«В.Н. Данченко© Заведующий кафедрой обработки металлов давлением Национальной металлургической академии Украины, профессор, докт. техн. наук ПРОГРЕССИВНЫЕ ПРОЦЕССЫ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ Прогрессивные процессы ...»

В.Н. Данченко©

Заведующий кафедрой обработки металлов давлением

Национальной металлургической академии Украины,

профессор, докт. техн. наук

ПРОГРЕССИВНЫЕ ПРОЦЕССЫ

ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

Прогрессивные процессы обработки металлов давлением (ОМД) позволяют производить различную металлопродукцию из современных материалов и в будущем решать многие проблемы машиностроения, транспорта, строительства, энергетики, авиации и космонавтики, оборонной промышленности, а также медицины, инженерной биологии, связи и др.

Развитие процессов ОМД (рис. 1) должно быть связано с существенным повышением качества металлопродукции, экономией металла, расширением сортамента, интенсификацией производства, выпуском продукции с использованием новых марок сталей, сплавов высокой прочности и пластичности [1].

Решение указанных проблем требует разработки новых методов расчета инструмента, моделирования процессов и создания современного оборудования с компьютерным управлением технологическими процессами. Сегодня на кафедре ОМД НМетАУ создана теоретическая и практическая база, позволяющая развивать научные основы всех основных процессов ОМД [2].

Следует отметить, что в последнее время появилась возможность производить сталь нового качества.

Ликвидация мартеновских печей, использование современного конвертерного производства с ваккуумированием стали или обработка ее в установках «ковш-печь» позволяет получать высококачественную сталь, в том числе электросталь. Непрерывная разливка стали в сочетании с непрерывной прокаткой в линии литейно-прокатного комплекса обеспечила создание наиболее эффективного технологического процесса (рис. 2) с повышением выхода годного проката на 15%.

На кафедре ОМД разработан ряд оригинальных конечноэлементных программ, который в совокупности с коммерческими приложениями позволяет анализировать процесс разливкипрокатки тонкой полосовой стали, определять температурные поля кристаллизующегося металла и валков-кристаллизаторов с учетом условий кристаллизации и последующего деформирования металла. Выполнено моделирование непрерывной разливки плоской и сортовой заготовки с использованием мягкого обжатия в роликовых клетях зоны вторичного охлаждения, предложены режимы деформирования.

Внедрение процессов прокатки тонких горячекатаных полос в линии бесконечной прокатки литейнопрокатных модулей на базе тонкослябовой технологии требует больших капитальных затрат. В связи с этим, безусловно, наибольший интерес представляет развитие валковой разливки-прокатки полосовой стали.

Это позволит в одной линии выполнять не только разливку и контролируемую прокатку с охлаждением, но и операции зачистки, травления, холодной прокатки, отделки.

В настоящее время доля листового проката в мировом объеме производства металлопродукции составляет 50%, а в ряде стран даже достигает 60-65%.

© Данченко В.Н., 2011 г.

© Металлургическая и горнорудная промышленность / 2011 7 а в б е д г з ж Рис. 1. Схемы процессов обработки металлов давлением: а – продольная прокатка; б – поперечная прокатка; в – винтовая прокатка (1, 2 – валки; 3 – заготовка; 4 – гильза; 5 – оправка; 6 – стержень); г – ковка; д – штамповка; е – листовая штамповка; ж – волочение; з – прессование а б в Рис. 2. Технологические схемы ЛПК для производства плоских горячекатаных полос: а – слябовая технология; б – тонкослябовая технология; в – технология производства полос; г – технология прямой отливки тонких полос; 1 – МНЛЗ; 2 – ножницы;

г 3 – контроль качества; 4 – печь; 5 – черновой стан; 6 – непрерывный стан; 7 – охлаждающее устройство; 8 – моталка Ведущие фирмы мира, понимая ожидаемые кардинальные изменения в структуре будущих микрозаводов по производству тонкого полосового проката, связанные с применением новых плавильнолитейно-прокатных агрегатов валкового типа (ПЛПАВ) (рис. 3), осуществляют крупные финансовые вложения в создание таких агрегатов. Известно, что первые микро-заводы уже введены в эксплуатацию.

© Металлургическая и горнорудная промышленность / а Рис. 3. Непрерывная валковая разливкапрокатка тонких полос: а – схема кристаллизации-деформации в двухвалковой литейнопрокатной клети; б – технологическая линия непрерывной валковой разливки-прокатки тонких полос б Сотрудники кафедры ОМД НМетАУ проводят экспериментальные исследования и компьютерное моделирование процессов непрерывной валковой разливки-прокатки таких полос из алюминия, магния и их сплавов.

Производство горячекатаного полосового проката толщиной менее 1,5-2,0 мм, шириной до 2000 мм будет осуществляться на литейно-прокатных агрегатах типа CSP с использованием тонких (толщиной до 40 мм) слябов. Ожидается, что агрегаты CSP будут работать преимущественно по схеме полубесконечной прокатки [3].

Процесс холодной прокатки будет применяться преимущественно для производства полос толщиной менее 0,5-0,8 мм, вплоть до 0,20-0,25 мм, а также жести толщиной 0,12-0,18 мм и особотонких полос толщиной 0,03-0,10 мм и менее. При этом станы горячей и холодной прокатки будут оснащаться исключительно четырехвалковыми клетями с осевой сдвижкой валков [4].

Следует отметить, что разработана теория и технология прямой горячей прокатки широкополосной стали из слитков с повышенным теплосодержанием без промежуточного подогрева слябов. Установка промежуточного перемоточного устройства Coil Box перед чистовой группой клетей (например, на стане 1680 завода «Запорожсталь») позволяет в этом случае существенно снизить продольную (на 0,10-0,23 мм) и поперечную (до 0,05 мм) разнотолщинность особотонких полос (рис. 4).

Температура, С Холодная прокатка полос будет осуществляться на 2-5 клетевых непрерывных станах, где могут выполняться две и более технологические операции (травление, непрерывная прокатка, непрерывный отжиг, дрессировка и др.). Это позволяет производить новые типы полосовой стали с различным сочетанием операций холодной прокатки и отделки, которые при малой стоимости могут быть использованы в различных областях применения металлопродукции, вместо холоднокатаной.

Очевидно, что в Украине прогрессивный процесс валковой разливки-прокатки тонких стальных полос должен получить приоритетное развитие с использованием льготных условий в промышленной политике. Это позволит ученым, конструкторам, технологам и машиностроителям создать прогрессивный отечественный литейно-прокатный агрегат.

Прокатка сортовых профилей осуществляется во врезных калибрах, а также в многовалковых калибрах.

Наиболее общими показателями работы станов с многовалковыми калибрами являются: повышенная точность размеров и профилей, качество поверхности проката, высокая стойкость валков, повышенная деформируемость малопластичных металлов и сплавов, уменьшение энергозатрат.

Перевод двухвалковых калибров в трех- и четырехвалковые был предложен НМетАУ, разработаны соответствующие конструкции валковых узлов. Надежность этих разработок показана многолетней их эксплуатацией при производстве ряда профилей: двутавров, швеллеров, рельсов, труб, в том числе прямоугольного сечения и др. [5].

Следует отметить, что мелкосортные и проволочные станы получили наибольшее развитие. Благодаря таким особенностям скорость прокатки – до 150 м/с и более, современные системы охлаждения, термомеханическая обработка проката и контроль свойств металлопродукции.

В последние 20 лет существенно расширился сортамент труб, поставляемых в различные отрасли машиностроения, энергетики, транспорта и др. Это стало возможным благодаря использованию новых марок сталей и сплавов, развитию всех процессов производства горячедеформированных, холоднодеформированных и сварных труб.

Получила развитие теория производства горячей и холодной непрерывной безоправочной и оправочной прокатки труб; созданы математические модели процессов прокатки с учетом изменения реологических свойств материала, условий трения при использовании технологических смазок и силового взаимодействия клетей непрерывных станов; разработаны методы расчета и оптимизации режимов деформации, а также определены условия прокатки полос и труб с высокой точностью [3].

Создан пакет программ расчета технологических и силовых параметров непрерывной прокатки.

Разработаны технологии прокатки труб в непрерывном стане Мини Конти с удерживаемой оправкой; прокатки труб в трубосъемочно-калибровочном стане в линии непрерывной прокатки [3, 4].

Днепропетровским трубопрокатным заводом совместно с ОАО «ЭЗТМ» и участием НМетАУ была произведена реконструкция редукционного стана в составе ТПА-80. Перед существующим 15 клетевым редукционным станом с индивидуально-групповым приводом валков был установлен еще один 15 клетевой редукционный стан аналогичной конструкции с индивидуальным приводом валков. После реконструкции редуцирование труб осуществляется в обоих станах одновременно, при этом первые 15 клетей повернуты вокруг оси прокатки относительно остальных на 30 градусов.

