияние на величину и харак­ тер распределения контактных напряжений по длине дуги контакта металла с валком.

Прокатку полос с передним ст2 и задним натяжением проводили с различными обжатиями и различными отношениями усилия противоизгиба рабочих валков РиЗГ к усилию прокатки Р (табл. 3). Неко­ торые эпюры контактных напряжений, возникающие при прокатке полос из алюминия AIM и стали 08кп с натяжением и принудитель­ ным изгибом валков, показаны на рис. 5. Полученные данные соот­ ветствуют результатам других исследований [8, 10, 44].

Противоизгиб рабочих валков оказывает влияние на распределе­ ние контактных напряжений по ширине прокатываемых полос и не отражается на распределении напряжений по дуге контакта (см. рис. 5, а, б). Максимумы эпюр нормальных контактных напряжений наблюдаются при одних и тех же значениях xllA = 0,65, а нейтраль­ ные углы — при значениях х11л = 0,70ч-0,75.

Сопоставим эпюры контактных напряжений, возникающих при горячей и холодной прокатке карточек, вырезанных из горячеката­ ного подката (сталь 08кп, Нг = 3,5 мм, Вг = 240 мм, длина карточки

350 мм).

Прокатывали по три карточки: одну карточку— в холодном со­ стоянии и две — в горячем. Настройку стана не изменяли, но обжа­ тия образцов, прокатанных в холодном состоянии, были примерно на

Из рис. 6 видно, что с ростом обжатий максимум эпюры р посте­ пенно перемещается к выходу из очага деформации.

Так, при обжатии равном 10%, на эпюрах нормального давления при горячей и холодной прокатке наблюдаются два локальных мак­ симума: один — на входе, другой — на выходе из очага деформации, причем максимум с наибольшим давлением р находится со стороны

20

р, г, кгс/ым

\т\/р

to

22

рис. 9). В зоне затрудненной деформации /3 fx изменяется почти ли­ нейно, что соответствует решению В. М. Абрамова.

Скольжение, характерное для закона Амонтона (/ = const), на­ блюдается лишь на небольших участках со стороны входа и выхода.

Рис. G. Эпюры нормальных и продольных касательных напряжений при холодной прокатке (сплошные линии)' и горячей (штриховые) с различ­ ными обжатиями

Наиболее значительное влияние IJHср на изменение показателя

в направлении от сечения выхода металла из валков к нейтральному сечению. Однако в связи с перемещением нейтрального сечения ко входу металла в очаг деформации при увеличении/Д/Я ср средняя по

23

зоне опережения величина тх/рх несколько возрастает, что, однако, не компенсирует более значительных изменений лт,Jpx в зоне отста­ вания. Указанная особенность изменения показателя тх/рх в зоне опережения при прокатке стальных полос связана с влиянием на его распределение упругого сжатия рабочих валков и упругого вос­ становления прокатываемой полосы, так как протяженность упругого

участка за линией центров валков со­ ставляет до 2/ 3 длины зоны опережения и даже более.

Неравномерное по длине дуги кон­ такта металла с валком распределение тх/рх получено и при прокатке полосиз алюминия AIM (см. рис. 1). Также как

0.20,Ь 0,6 0,8 2,0

*/1д

показатель сил контактного трения уменьшается. Однако интенсив­ ность изменения показателя тJpx по длине дуги контакта металла с валком значительно меньше. Это связано с меньшей протяжен­ ностью упругих участков дуги контакта при прокатке алюминиевых полос, чем при прокатке стальных.

В результате усреднения показателя напряжения контактного трения /ср = тср/рср по всему очагу деформации (по ширине полосы

24

соответствующая аналогичным зависимостям, полученным в ряде работ, например [8, 63—74]. Усредненный показатель напряжения контактного трения интенсивно растет до некоторого максимального значения (0,13 при /Д/Яср 2,5 для алюминия и 0,115 при /Д/Я ср «=» <=» 3,0 для стали 08кп), затем величина его плавно уменьшается.

Уменьшение отношения тср/рср при у я ср > 2,5, по данным [8], вызвано значительным ростом скольжения металла относительно поверхности валков. Так как напряжения трения не могут быть

Известно [2], что коэффициент напряженного состояния па

уменьшается при увеличении /Д/Я ср до 1,2—2,0 и возрастает при даль­ нейшем увеличении фактора формы очага деформации. Это еще раз подчеркивает справедливость соотношения, связывающего зависи­ мость среднего показателя внешнего трения по нормальному давле­ нию /Ср. коэффициента напряженного состояния па и показателя

н-2,5) /ср достигает максимума в том же диапазоне изменения /Д/Я ср (рис. 11). Далее с увеличением /Д/Я ср /ср уменьшается.

