книги / Остаточные напряжения теория и приложения

Рис. 5.19. Заннснмость коэффициента5 тепло­ отдачи ас от нременп

ыие оценок уровня остаточных напряжения по их текущим значе­ ниям (кривые 2 н 4) и по функционалу (3.42) (кривые 1 и 3) при естественном (кривые 1 и 2) и принудительном (кривые 3 и 4) охлаж­ дении. Видно, что оценка (3.42) выполняется с большой точно­ стью. Пики кривых в начальный период охлаждения обусловлены структурными превращениями исследуемой области. Эпюры ос­ таточных напряжений при естественном и оптимальном принуди­ тельном охлаждении содержатся на рис. 5.21. Сравнеппе обнару­ живает уменьшение максимальных сжимающих напряжений в центре стенки с —85 до —25 МПа и максимальных растягиваю­ щих напряжений в переходной от стенки к полкам области от +160 до 80 МПа. Заметим, что существовавшее опасепие образо­ вания при ускоренном охлаждении закалочных структур пе под­ твердилось. Из приведенной на рис. 5.22 термокинетической диа­ граммы распада переохлажденного аустепита [90] и кривых охлаждения для нескольких характерных точек исследуемой облас­ ти следует, что как при естественном, так и при принудительном охлаждении происходит перлитное превращение.

Исследование микрошлифов (при увеличении в 200 раз) так­ же показало, что при принудительном охлаждении по сравнению с естественным не изменяется тип структуры и лишь незначитель­ но изменяется размер зерна (структура делается несколько более мелкозернистой), что не ведет к сколько-нибудь существенному изменению физических или механических свойств.

Ввиду сложности технической реализации предлагаемого ре­ жима охлаждения была решена также несколько упрощенная за­ дача. Предположим, что тип системы охлаждения, расход и дав­ ление охлаждающей среды известны. Тем самым определен и ко­ эффициент’теплоотдачи как функция температуры охлаждаемой поверхности. Тогда определению подлежат только ширина в при­ нудительно охлаждаемой зоне и время охлаждения хг. Принуди­ тельное охлаждение осуществляется непрерывно в течение одного интервала времени до момента времени, с которого начинается увеличение значения функционала (3.42) [77].

Результаты расчетов показали, что оптимальная ширина охлаждаемой зоны внешней поверхпости фланца Ъдля анализируе­

81

мых двутавров балок примерно одинакова и составляет Ь =

=(0,5—0,6)2?, где В — ширина полок.

На рис. 5.23 представлены кривые изменения функционала

Ф (t) (3.42) при охлаждении широкополочной двутавровой балки 70HI1 от начальной температуры (температура конца прокатки) до температуры окружающей среды Г » = 20° С. Кривая 1 соот­ ветствует охлаждению профиля на воздухе. Продольные оста-

Рпс. 5.20. Уровень напряжений в исследуемой области, определяемый по напряжениям и из оценки (3.42)

J, 2 — при естественном охлаждении; 3, 4 —принудительном

Рис. 5.21. Эпюры продольных ос­ таточных напряжений

1 — естественное охлаждение; 2 — при­ нудительное

82

Рис. 5.24. Остаточные напряжения D широкополочпой балке 70Ш1 при ес­ тественном (7) и принудительном (2) охлаждении

ментально в промышленных условиях. Применялась охлаждающая установка с удельным расходом воды 8.3 -КГ3 м3/(м2-с) и щелевы­ ми форсунками. В условиях эксперимента испольаовались рас­ считанные параметры охлаждения: ширина охлаждаемой зоны b = 0,5 В, время охлаждения хг = 20 с. Полученное соответствие экспериментальных и теоретических данных можно признать удов­ летворительным: расчетные и экспериментальные значения на­ пряжений составляютдля центра стенки —114 и —100 МПа, для переходной области +81 и + 60 МПа, для кромки полки +20 и + 40 МПа соответственно. Напомним, что такой же уровень на­ пряжений достигается при отжиге в течение 1800 с при температу­ ре 450° С.

Предложенный алгоритм был испольэовап также для определе­ ния оптимальных режимов охлаждения несимметричных профилей для уменьшения остаточных напряжений и искривленности. В этом случае целевая функция имеет вид (3.20), а базис (3.31) ока­ залось достаточным ограничить членами, содержащими коорди­ наты в степени не выше первой (рис. 5.25). Результаты расчета подтверждают возможности рассмотренного в настоящей работе

оценке с базисными функ­

85

подхода для разработки режимов охлаждения различных горя­ чекатаных профилей. Так, при использовании рассчитанных оптимальных режимов охлаждения рессорной полосы 45 х 6 мм (охлаждению подвергается пижняя кромка полосы, удельный рас­ ход воды 8,3-Ю "3 м3/(м2*с), время охлаждения = 4,12 с) оста­ точные напряжения снижаются в 2—3 раза, прогиб на единицу длины готового профиля уменьшается до 2,3 мм/м (при естествен­ ном охлаждении величина прогиба составляет 4,5 мм/м).