Разработана технология прокатки труб в стане такой конструкции (таблицы прокатки, калибровки валков, скоростные режимы редуцирования) для труб диаметром от 21 до 89 мм с толщинами стенок от 2,3 до 14, мм. Применение группового поворота клетей позволило существенно (до 40%) снизить поперечную разностенность готовых труб. Ведение прокатки с натяжением обеспечило получение готовых тонкостенных труб.

Из-за особенностей конструкции 30 клетевого редукционного стана ТПА-80 скоростные режимы редуцирования рассчитаны таким образом, что натяжение между секциями отсутствует (свободная прокатка). Использование таких скоростных режимов редуцирования совместно с системой «бегущая волна» и подготовкой концов черновых труб на непрерывном оправочном стане позволяет существенно (до 30..50%) сократить протяженность концов труб c утолщенной стенкой, неизбежно образующихся при редуцировании с натяжением.

Помимо разностенности, новый способ редуцирования труб позволяет уменьшить внутреннюю граненность, возможность образования продольных рисок, трещин.

Представители котельной промышленности, нефте- и газодобывающей, перерабатывающей промышленности предъявляют к этим трубам ужесточенные требования по качеству наружной и внутренней поверхности, которые подвергаются УЗК с контролем на 5% риску. В связи с этим на заводах «Интерпайп» выполнены исследования и разработки новых технологий, калибровки инструмента прошивных и станов продольной прокатки труб.

В настоящее время наиболее эффективным способом производства бесшовных труб различного назначения является способ их прокатки в агрегате с непрерывным оправочным станом [3].

Такая технология получила новое развитие после создания и эксплуатации трубопрокатных агрегатов (ТПА) с непрерывными станами с удерживаемой перемещаемой оправкой, а в последнее время – использование новых трехвалковых кассет (клетей) в непрерывном оправочном стане (рис. 5 и 6) (разработки фирмы SMS Meer).

Рис. 5. Прокатка труб на оправке в двухвалковых (а) и трехвалковых (б) калибрах Новые достижения в области винтовой, продольной оправочной и безоправочной прокатки труб позволили создать новые трубопрокатные агрегаты с непрерывным станом. Эти агрегаты производят высококачественные длиномерные трубы с высокой производительностью [3, 4].

Эти задачи продолжает решать ряд стран (Германия, Италия, Россия). Определенное участие в исследованиях и разработках новых процессов и оборудования принимает и Украина.

Благоприятная схема напряженного состояния, расширенный диапазон температур при высокой дробности деформации обуславливает возможность прокатки на станах ХПТ практически всех известных металлов и сплавов, включая труднодеформируемые (рис. 7). Достигнутый за последнее время прогресс в развитии технологии и оборудования для прокатки труб на станах ХПТ позволил повысить точность геометрических размеров до уровня холоднотянутых труб при сохранении преимуществ в деформации металла за проход по сравнению с волочением [6].

Рис. 7. Холодная пильгерная прокатка труб: а – схема перемещения валков; б – к определению обжатия Разработан современный высокопроизводительный стан валковой холодной прокатки с применением модулей новой конструкции и использованием эффективных уравновешивающих устройств. Модульный подход в конструировании нового стана позволяет успешно решать проблемы реконструкции устаревших станов ХПТ.

Традиционными и перспективными потребителями стальных труб, полученных прецизионной пильгерной прокаткой, являются предприятия машиностроения, потребляющие трубы из труднодеформируемых сталей, имеющих высокие потребительские свойства.

Новейшие разработки металлургов – TRIP и TWIP стали – уже осуществляются при производстве полос и труб. Освоение производства металлопродукции из этих сталей – мировая проблема, над которой работают ведущие фирмы ФРГ, Швеции, США.

TWIP стали отличаются высоким содержанием углерода 0,6%, марганца (17…24%), а также кремния и алюминия, что обеспечивает полностью аустенитную структуру стали в холодном состоянии. В процессе холодной или теплой деформации в этой стали происходит интенсивное образование двойников (до 100%), которые, собственно и обеспечивают высокую пластичность. Причем, чем больше степень деформации, тем микроструктура стали становится все тоньше. Такая сталь имеет несколько меньшую по сравнению с TRIP сталями прочность, зато ее пластичность достигает 100%.

На кафедре ОМД развиты научные основы процесса холодной непрерывной периодической роликовой прокатки особотонкостенных труб [4]. С использованием метода конечных элементов дано описание деформированного состояния разностенных труб при безоправочной прокатке в калибрах с различной интенсивностью упрочнения. Реализованы в промышленности новые двух- и трехрядные процессы роликовой прокатки, инструмент и новые рабочие клети в станах ХПТР. Повышена дробность деформации, точность труб, производительность и снижена цикличность производства особотонкостенных и многослойных труб ответственного назначения.

Перспективным объектом исследований, проводимых на кафедре, является прессование легких сплавов для железнодорожного и автомобильного транспорта. Разработаны методы расчета прессового инструмента для производства сплошных и полых профилей, а также рациональные деформационные и температурно-скоростные режимы процесса горячего прямого прессования специальных пресс-изделий из алюминиевых и магниевых сплавов [7]. Определено влияние геометрии прессового инструмента и температурноскоростных параметров процесса на температуру, силу прессования, механические свойства и структуру металла профилей и труб из алюминиевых и магниевых сплавов (АА7070, АА6060, АА6082, А231В). Установлено влияние содержания кальция, коэффициента вытяжки, температуры заготовки и контейнера на силовые параметры прессования, механические свойства и структуру труб малого диаметра с толщиной стенки 0,4…0,7 мм из магниевых сплавов системы Mg-Ca. Разработаны способы получения пресс-изделий крупного поперечного сечения с равномерной мелкозернистой структурой металла с использованием углового равноканального прессования (рис. 8). Разработаны технологии производства длинномерных алюминиевых труб в бухтах, рам алюминиевых окон с терморазвязкой для пассажирских вагонов, а также капиллярных труб из магниевых сплавов системы Mg-Ca.

Процессы волочения широко используются в мире. Однако в Украине действующие станы устарели, не применяются прогрессивные процессы бухтового волочения, волочение труб на длинной оправке и др. Представляет интерес: дальнейшее совершенствование теории трения и действия смазок в процессах волочения;

исследование и разработка новых составов технологических смазок и методов их подвода к деформационной зоне, обеспечивающих эффективные условия трения, приближающихся к жидкостным; развитие теории процессов волочения профилей сложных форм из круглых и профилированных заготовок; создание современного аппарата аналитических методов определения технически возможных максимальных скоростей волочения в зависимости от деформационных условий; дальнейшее совершенствование профиля волочильного канала и уточнение оптимальных параметров его отдельных основных и переходных участков.

Разработаны эффективные режимы деформирования металла при ковке и объемной штамповке.

Разнообразие процессов ковки (свободная ковка, прошивка, заковка и др.), их моделирование и экспериментальные исследования позволяют разработать ресурсосберегающие технологии [8].

Моделирование различных схем кузнечной прошивки, лабораторные и промышленные эксперименты позволили при разработке технологии производства изделий типа колес и бандажей свободной ковкой избегать ошибок при конструировании инструмента. Многопереходная штамповка колесной заготовки на прессах с использованием нового круглого конусного элемента штампа позволила при оценке деформирования металла МКЭ получать заготовки без дефектов и с прогнозированием комплекса свойств слоя катания, обеспечивающим эксплуатационную стойкость колес (рис. 9). Моделирование процессов ОМД также позволяет при разработке режимов деформирования при штамповке различного типа железнодорожных колес избегать корректировок инструмента и повторных испытаний.

Кафедрой ОМД разрабатываются следующие важные вопросы. Исследование штамповки сложных изделий в условиях сверхпластичности или близким к ней; исследование методов решения краевых задач ОМД; разработка на их основе алгоритмов и программного обеспечения нового поколения, сочетающего точность, глубину и скорость получения Рис. 9. Штамповка колесных заготовок на прессах производство массовой металлопродукции. Кроме того, черная металлургия относится к числу отраслей с низкой инвестиционной привлекательностью и инертностью.

В настоящее время основные процессы в черной металлургии достигли значительных масштабов; годовое производство стали превысило 1,2 млрд. т/год. При этом почти 90% выплавленной стали обрабатывается с использованием процессов ОМД.

Во второй половине ХХ века предпринимались шаги к реализации различных подходов получения металлопродукции с новыми свойствами при усовершенствовании процессов и машин обработки металлов давлением. Например, использование интенсивных пластических деформаций при прокатке фольги – относительно простой способ повышения прочности Al сплавов. Применение равноканального прессования позволило получить наноматериалы с высокой прочностью, вязкостью и хорошей пластичностью.

Компактирование нанопорошков, интенсивная пластическая деформация (ИПД), кристаллизация из аморфного состояния обеспечивают широкие возможности для получения наноматериалов. Перспективным способом получения наноматериалов является также спекание нанопорошков под давлением, а также нетрадиционные методы: кручение под гидростатическим давлением, равноканальное угловое прессование, знакопеременный изгиб, что позволяет деформировать заготовку без изменения сечения и формы.