При холодной прокатке тонких алюминиевых и стальных полос скорость деформации, вычисленная по формуле Экелунда (пренебре­ гая уширением)

возрастает примерно в 10 раз при изменении /Д/Яср от 0,6 до 5,7. Для случая прокатки образцов 220, 221, 201 и 168 (см. рис. 2)

скорость деформации возрастает в 2,2 раза. Поскольку с ростом ско­

25

рости деформации сопротивление деформированию К = 0,57птп„ х Хп0атувеличивается, а коэффициент трения уменьшается, то отно­

хорошо согласуются с результатами, представленными в работах [63—67 ] и др. и отличаются от данных работы [8 ]. Подобное расхо­ ждение объясняется тем, что в работе [8] при расчете величины тср были учтены не только продольные составляющие сил контактного трения, но и поперечные составляющие. Последние вследствие зна­ чительного уширения узких полос имели величину, вполне сравни­ мую с величиной продольных составляющих.

В наших экспериментах при прокатке широких полос уширение практически отсутствовало и было лишь у боковых кромок на участке шириной (1,5ч-2,0)/д. Об отсутствии уширения на основной части полосы свидетельствуют показания точечных месдоз. Так, например, при прокатке образца 113 зафиксированы следующие значения по­

производили на кромке, значения тРоп. 4 были значительно больше. Основные закономерности распределения контактных напряжений по ширине прокатываемых полос рассмотрены в гл. II, разделе 1.

Необходимо отметить, что соотношение между константами тре' ния в продольном и поперечном направлениях для широкого диапа" зона значений /д/ # ср, согласно данным работы [65], можно принять постоянным, равным отношению поперечного размера очага дефор­ мации к его длине, т. е. t'o/xq = Bi/lA.

При прокатке образца 113 В -Jlд == 240/6 = 40, а алюминиевого образца работы [8] сечением 36x36 мм, е = 14% BJL = 36/22,2 = = 1,62.

Отсюда следует, что при прокатке образца 113 поперечная состав­ ляющая на краю образца будет в 25 раз меньше, чем при прокатке образца сечением 36x36 мм, и учет этой составляющей практически не изменит полученных в настоящей работе значений тср и тср/рср.

Влияние натяжения на показатель напряжений контактного тре­ ния видно из рис. 5 .и 8.

Анализ приведенных Данных показывает, что при прокатке с пе­ редним натяжением и с одновременно приложенными передним и зад­ ним натяжениями среднее по очагу деформации напряжение трения тср уменьшается. Однако отношение тср/рср для случаев прокатки с передним натяжением остается таким же, как и для случаев про­ катки без натяжения. При прокатке полос с передним и задним натя­ жением показатель напряжения контактного трения заметно выше,

2fi

чем при прокатке полос без натяжения (см. табл. 3, рис. 5, д, ё). Эти данные соответствуют результатам, полученным в ра­ боте [8].

3. РАДИАЛЬНАЯ УПРУГАЯ ДЕФОРМАЦИЯ ВАЛКОВ-

В процессе прокатки на стане кварто 500 (205/360x500 мм) ..была получена полная картина радиальной деформации рабочего валка в направлении прокатки и вдоль оси валка в зонах силовых контак­ тов и вне их.

Рабочий валок подвергается сжатию с двух сторон: прокатывае­ мой полосой с одной стороны и опорным валком — с другой и имеет

В поперечном сечении рабочего валка, находящемся под воздей­ ствием только опорного валка (в сечении за кромкой полосы), возникают также две зоны радиальной деформации сжатия. В кон­ такте с опорным валком радиальная деформация сжатия находится в пределах центрального угла, составляющего около 100°. Вторая зона радиальной деформации сжатия находится на условном продол­ жении зоны контакта рабочего валка с полосой. Максимальное зна­ чение радиальной деформации сжатия здесь составляет не более 0,5 мкм, и протяженность этой зоны по центральному углу состав­ ляет около 180° (90° — до линии центров и 90 — после). Зона ра­ диальной деформации растяжения в этом случае имеет небольшую протяженность, а величина радиальной деформации составляет примерно 0,1 мкм.

27

Радиальная деформация сжатия по дуге контакта с прокатывае­ мой полосой распределяется неравномерно, причем характер ее

результаты в качественном, отношении согласуются с исследова­ ниями Е. Орована и авторов, которые проводили опыты на затормо­ женных полосах [42], а также с расчетными данными, полученными на ЭВМ с использованием математической модели процесса про­ катки [48].

28

Рис. 14. Радиальная деформация рабочего валка в контакте с полосой при прокатке алюми­ ниевых образцов толщиной 2 (а), 4 (б) н 8 мм (а) с различными обжатиями. Сплошными на­ клонными линиями соединены точки кривых, соответствующие сечениям входа металла в валки и выхода его из них, а штриховой линией — положению максимума эпюр нормальных кон­ тактных напряжений и радиальной деформации на дуге контакта металла с валком

29