5.2. Решение задач расчета и снижения уровня остаточных напряжений при волочении проволоки

В промышленности установилась технология производства про­ волоки, включающая горячую прокатку из слитков и дальнейшее волочение с промежуточными отжигами. Стальная холоднотяну-

Рис. 5.26. Схеме четырех­ кратного волочильного стана

тая проволока находит применение в канатах, пружинах, в ка­ честве арматуры и т. д. Комплекс свойств, определяющих качество готовой проволоки, в частности уровень остаточных напряже­ ний, в основном формируется на последних этапах ее производ­ ства. Особенности деформации проволоки в монолитных воло­ ках приводят к появлению остаточных напряжений, достигающих 70—80% предела упругости металла [102].

Для исследования процессов волочения проволоки в основном применялись экспериментальные или аналитические методы [12, 13, 19, 37, 45, 46, 49, 85,118,128], причем последние с использова­ нием существенных допущений. Экспериментальные методы отли­ чаются большой трудоемкостью, привлечение же значительного числа допущений для аналитического решения дает возможность получить лишь интегральные характеристики, такие, как средняя температура, усилие волочения и т. д. Методика, излагаемая в дан­ ной работе, дает возможность рассчитать температурное поле и напряжения в течение всего времени пребывания проволоки на стане, в том числе и остаточные напряжения. Затем с помощью результатов, описанных в гл. III, проводится решение задачи снижения остаточных напряжений. Конкретные результаты ана­ лизируются для волочильного стана Белорецкого металлурги­ ческого комбината им. М. И. Калинина.

16

Кратко опишем технологию волочепия на этом стане. Стальная щоволока перед чистовым волочением находится на катушке. С разматывающего устройства 1 (рис. 5.26) проволока поступает на волочильный стаи, состоящий из 4 монолитных волок из победита в стальной обойме, имеющей внутреннее охлаждение водой. Температура волоки поддерживается в пределах 250— 300° С. Применяемая смазка — мыльный порошок. Через волоку проволока протягивается с помощью барабана, охлаждаемого из­ нутри водовоздушной смесыо, снаружи — естественным образом па воздухе. После четвертого барабана проволока подается на сматывающее устройство 6. Расстояние между волокой и осью барабана каждой клети равно 0,3 м; диаметр барабанов — 0,75 м;

расстояпис между осями барабанов — 2 м. Скорость волочения на выходе из стана составляет несколько метров в секунду.

Напряженно-деформированиое состояние и температурное по­ ле при волочении можно найти из решения связанной задачи термоупругопластичности (2.46) — (2.51). Отметим, что эффект свя­ занности здесь играет важную роль. При холодном волочении про­ волоки ив высокоуглеродистых сталей Ст. 70 и 80 со скоростью выхода из стана более 4 м/с температура поверхности из-за трения и деформационного разогрева поднимается уже в первой волоке до 200—270° С в зависимости от скорости волочения [62], а в послед­ них волоках непрерывных станов холодного волочения достигает 700° С [49], хотя средняя температура проволоки поднимается при этом лишь до 300—350° С [97]. Выравнивание температурного поля в поперечном сечении проволоки после волоки проходит за время порядка 1 мкс [97]. Существенная неоднородность температурного поля в волоке из-за неоднородности деформаций и влияния кон­ тактного трения, в свою очередь, влияет па механические харак­ теристики, прежде всего па предел упругости.

Задача исследования папряжешю-деформированного состоя­ ния рассматривается как стационарная для всего волочильного стана в целом; используется эйлерова система координат. Для зоны активного нагружения применяется приведенный в § 4.2

87

ИПа ■fff~2

Рис. 5.28. Зависимость компонент вектора напряжений — 53 от продолжи­ тельности пластической деформации t при волочепии (1 — па поверхности, 2 — в центре)

Ряс. 5.29. Зависимость компонент вектора деформации 9X— Э3 от продолжи­ тельности пластической деформации t при волочении (1 — па поверхности,

.2 — 0 центре)

Рис. 5.30. Траектория деформирования для элемента в центре проволоки при

Рис. 5.31. Изменение радиуса кривизны траектории деформирования от вре­ мени при волочении (2 — в центре, 2 — па поверхности)

пространстве. Вводим трехмерный вектор напряжений S = £ iC i+

где sr, so, Trz — компоненты девиатора напряжений. При анализе

принято р = 0.

ЯР