В заключение следует отметить необходимость дальнейшего развития новых способов обработки металлов давлением для решения проблем, стоящих перед металлургией и машиностроением. Это задачи, связанные с обработкой изделий из новых труднодеформируемых материалов, с разработкой режимов деформации, с оптимизацией технологических параметров.

Важным является развитие и внедрение компьютерного управления современными процессами производства и получение металлоизделий высокого качества.

Библиографический список 1. Данченко В.Н., Гринкевич В.А., Головко А.Н. Теория процессов обработки металлов давлением:

Учебник. – Днепропетровск: Пороги, 2010. – 386 с.

2. Компьютерное моделирование процессов обработки металлов. Численные методы / В.Н. Данченко, А.А. Миленин, В.И. Кузьменко, В.А. Гринкевич. – Днепропетровск: «Системные технологии», 2005. – 448 с.

3. Непрерывная прокатка. Коллективная монография / Под редакцией д.т.н., проф. В. Н. Данченко. – Днепропетровск: РВА «Дніпро-ВАЛ», 2002. – 604 с.

4. Научные основы эффективных технологий производства тонкостенной длинномерной металлопродукции / [Я.Д. Василев, В.У. Григоренко, В.Н. Данченко и др.]. – Днепропетровск: Арт-Пресс, 2002. – 336 с.

5. Tehnologia I modelowanie procesow walkowania w wykrojach / [Valentin Danchenko, Henryk Dyia, Leonid Lesik i innych]. – Czestochowa: Wipmits widawnictwo, 2002. – 598 s.

6. Фролов В.Ф. Холодная пильгерная прокатка труб: Монография / Фролов В.Ф., Данченко В.Н., Фролов Я.В. – Днепропетровск: Пороги, 2005. – 255 с.

7. Данченко В.Н. Производство профилей из алюминиевых сплавов. Теория и технология / В.Н. Данченко, А.А. Миленин, А.Н. Головко. – Днепропетровск: ДНВП "Системные технологии", 2001. 448 с.

8. Modelowanie procesow kucia swobodnego / [H.S. Dyja, G.A. Banaszek, V.A. Grynkevych, V.N. Danchenko]. – Czestochowa: Politecnika Czestochowska, 2004. – 355 p.

ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

ПРОЦЕССОВ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

В работе сформулирована краевая задача обработки давлением в виде системы линейных интегральных уравнений. Библиогр.: 3 назв.

Современные численные методы решения краевых задач пластического деформирования в упругопластической или жестко-пластической постановке позволяют получить необходимую информацию о кинематических, деформационных и силовых параметрах для проектирования, в частности, таких процессов обработки металлов давлением, как ковка и объемная штамповка.

Вместе с тем, численные методы решения краевых задач обработки металлов давлением предполагают проведение большого количества последовательных приближений (итераций), каждая из которых требует большого количества вычислений. Даже на современных мощных персональных компьютерах время решения таких задач исчисляется часами и сутками, что не всегда является приемлемым. Это приводит к увеличению общего времени, необходимого для проектирования новых технологических процессов.

Поэтому проблема разработки методов решения краевых задач пластического деформирования, которые сочетали бы точность современных численных методов со скоростью решения, достаточной для систем управления процессами обработки давлением в режиме реального времени, является актуальной.

Метод граничных интегральных уравнений – метод граничных элементов (ГИУ-МГЭ) изначально был предназначен для решения физически линейных задач. Однако существует возможность его адаптации и для задач с существенной физической нелинейностью, в частности, для задач обработки металлов давлением. В рамках теории пластического течения Сен-Венана – Леви – Мизеса и непрямой формулировки метода ГИУМГЭ мы можем представить себе воображаемое линейно-вязкое тело, для которого объемные силы и внешние фиктивные нагрузки модифицированы таким образом, что поле скоростей, полученное при решении краевой задачи, будет соответствовать реальному телу с заданной реологической зависимостью. Обычно эти модифицированные нагрузки подбираются путем последовательных приближений в рамках методов дополнительных сил (напряжений). Поэтому целесообразно было бы сформулировать краевую задачу таким образом, чтобы исключить применение итерационных процедур. Для этого необходимо получить разрешающую систему уравнений, линейных относительно неизвестных краевой задачи.

Рассмотрим постановку краевой жестко-пластической задачи в переменных Эйлера. Пусть V – область пространства, в котором происходит пластическое течение металла. Напряженно-деформированное состояние в пространстве (например, в системе координат ( Ox1, x2, x3 ) ) и в момент времени описывается вектором ответствующая краевая задача состоит в определении функций V x,, x,, x,, удовлетвоij ij ряющих уравнениям равновесия:

соотношениям Коши – Стокса:

соотношениям Сен-Венана – Леви – Мизеса:

© Гринкевич В.А., 2011 г.

Физические основы и экспериментальные исследования процессов обработки металлов давлением граничным (краевым) условиям:

Предполагается также, что точно известны эти части границы.

Будем полагать такую постановку задачи и такое задание граничных условий корректными.

Далее сформулируем следующее утверждение.

Теорема. Для краевой жестко-пластической задачи с корректно заданными граничными условиями существует разрешающая система уравнений, линейная относительно неизвестных данной задачи.

Примем следующий план доказательства.

1. Непрямая формулировка краевой жестко-пластической задачи в виде интегральных уравнений.

2. Замена поля фиктивных дополнительных объемных сил статически эквивалентной равнодействующей, которая вводится в качестве новой неизвестной.

3. Добавление условий глобального равновесия и формирование замкнутой разрешающей системы уравнений.

Доказательство.

1. Рассмотрим в некоторый момент времени область V, заполненную изотропным жестко-пластическим материалом и ограниченную поверхностью S. На некоторой части S задан вектор напряжений t i x,, на остальной части задан вектор скорости течения Vi x,. Внутри области V задано распределение объемных Фундаментальные решения Кельвина остаются формально справедливыми и для случая несжимаемой линейно-вязкой среды, если заменить модуль упругости на условную вязкость G и принять коэффициент Пуассона равным 0,5:

Здесь вместо перемещений рассматриваются скорости течения; f j – собственно значение проекции сосредоточенной силы.

Приложим к поверхности S фиктивные поверхностные нагрузки t k E,, к объему V – фиктивные объемные нагрузки Fk E,, аналогичные заданному распределению Fi x, таким образом, чтобы заданные граничные условия краевой задачи выполнялись точно.

Компоненты вектора скорости течения и вектора внутренних усилий для любой внутренней точки x линейно-вязкой среды можно определить следующим образом:

Устремляя точку x к поверхности S и выполнив предельный переход, получим граничные интегральные уравнения для некоторой точки x0 :

Полагаем, что выполняются условия, при которых последние два уравнения будут справедливы: в точке x поверхности S существует только одна касательная плоскость; поверхностный интеграл в (1.19) надо понимать в смысле главного значения по Коши.

Поскольку фундаментальные решения Кельвина, записанные в виде (6) и (7) точно удовлетворяют уравнениям равновесия (1), соотношениям Коши – Стокса (2), а граничные условия (4) и (5) выполняются по определению, то уравнения (10) и (11) определяют решение любой корректно поставленной краевой линейно-вязкой задачи.

Приложим к объему V поле фиктивных дополнительных объемных сил Fk* доп. E,, распределенных таким образом, чтобы напряженно-деформированное состояние в любой точке V соответствовало реальной жестко-пластической среде с заданными реологическими свойствами, т. е. чтобы выполнялось также и выражение (3):

В уравнениях (12) и (13) неизвестными являются распределение интенсивности фиктивных нагрузок t E, на поверхности S и распределение интенсивности фиктивных дополнительных объемных сил Fk* доп. E, внутри V.

Если известно распределение Fk поставленной краевой жестко-пластической задачи.

Таким образом, проведена непрямая формулировка краевой жестко-пластической задачи в виде граничных интегральных уравнений.

2. Интегральные уравнения (12) и (13) в общем случае являются нелинейными вследствие нелинейности реологических свойств жестко-пластической среды.

Преобразуем систему (12)-(13). Дополнительно приложим к телу две равномерно распределенные объемные силы, имеющие одинаковую плотность распределения C и противоположные по знаку. Тогда имеем:

В силу аддитивности определенного интеграла:

Предположим, что величина C такова, что заведомо обеспечивается неизменность (положительность) знака ( Fk доп. C ). Заметим также, что для сингулярных функций (функций влияния) существует интеграл в смысле главного значения Коши. Тогда условия обобщенной теоремы о среднем будут выполнены и выражения (16) и (17) преобразовываются к виду:

Физические основы и экспериментальные исследования процессов обработки металлов давлением Здесь Vij x, E, и Tij x, – значения соответствующих функций влияния в некоторой точке, координаты которой, вообще говоря, неизвестны. Однако, исходя из физических соображений, можно предполагать, что координаты этой точки должны совпадать с координатами точки средней по объему дополнительной объемной силы и, в свою очередь, с координатами точки средней интенсивности скорости деформации.

3. В качестве дополнительного уравнения используем условие глобального равновесия:

Физический смысл уравнения (20) заключается в следующем: сумма равнодействующих от всех внешних (в т.ч. фиктивных) нагрузок должны быть равны нулю в направлении осей выбранной системы координат. Таких уравнений необходимо три для объемной задачи и два – для двумерной.

Таким образом, получена разрешающая система уравнений, также линейная относительно неизвестных краевой задачи, но вместо распределения дополнительной объемной силы появляется другая неизвестная – ( F *доп. C )dV, которая, по сути, является компонентой равнодействующей дополнительных объемных сил с точностью до постоянной.

Таким образом, получена замкнутая разрешающая система линейных уравнений (18)-(20) краевой жесткопластической задачи с корректно заданными граничными условиями, линейная относительно неизвестных данной задачи. Что и требовалось доказать.

Однако необходимо отметить, что поскольку координаты точки со средней по объему интенсивностью скорости деформации для краевой жестко-пластической задачи заранее неизвестны, то доказанная выше теорема пока справедлива формально. Если будет разработан и обоснован строгий алгоритм определения координат указанной выше средней точки (в частности, без полного решения краевой задачи), то данная теорема станет справедливой и по существу.

Разработка и обоснование такого алгоритма выходит за пределы данной работы. Остановимся на подходах, предполагающих приближенное решение системы (18)-(20). Одним из таких подходов является замена реального распределения дополнительных объемных сил некоторым усредненным полем, удовлетворяющим граничным условиям и глобальному условию равновесия тела. В этом случае значения функций влияния в некоторой средней точке превращаются в средние по объему значения и система (18)-(20) может быть решена в рамках гранично-элементной дискретизации. В рамках такого подхода было решено несколько задач по определению контактных напряжений по известному из эксперимента (или решению соответствующей краевой задачи) полю вектора скорости при плоской осадке и прокатке [1-3]. Были получены решения, качественно верные и количественно близкие к данным эксперимента.

Представляется, что перспективным является и другой подход, основанный на гипотезе близости (совпадения) средних точек для аналогичных линейно-вязкой и жестко-пластических краевых задач. В тех случаях, когда данная гипотеза будет близка к истине, решение системы (18)-(20) будет давать решения, близкие к точным.

1. Теоретически показано, что любая краевая жестко-пластическая задача может быть сведена к системе уравнений, линейной относительно неизвестных данной задачи.

2. Предложены подходы к приближенному решению краевой жестко-пластической задачи.

Библиографический список 1. Гринкевич В.А. Применение новой экспериментально-расчетной методики для определения напряженного состояния // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2005. – № 1. С. 29-32.

2. Гринкевич В.А. О непрямой формулировке метода граничных элементов. Сучасні проблеми металургії. – Том 7. – Дніпропетровськ: Системні технології, 2005. – С. 133-136.

3. Гринкевич В.А., Шломчак Г.Г., Данченко В.Н., Фирсова Т.И. Расчет контактных напряжений при прокатке с помощью метода прямого решения // Металлы и литье Украины. – 2005. – № 6. С. 34-37.

Рассмотрены направления развития технологий термомеханической обработки, обеспечивающих получение ультрамелкозернистых материалов с помощью современных способов, основанных на применении интенсивной пластической деформации. Ил. 1. Библиогр.:

Ключевые слова: ультрамелкозернистые материалы, термомеханическая обработка, структура, нанотехнологии Directions of development of technologies for thermo-mechanical treatment had been examined. The mentioned technologies ensure creating of superfinegrained materials by means of up-to-date procedures based on application of intensive plastic deformation.

Keywords: superfinegrained materials, thermo-mechanical treatment, structure, nanotechnologies Современный этап развития процессов обработки металлов давлением (ОМД) характеризуется как созданием и исследованием новых схем и процессов с использованием последних достижений физиков, материаловедов, механиков, так и разработкой новых технологий, позволяющих существенно повысить комплекс физикомеханических, технологических и функциональных свойств.

Создание новых материалов, вызывающих особый интерес в настоящее время, таких как ультрамелкозернистые (УМЗ) различного состава и назначения, включающие согласно современной классификации субмикрокристаллические и наноструктурные материалы, зачастую основано на использовании тех или иных методов ОМД. В качестве примера можно привести титан и его сплавы, медь и ее сплавы, стали, так называемые «умные» («smart») материалы – сплавы с эффектом памяти формы и др.

Одной из наиболее актуальных проблем в области металлообработки является создание и внедрение новых ресурсосберегающих технологий, основанных на современных достижениях науки, обеспечивающих повышение комплекса технологических и эксплуатационных характеристик изделий при одновременном снижении их материало- и энергоемкости.

К их числу, несомненно, относятся современные технологии пластического формообразования, позволяющие резко повысить уровень механических, технологических и эксплуатационных свойств и, в первую очередь, термомеханическая обработка (ТМО), которая за счет постоянного совершенствования схем и создания новых, а также более точного управления процессом позволяет достигать все более высокого комплекса свойств. Возможность совмещения в одном технологическом процессе пластического формообразования и термической обработки при одновременном сокращении числа термических операций, несомненно, является одним из основных преимуществ данного метода. Другим важнейшим достоинством является возможность за счет регулирования процессов структурообразования и фазовых превращений существенного (в ряде случаев 2-3-х кратного по сравнению с традиционной термообработкой) упрочнения, а в случае необходимости, и разупрочнения. Последнее применяют, например, для повышения технологической пластичности (в т.ч. в режиме сверхпластичности) листов, улучшения обрабатываемости резанием и т.п. Базовые основы регулирования эволюции структуры в процессе пластической деформации и последеформационного охлаждения, описываемые современной теорией больших пластических деформаций, используются в настоящее время и для разработки технологии получения ультрамелкозернистых и нано-кристаллических материалов.

В США, Японии, Германии и других развитых странах, а также в России различные схемы термомеханической обработки успешно используется при изготовлении брони, изделий космической, ракетной, авиационной техники, судостроения, транспорта, газо- и нефтепроводных труб, изделий медицинской техники и т.д. Широкое распространение получили такие схемы как контролируемая прокатка, высокотемпературная термомеханическая обработка. В меньшей степени освоена контролируемая ковка, она пока больше применяется за рубежом при изготовлении таких изделий автомобилестроения, как коленчатые валы, ступицы, детали рулевого управления и др. из микролегированных сталей взамен легированных улучшаемых.

Необходимо отметить, что в практическом отношении до последнего времени чаще использовали ТМО на стадии заготовительного производства, в частности схему высокотемпературной термомеханической обработки (ВТМО). Лишь в отдельных работах были описаны результаты, касающиеся некоторых схем термомеханического упрочнения цилиндрических деталей и пружин. Между, тем в машиностроении широко применяются © Рудской А.И., 2011 г.

Физические основы и экспериментальные исследования процессов обработки металлов давлением детали различной конфигурации – кольцевые различного профиля сечения, валы, в том числе ступенчатой формы, полосовой и фасонный прокат и т.п. из сталей и сплавов различных классов. Особый интерес представляет использование ТМО при реализации ротационных методов обработки давлением, позволяющих за счет локального нагружения снижать усилия деформации и, тем самым, расширять температурный диапазон вплоть до интервала температур теплой деформации. Такие предпосылки дают возможность разрабатывать принципиально новые способы термомеханического воздействия на металлические материалы, позволяющие за счет регулирования кинетики деформационного упрочнения и распада твердого раствора получать заданные в достаточно широком интервале свойства у практически готовых деталей.

При разработке современных технологий в области заготовительного производства и при изготовлении деталей с помощью современных процессов ОМД крайне важно использовать современные достижения в области разработки физических основ горячей, теплой и холодной пластической деформации на базе современных представлений теории больших пластических деформации и их реализации при использовании известных и специально разработанных методов обработки металлов давлением в режимах термомеханической обработки.

В Санкт-Петербургском государственном политехническом университете на протяжении многих десятилетий ведутся работы в области развития физических основ пластического деформирования и разработки новых ресурсосберегающих технологий на основе ОМД. Основные достижения описаны в ряде монографий и статей, опубликованных как в России, так и за рубежом [1-6]. Приведены описания специально разработанных роботизированных комплексов и автоматических линий, успешно применяющиеся в промышленности при изготовлении заготовок и деталей. Приводятся сведения о технологических особенностях процессов, рассматриваются вопросы моделирования и оптимизации процессов [2, 7].

К настоящему времени создана достаточно цельная, экспериментально и теоретически обоснованная система представлений о малых пластических деформациях, закономерностях, управляющих ею, о связях между микро- и макроявлениями, происходящими в нагруженных твердых телах [1-7].

В наиболее широко используемых на практике методах пластической обработки металлов и сплавов, прокатке, ковке, штамповке, раскатке, волочении и др. используются деформации порядка десятков, а то и сотен процентов. К подобным материалам относятся самые разнообразные металлы: мягкие и твердые, низко- и высокопрочные, жаро- и хладостойкие, с различным типом кристаллической решетки, структурой, фазовым составом.

Между тем, в области больших пластических деформаций, с которыми приходится иметь дело в случае реализации большинства процессов ОМД и термомеханической обработки, наиболее существенные сдвиги в понимании явлений произошли в последние 10-15 лет. При этом наибольший вклад в создание системы представлений о физике больших пластических деформаций внесли научные школы украинских и российских ученых, возглавляемые В.И. Трефиловым, Ю.В. Мильманом, С.А. Фирстовым, В.В. Рыбиным и др. [8-10]. Сформировавшийся подход, подтвержденный как теоретическими расчетами, так и результатами экспериментальных исследований, основан на введении представлений о коллективных эффектах движения в ансамбле сильновзаимодействующих дислокаций, частичных дисклинациях, мезоуровне пластической деформации, ротационных модах пластичности [2, 8, 9]. Данные разработки легли в основу создания современных физических теорий обработки металлов давлением, текстурообразования, а также разрушения, которому предшествует большая пластическая деформация.

Исследованиями, проведенными в последние годы как в России, так и за рубежом установлена природа формирования и закономерности эволюции мезодефектов в процессе термомеханической обработки (ТМО) стали. В наших работах совместно с В.В. Рыбиным и Г.Е. Коджаспировым [2, 6] показано, что, в общем случае, следует различать три моды подобных структурных превращений. Первая из них сводится к процессу фрагментации кристаллов в условиях интенсивной пластической деформации и созданию большеугловых границ деформационного происхождения. Вторая мода проявляется в виде термически активируемых процессов полигонизации и рекристаллизации, которые происходят как во время деформации, так и во время после- и междеформационных пауз. Наконец, третья мода, реализуемая только в сталях на основе ОЦК решетки, есть ничто иное, как формирование специфической дефектной структуры, характерной для нормальных промежуточных и мартенситных превращений, которые происходят при охлаждении заготовки, если температура ее опускается ниже Аr3. Типичными структурными признаками для всех перечисленных мод превращений является формирование в объеме обрабатываемой стали ультрамелкодисперсной структуры, состоящей из средне- и (или) сильноразориентированных кристаллов(фрагментов) с размерами порядка 0,2…1 мкм (см. рис. 1, в). В процессе ТМО эти моды, накладываясь, взаимно усиливают или ослабляют друг друга. На рис. 1 приведены типичные структуры, характеризующие эволюцию структурных и фазовых превращений в результате воздействия горячей пластической деформации в режиме высокотемпературной термомеханической обработки (ВТМО) термомеханической обработке, управление формированием которых позволяет регулировать уровень механических и служебных характеристик.

Рис. 1. Структура -феррита двухфазной аустенитно-ферритной стали после обычной В зависимости от конкретного режима ТМО (деформации и охлаждения) их относительный вклад в формирование конечной структуры может сильно различаться, что приводит к столь же заметным различиям в механических и служебных свойствах заготовок и деталей, получаемых при реализации ТМО.

В плане развития технологий, весьма перспективно создание комбинированных непрерывных технологий, сочетающих в едином технологическом процессе процессы выплавки, разливки, прокатки и термической или термомеханической обработки.

Что касается термомеханической обработки (ТМО), она на протяжении уже не одного десятилетия остается актуальной в связи с неисчерпаемым потенциалом, связанным с возможностью управления формированием различных дислокационно-дисклинационных структур, процессами распада твердых растворов и достижением в результате требуемого в рамках возможного комплекса механических и др. свойств. ТМО относится к ресурсо- и энергосберегающим технологиям, поскольку в большинстве случаев сокращается объем термической обработки, а иногда и ликвидируются целые технологические переделы, при этом упрочняющий эффект позволяет снизить вес конструкций, что сопровождается и снижением металлоемкости.

Наиболее перспективным ее развитием представляется использование в технологиях, обеспечивающих получение ультрамелкозернистых (УМЗ) материалов с помощью современных способов, основанных на применении интенсивной пластической деформации, о чем свидетельствуют последние публикации по данной тематике [1, 2, 5].

И, наконец, направление, крайне важное как при создании и реализации новых материалов, так и технологий c использованием ОМД – это создание и совершенствование методов физического и математического моделирования материалов и технологий.

Библиографический список 1. Рудской А.И. Нанотехнологии в металлургии. – Санкт-Петербург: Наука, 2007. – 186 с.

2. Коджаспиров Г.Е., Рудской А.И., Рыбин В.В. Физические основы и ресурсосберегающие технологии изготовления изделий пластическим деформированием. – Санкт-Петербург: Наука, 2007. – 350 с.

3. Григорьев А.К., Коджаспиров Г.Е. Термомеханическое упрочнение стали в заготовительном производстве. – Л.: Машиностроение, 1985. – 143 с.

4. Kodjaspirov G.E., Rudskoy A.I., Karjalainen L.P. Effect of temperature-strain parameters at HTMP on the stressstrain behavior of nitrogen- bearing stainless steels. The 2nd Int.Symposium on Physics and Mechanics of Large Plastic Strains (PMLPS 2007). – St. Petersburg, 2007. – 4(52). – P. 125-128.

5. Kodjaspirov G.E., Rudskoy A.I. Advanced Severe Plastic Deformation Techniques for Processing Bulk Nanostructured Metal Production. NANONECH’ 2009, Italy, Rome. – 2009. – P. 125.

6. Kodzhaspirov G.E., Rudskoy A.I., Rybin V.V. Effect of thermomechanical processing on structure and corrosion-mechanical properties of AISI 321 steel. 2010, Advanced Materials Research. – Vols. 89-91. – 2010. – P. 769-772.

7. Коджаспиров Г.Е., Рудской А.И. Предварительная термомеханическая обработка среднеуглеродистых малолегированных сталей. Бернштейновские чтения по термомеханической обработке. – М.: МИСиС, 2009. – С. 92.

8. Рыбин В.В. Большие пластические деформации и разрушение металлов. – М.: Металлургия, 1986. – 224 с.

9. Трефилов В.И., Мильман Ю.В., Фирстов С.А. Физические основы прочности тугоплавких металлов. – Киев: Наукова думка, 1975. – 315 с.

10. Kodjaspirov G.E., Rudskoy A.I., Agasiants G.A. Application of cold rolling in the preliminary thermomechanical processing scheme at the long type structural steel production. Proc. of the 3rd International conference Thermomechanical processing of steels. – Padua, Italy, 2008.

11. Rudskoy A.I., Kodzhaspirov G.E. Recent advances in metal science and processing ultrafined and nanostructured materials. XI-International scientific conference «New Technologies and Achievements in Metallurgy and Material Engineering». – Czestochowa, 2010. – P. 34-41.

Физические основы и экспериментальные исследования процессов обработки металлов давлением УДК 621. Дыя Х. /д.т.н./, Кнапиньски М. /к.т.н./, Кавалек А. /к.т.н./© Ченстоховская Политехника Моделирование процессов обработки металлов давлением и исследование их механических свойств с помощью устройства Представлены результаты моделирования процессов обработки металлов давлением с помощью устройства Gleeble 3800. Ил. 9. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: механические свойства, деформация, температура, нулевая прочность The results of modeling of metal forming using a device Gleeble 3800 has been presented.

Keywords: mechanical properties, deformation, temperature, zero strength Введение Современные технологии обработки металлов давлением характеризуются высокой эффективностью, а также уменьшенной энергоемкостью процессов. Пластическая деформация, которой подвергаются металлы при высоких температурах, служит не только для придания изделиям соответствующей формы, а также для получения соответствующих высоких механических свойств готового изделия. Проектирование таких технологий требует знания реальных механических свойств материала в широком диапазоне температур, а также подробного знания динамики фазовых и структурных изменений, которые протекают в металле во время охлаждения до температуры, при которой проводится обработка давлением. Система Gleeble 3800, физический симулятор металлургических процессов – это устройство, которое позволяет проводить как испытания основных механических свойств металлов, так и физические симуляции процессов термо-пластической деформации материалов [1]. Симулятор Gleeble 3800 имеет модульное строение. Его основной частью является базовая машина, оборудованная в виде гидравлического сервомотора и вспомогательные пневматические сервомоторы, а также электросистема большой мощности, служащую для выработки электрического тока высокого напряжения для электродного прогрева исследуемых образцов. К основной машине могут подключаться модули, с помощью которых проводятся различные испытания. Наиболее простым конструкционным модулем является устройство PocketJaw, с помощью которого можно проводить тесты линейного сжатия и растяжения циллиндрических образцов, а также сжатие с плоским деформированным состоянием. Кроме того, в устройстве можно довести до плавки образца, а затем проводить его вторичную кристаллизацию, а также используя дополнительный состав для измерения небольших сил, можно проводить исследования температур нулевого (удельного) сопротивления материала. Модуль Hydrawedge II предназначен для симуляции динамических процессов обработки давлением. Он дает возможность выполнять физическое моделирование многоступенчатых процессов деформации материала с большими скоростями деформации и использование разных скоростей охлаждения образцов во время серии деформаций, а также после завершения процесса деформации. Модуль MaxStrain системы служит для разностороннего сжатия материала. В этом устройстве образец монтируется в оборотном манипуляторе и может быть сжат с помощью плоских бойков определенное количество раз в двух взаимоперпендикулярных направлениях. Этот процесс позволяет аккумулировать пластическую деформацию, благодаря чему возможно поддать образец очень большим величинам деформации. Такие исследования дают возможность анализировать влияние больших пластических деформаций на механические свойства металлов, а также получить ультрамелкозернистую и нанометрическую структуру в сжимаемом материале.

Комплекс Gleeble при измерениях малых сил С использованием комплекса 3800 были проведены исследования температуры нулевой прочности (NST – Null Strength Temperature), температуры нулевой пластичности (NDT – Null Ductility Temperature), а также температуры возврата пластичности (RDT – Return Ductility Temperature) для стали сорта 10CrMoVTiB10-10 [2].

Определение температуры нулевой прочности. Температура нулевой прочности (ТНП) – это температура, определяемая во время нагрева, при котором прочность материала снижается до нуля. Эксперимент проводится с помощью специальной системы, служащей для измерения малых сил и приложения постоянной растягивающей нагрузки. Образец длиной 90 мм и диаметром 6 мм, на который воздействует небольшая сила растяжения (около 80 N), нагревался до температуры 1350оС со скоростью 2оС/с, а затем во время последующего нагрева до заданной температуры 1450оС со скоростью 1оС/с. Во время замедленного нагрева происходит хрупкое разрушение образца после достижения температуры ТНП. Было проведено 8 измерений, из которых были получены следующие результаты: 1406оС, 1437°C; 1415°C; 1408°C; 1402°C; 1411°C; 1420°C и 1418°C.

Крайние величины температуры были отброшены. Из остальных результатов было выведено арифметическая средняя и получена температура нулевой прочности, составляющая 1413°C.

© Дыя Х., Кнапиньски М., Кавалек А., 2011 г.

Определение температуры нулевой пластичности. Температура нулевой пластичности это температура, определяемая во время нагрева, при которой материал теряет способность к пластической деформации. Температуру нулевой пластичности определяют в испытаниях, во время которых образец нагревается до температуры деформации и разрывается. В качестве измерения пластичности принимается величина сужения по формуле (1):

где dp – начальный диаметр, dk – окончательный диаметр.

Образцы нагревались со скоростью 20оС/с до температуры 1300оС, а затем со скоростью 1оС/с до температуры деформации. Далее образцы растягивались до разрыва при двух скоростях перемещения поршня – 1мм/с и 20 мм/с. Полученные результаты представлены на рис. 1. Из проведенных исследований (рис. 1) следует, что температура нулевой пластичности исследуемой стали составляет 1140оС для скорости растяжения 1 мм/с и около 1410оС для скорости растяжения 20 мм/с.

Определение температуры возврата пластичности. Температура возврата пластичности – это температура, определяемая во время охлаждения после нагрева до температуры выше температуры нулевой пластичности, при которой величина сужения составляет 5%. Температура возврата пластичности определяется во время экспериментов, в которых образец нагревается до температуры нулевой прочности, затем охлаждается до температуры деформации и деформируется с помощью растяжения до момента разрыва. Образцы разрывались для двух скоростей перемещения поршня 1 и 20 мм/с. Полученные результаты представлены на рис. 2. На основании проделанных исследований было определено, что температура возврата пластичности исследуемой стали составляет ок. 1390оС для скорости растяжения 1 мм/с и около 1394оС для скорости растяжения 20 мм/с.

Исследование пластичности стали во время горячей деформации Пластичность стали марок S460NL и K56 для температур и скоростей деформации появляющихся в кристаллизаторе машины дуговой сварки COS была определена в испытаниях одноосного растяжения цилиндрических образцов [3]. Целью исследования было определение диапазонов температур, в которых исследуемые стали характеризуются увеличенной податливостью к трещинам во время процесса непрерывного литья, в особенности во время изгибания и правки полосы.

Исследовательская процедура заключалась в нагреве образцов до требуемой температуры, выдерживании их при этой температуре в течение 60 с, а затем растяжении образцов до момента разрыва. Скорость деформации была определена на основании расчетов, проделанных для условий, выступающих во время непрерывного литья сортов S460NL и K56, и составила для двух сортов 0,0005 с-1. Затем было определено процентное сужение образцов в местах разрыва. Высокая величина сужения свидетельствует о высокой вязкости и ее высокой трещиностойкости. Низкие величины сужения свидетельствуют о низкой вязкости и высокой податливости к трещинам. Сужение, равняющееся 0% указывает на полную потерю пластичности стали. Считается, что в зависимости от конструкции машины COS и литого сорта стали, увеличенная податливость стали к трещинам появляется тогда, когда сужение составляет менее 40-60%. Эта величина зависит от интенсивности деформации, выступающей внутри корки. Для устройств COS с одной правильной клетью деформация корки слишком интенсивна и требует сохранения высоких величин вязкости в точке правки полосы. На рис. 3 и 4 представлены полученные зависимости сужения образцов от температуры деформации, соответственно для стали марок K56 и S460NL.

Физические основы и экспериментальные исследования процессов обработки металлов давлением Сталь К56 имеет низкую пластичность стали во всем исследуемом диапазоне температур и не превышает 45% (рис. 3). В особенности следует обратить внимание на локальное уменьшение вязкости для температур в диапазоне 812862°C, когда приближается она к предельной величине. В этом диапазоне температур следует избегать изгибание и правку полосы. Однако для стали S460NL (рис. 4) сужение достигает максимальной величины при температуре 1300оС, затем уменьшается вместе с уменьшением температуры, достигает предельной величины 20% при температуре около 1000оС. Высокая величина температуры, при которой сталь достигает низкой величины вязкости затрудняет модифицирование параметров литья таким образом, чтобы избежать изгибание и правку полосы ниже этой температуры. Следует обратить внимание на следующее уменьшение вязкости при температуре 712оС, когда достигается величина 10%. В этом случае сталь практически теряет способность пластической деформации и следует обратить внимание на удерживание температуры корки в зоне изгибания и правки выше 725оС.

Определение кривых упрочнения стали Кривые упрочнения стали, предназначенной для производства толстолистового проката, отвечающего требованием норм API5L для стали Х80 были определены с помощью системы бойков для сжатия цилиндрических образцов. Эти исследования проводились для диапазона температур 7001200oC и скорости деформации 0,550 с-1. При сжатии без трения передние поверхности образца покрываются специальной смазкой на основе никеля и дополнительно используются графитные прокладки между передними поверхностями образца и инструмента. Таким образом получается однородная деформация на всем объеме образца, что позволяет предполагать, что локальная эквивалентная деформация в каждой точке равняется величине коэффициента деформации рассчитанного из изменения высоты образца:

где lok z – эквивалентная деформация, h ln( h1 / ho ) – истинное обжатие; ho, h1 – соответственно, начальная и конечная высота образца. Одновременно в условиях минимализированного трения между торцами образца и бойками принимается, что средний рост поперечного сечения образца пропорционален уменьшению его высоты. В таких условиях величина напряжения пластичности определяется по формуле:

где p – напряжение пластичности, F – величина силы, измеряемая во время испытания, h – временная величина высоты образца во время испытания, h0 – начальная высота образца, d0 – начальный диаметр образца.

На рис. 5 и 6 представлены кривые упрочнения исследуемой стали, полученные соответственно при скоростях деформации 0,5 и 5 с-1. Рассматривая ход кривых можно отметить, что в диапазоне температур 8001200oC они имеют похожий характер, а изменение величины напряжения течения в функции деформации зависит от явления динамического возврата при более низкой скорости деформации (рис. 5) и динамической рекристаллизации при большей скорости деформации (рис. 6). Однако кривые, полученные во время сжатия образцов при температуре 700оС имеют другой характер, характеризуются резким упрочнением и уменьшением величины напряжения течения при увеличении деформации. Причиной такого хода кривых является присутствие в структуре феррита многочисленных выделений карбида и карбонитрида микролегированных элементов, которые являются причиной сильного упрочнения стали. Однако, при увеличении деформации в структуре возможно происходит динамическая рекристаллизация феррита, являющаяся причиной резкого уменьшения величины напряжения течения.

Рис. 5. Кривые упрочнения стали Х80 при темпера- Рис. 6. Кривые упрочнения стали Х80 при температурах 7001200oC и скорости деформации 0,5 с-1 турах 7001200oC и скорости деформации 5 с- Физическое моделирование процесса регламентированной прокатки толстолистового металла Предметом исследования была сталь для листового металла, отвечающая требованиям сорта Х80 по API5L.

Это мелкозернистая конструкционная сталь, предназначенная для изготовления газопроводных труб с рабочим давлением от 7,4 до 9,8 МРа. Мелкозернистость структуры гарантирует хорошие пластические качества и высокую ударную вязкость. Эта сталь характеризуется минимальной границей пластичности 552 МРа и границей сопротивления на уровне 700 МРа. Физические симуляции процесса прокатки проделаны таким образом, чтобы принять во внимание влияние черновой и чистовой прокатки листов [4]. Исследуемые образцы нагревались до температуры 1200°C в течение 300 с, а затем охлаждались до температуры 1050°C со скоростью 0,5оС/с, при которой происходила первая деформация ( = 0,16), симулируя этап черновой прокатки. Деформация заканчивалась при температурах: образец p1 820°C, образец p2 800°C, образец p3 780°C. Затем образцы охлаждались с одинаковой скоростью 1оС/с до температуры окружающей среды. После охлаждения образцы подвергались металлографическим исследованиям.

Все полученные в результате исследований микроструктуры характеризуются преимущественным присутствием феррита с появляющимися островками перлита. Поэтому это ферритно-перлитные структуры. Во всех образцах видны также выделения карбида и карбонитрида легирующих элементов. На рис. 7 показана структура образца, образовавшаяся в результате охлаждения со скоростью 1оС/с до температуры окружающей среды после деформации, завершенной при температуре 820оС. В микроструктуре появляются зерна феррита разной величины, от очень мелких с хордой около 3 m, до больших, хорда которых составляет около 20 m. На рис. показана структура образца р2, которая образовалась в результате завершения деформации при температуре 800оС и охлаждения со скоростью 1оС/с до температуры окружающей среды.

Рис. 7. Структура образца р1 – конец деформации Рис. 8. Структура образца р2 – конец деформации при температуре 820оС и охлаждения до темпера- при температуре 800оС и охлаждение до температуры окружающей среды со скоростью 1оС/с туры окружающей среды со скоростью 1оС/с Структура характеризуется также разнообразным размером зерна феррита, также как и в образце р1, однако степень унификации структуры выше, чем в полученной при завершении деформации при температуре на 20оС выше. Самая большая унификация структуры получена в образце р3, который охлаждался со скоростью 1оС/с до температуры окружающей среды после последней деформации, которая завершилась при температуре 780оС (рис. 9). В структуре видны зерна феррита величиной от 2 m до около 10 m.

Физические основы и экспериментальные исследования процессов обработки металлов давлением Выводы Представленные в работе примеры использования физического симулятора металлургических процессов Gleeble 3800 подтверждают универсальность этой системы. Устройство можно использовать в качестве пластометра, характеризирующегося широким диапазоном скоростей деформации и разнообразием деформационных состояний, которым можно поддавать исследуемые образцы. При других использованиях дает он возможность проводить симуляции сложных процессов термо-пластического формирования вместе с возможностью дополнительной термообработки.

Без сомнения, положительным качеством устройства является возможность проводить симуляции на реальном мате- Рис. 9. Структура образца р3 – конец деформации производственном процессе.

Библиографический список 1. Dyja H., Gakin A.M., Knapiski M.: Reologia metali odksztacanych plastycznie, Seria Monografie Nr 190, Wyd. Politechniki Czstochowskiej, Czstochowa 2010, UKD – 620.17:539.3/5, ISBN: 978-83-7193-471-1, ISSN:

0860-5017.

2. Knapiski M., Dyja H., Kawaek A., Kwapisz M., Sawicki S.: Sprawozdanie z pracy pt.: «Badanie wasnoci stali 10CrMoVTiB10-10 w wysokich temperaturach», Politechnika Czstochowska, 2010, niepublikowane.

3. Janik M., Dyja H., Knapiski M., Sawicki S.: Sprawozdanie z pracy pt.: «Badanie krzywych plastycznoci stali z dodatkami mikrostopowymi w gatunkach S460NL i K56 w zakresie temperatur 7001300°C», Politechnika Czstochowska, 2011, niepublikowane.

4. Magiera M. i in.: Analiza wpywu temperatury koca walcowania na mikrostruktur blach z drobnoziarnistej stali konstrukcyjnej, XII Midzynarodowa Konferencja Naukowa, Nowe technologie i osignicia w metalurgii i inynierii materiaowej, Politechnika Czstochowska, Czstochowa 2011, w druku.

Предложены подходы к решению задач теории прокатки на основе метода конечных объемов. Разработана модель объемных перемещений металла, исключающая применение гипотезы плоских течений. В результате анализа трансформации базового объема металла (единичного объема) выявлены другие характерные объемы очага деформации, установлена функциональная взаимосвязь между ними. Введены новые объемные параметры и характеристики очага деформации. Подход может быть использован для сложных случаев – прокатки в валках неравного диаметра и решения задач сортовой прокатки, в частности, установления характера распределения моментов между валками. Ил. 5. Библиогр.: 32 назв.

Ключевые слова: прокатка, модель, конечный объем, единичный объем, смещенный объем, скорость The approaches to solving problems of the theory of rolling on the basis of the finite volume method had been offered. A model of the volume movement of the metal, without use of the hypothesis of plane flows, had been developed. Other characteristic volumes of the deformation zone had been revealed after analysis of transformation of basic metal volume (unit volume), established the functional relationship between them. The new three-dimensional parameters and characteristics of the deformation zone had been introduced. Approach can be used for complex cases - rolling in the rolls of unequal diameter and solving of problems of section rolling, in particular, to establish the distribution of moments between the rollers.

Keywords: rolling, model, finite volume, unit volume, offset volume, velocity Методы компьютерного моделирования открывают широкие возможности при решении задач обработки металлов давлением [1], но многие получившие широкую известность программы являются недоступными для широкого круга пользователей. Одновременно, прикладная сторона задач, решаемых методами © Огинский И.К., 2011 г.

компьютерного моделирования, остается недостаточно наполненной практическими выводами, рекомендациями и инженерными методиками. Возникают серьезные затруднения при решении прикладных задач сортовой прокатки при деформации в несимметричных калибрах и производстве сложных фасонных профилей. Заслуга методов компьютерного моделирования в части практических рекомендаций в общем объеме достижений сортопрокатного производства пока невелика. В теории обработки металлов давлением наиболее популярны методы конечных элементов, конечных разностей и граничных элементов, менее известен метод конечных объемов. Названный метод более популярен при решении, например, задач газовой динамики [2, 3]. Предлагаемые в настоящей работе подходы к решению задач теории прокатки не являются прямым использованием математического аппарата известных решений задач на основе метода конечных объемов. Более того, более эффективным может быть создание своего аппарата, максимально адаптированного к условиям процесса прокатки, без привлечений аналогий, например, в виде гидродинамических приближений. На этапе становления и развития метода конечных объемов в решениях задач теории прокатки достаточным является применение стандартных программ общего и прикладного назначения.

Целью настоящей работы является анализ известных и выявление дополнительных технологических особенностей процесса прокатки, позволяющих создать новые подходы к решению прикладных задач теории прокатки на основе численных методов.

Процесс прокатки содержит многообразие объемных проявлений и в то же время теория прокатки включает ограниченное число параметров, которые характеризуют объемные перемещения металла в пределах очага деформации, что свидетельствует о недостаточном уровне знаний о природе объемных преобразований в очаге деформации. Объемные преобразования при прокатке скрыты и малодоступны для прямого изучения, по этой причине многие выводы относительно объемных перемещений выполняются на основе закономерностей контактного взаимодействия [4-7 и др.] и часто носят качественный характер. Сведения об объемных преобразованиях в очаге деформации при прокатке, полученные на основе контактного взаимодействия металла с валком, являются неполными и по причине недостаточности информации выводы не всегда адекватно отражают явления, происходящее в объеме очага деформации. Следствием сказанного являются нерешенные задачи [8, 9], спорные положения и противоречия [10-12] в современной теории прокатки.

Предлагаемые подходы применительно к задачам теории прокатки предусматривают использование конечных объемов двух видов. Первый вид – конечные макрообъемы, по своей величине соизмеримые с объемом металла, находящегося в границах очага деформации (базовым объемом). Второй вид – конечные элементарные объемы, малы по своей величине по сравнению с базовым объемом, их количество диктуется условиями задачи и может быть достаточно произвольным. Общей особенностью объемов обеих типов является их численное постоянство при изменяемой форме. Этим самым соблюдается принцип несжимаемости и неразрывности.

На первом этапе рассматривается плоская задача в отсутствие опережения. Принимая допущение, что опережение отсутствует, вводим погрешность, соизмеримую с величиной опережения, то есть, составляющую несколько процентов.

В результате численного анализа выявлены новые объемные признаки очага деформации, они проявляются в результате трансформации единичного (базового) объема Ve (рис. 1). Названный объем при повороте валка на угол деформируется и идет в вытяжку, при этом, как было установлено в результате анализа, часть металла (объем V1) выходит за пределы очага деформации, другая часть (объем V) остается в границах объема Ve. Наочага деформации V1, остаточный объем V званный факт, не привлекавший внимание исследователей, является одним из исходных элементов модели. В пределах объема Vе находится еще один конечный макрообъм V0, ему предстоит выйти из очага деформации после поворота валка на угол, численно он равен объему V1 (V0 V1 ).

Экспериментальная проверка выявленных особенностей объемных перемещений металла в очаге деформации [13] подтвердила достоверность результатов численного анализа. На рис. 2 представлены образцы, использовавшиеся в исследованиях: а) исходный образец, б) образец, прокатанный за период поворота валка на угол. Затемненные участки на образцах относятся к объемам V0 (рис. 2, а) и V, V1 (рис. 2, б).

Физические основы и экспериментальные исследования процессов обработки металлов давлением Рис. 2. Образцы в экспериментальных исследованиях перемещений объемов Энергетической основой метода конечных объемов, является принцип минимума работы, в теории обработки металлов давлением применяемый в форме закона наименьшего сопротивления или наименьшего периметра. Анализ результатов экспериментальных исследований трансформации исходных поперечновертикальных плоскостей в процессе прокатки [14] свидетельствует о том, что закон наименьшего периметра может быть применен в форме минимизации поверхностных границ текущего конечного объема [15]. Сравнение результатов экспериментальных исследований, выполненных в работе [14] и моделирования на основе названного подхода показывает достаточно хорошую сходимость. Расхождение в количественных значениях лишь подтверждает сложность процесса прокатки и необходимость его дальнейшего изучения.

Прикладной стороной метода конечных объемов при прокатке является определение энергосиловых и кинематических параметров. Теоретические определение работы и момента прокатки представляет собой сложную задачу даже при простом случае прокатки, для производства фасонных профилей теоретических решений не создано и недостаток теории компенсируется достижениями практики, основу которых составляет экспериментальный материал. Существующие методы определения энергосиловых параметров при прокатке по своим физическим подходам могут быть представлены двумя группами. Создателем методов первой группы является Финк, в основу его подхода заложен принцип смещенного объема. Предложенная Финком логарифмическая зависимость является простой по своей структуре и одновременно неточной. Это вызвало необходимость поиска новых решений, у Финка возникли последователи, известно много работ в этом направлении, их авторами являются: Киссельбах-Гульст, Прейслер, Вейс, Кирхберг, Герман, Зибель, Грасгоф, Кодрон, Пупе, Виноградов, Гавриленко, Верещагин, Лисс, Петров и другие. Подходы названных и других авторов не отличались точностью и поиски новых решений вылились в создание новой группы методов. В основе подходов второй группы лежит контактное взаимодействие металла с валками и в определении энергосиловых параметров участвуют контактные напряжения, коэффициент внешнего трения, кинематические величины, характеризующие взаимное перемещение металла и валков – опережение, скольжение и нейтральный угол. Определение каждого параметра всегда связано с погрешностями, в итоге, необходимая точность расчетов становится недостижимой.

Методы второй группы ставятся в зависимость от большого числа факторов, которые в свою очередь, являются трудноопределимыми и не всегда однозначными. В них не всегда достаточно корректно отражена физическая сущность выше упомянутых характеристик. В частности, коэффициент внешнего трения при прокатке не имеет однозначного физического смысла [4, 5] по причине того, что на контакте существуют два вида внешнего трения – покоя и скольжения (зоны скольжения и прилипания). Нейтральный угол, будучи одним из признаков методов первой группы, является также недостаточно однозначной величиной, поскольку его проявление ставят в зависимость от опережения при прокатке, которое, как принято считать, зависит от условий контактного взаимодействия. Отсутствие единства мнений о механизме образования опережения и его взаимосвязи с другими параметрами [12, 16, 17] ставит под сомнение достаточно полную физическую корректность методов второй группы в отдельных ее проявлениях. Дискуссионность в вопросах теории пластического трения [18-24], спорность положений в части природы сил [25], опережения [10-12, 16], нейтрального угла и роли последнего свидетельствуют о том, что точность определения энергосиловых параметров методами второй группы не может быть достаточно высокой, в частности, возникают затруднения при определении момента прокатки и работы через силу внешнего трения и нейтральный угол. Ко второй группе могут быть отнесены и энергетические методы [26], поскольку в них энергосиловые параметры также ставятся в зависимость от контактного взаимодействия, в частности, от нейтрального угла.

Методы обеих групп не являются альтернативными, поскольку первый представляет собой работу внутренних сил, второй – внешних. Соответственно, исходной силовой характеристикой в первом случае является напряжение текучести, во втором – контактные напряжения. Один вид работы может быть выражен через другой, это позволяет создать новые подходы к определению энергосиловых параметров. Определение работы внутренних сил на основе смещенного объема и усредненного по объему напряжению текучести позволяет создать прямой метод определения момента прокатки [27].

Препятствием для использования подхода Финка являлась необходимость достаточно точного определения смещенного объема, это всегда вызывало затруднения. На основе метода конечных объемов разработана модель формирования смещенного объема. Основой его формирования является указанный выше принцип наименьшего периметра в форме минимизации поверхностных границ текущих конечных объемов [15]. Элементарный конечный объем V0 (рис. 3), переходя в смежную область и трансформируясь в равновеликий V0, обжимается в радиальном направлении, осаживается по высоте и отжимается валком в сторону, противоположную направлению вращения валка, создавая зону отставания металла.

На рис. 4 показан элементарный (конечный) смещенный объем Vc1 *, сформированный при первом повороте валка на угол.

Названный объем создается из двух элементов, каждый из них численно равен Vc1 / 2. Перемещаясь, объемы Vc1 / занимают в сумме равновеликий объем Vc1 *. Процедура повторяется вплоть до полного выхода объема V0 * из очага деформации и преобразования его в объем V1. Единичный смещенный объем Vс определяется суммированием элементарных (конечных) смещенных объемов по всей дуге контакта.

Установленные закономерности объемных перемещений и разработанная модель формирования и трансформации конечных элементарных объемов и макрообъемов позволяет подойти к определению работы и момента прокатки [27]. Использован принцип равенства работ внешних Авнеш и внутренних сил Авнут :

Вводятся новые характеристики: объем, смещенный за период поворота валка на угол (единичный смещенный объем); работа, затраченная на создание единичного смещенного объема (единичная работа Ае ) Момент прокатки определяется прямым методом на основе единичной работы:

Изложенные подходы применимы в сложных случаях – при прокатке в гладких валках неравного диаметра и несимметричных фасонных калибрах. Важным звеном в определении технологических параметров является установление реальной скоростной картины течения металла и распределения обжатий между валками, от этого зависит характер распределения крутящих моментов между валками. В теории прокатки принято считать распределение обжатий между валками обратным их диаметрам. Названное условие получено на основе упрощенного подхода, в котором принимается равенство проекций дуг контакта со стороны верхнего и нижнего валков. О неточности такого подхода сказано А. И. Целиковым в работе [29]. Положение раската в валках подчиняется законам механики, в которых отображается равновесие системы валки-металл в вертикальном направлении и выполняется энергетический принцип минимума работы. Если прогнозировать расположение раската в валках с позиций энергозатрат, то он должен занимать положение, которое соответствует минимально необходимой работе, которая в свою очередь соответствует минимальному смещенному объему [30, 31].

На основе изложенных принципов выполнен анализ деформационно-скоростной картины для случаев прокатки в валках неравного диаметра, приведенных в работе [32], результаты анализа приведены на рис. 5. По Физические основы и экспериментальные исследования процессов обработки металлов давлением мере перемещения раската в очаге деформации происходит одновременное сближение скоростей металла и обоих валков, но по различным закономерностям. Основным фактором влияния на характер изменения скоростей становится величина относительного обжатия. В выходной части очага деформации происходит выравнивание скоростей валка большего диаметра и металла вплоть до их полного равенства в плоскости осей валков, если принять допущение об отсутствии опережения на валке большего диаметра. Названное допущение правомочно, поскольку оно исходит из результатов экспериментальных исследований, приведенных в работе [32].

Происходит также сближение скоростей металла и валка меньшего диаметра, однако, динамика их выравнивания другая. Во входной части очага деформации названная разница меньше чем различие в скоростях металла и валка большего диаметра, но на определенном этапе может произойти их полное выравнивание (точки пересечения кривых 1 и 3 на рис. 5), после чего снова возникнет разница скоростей, но уже противоположного знака (скорость металла становится больше скорости валка меньшего диаметра), которая на заключительном этапе перемещения металла будет увеличиваться, дойдя до относительно постоянного значения вблизи плоскости осей валков. Качественная картина изменения указанной разницы скоростей на заключительном этапе будет всегда иметь место, поскольку она обусловлена различием диаметров валков. Во входной части очага деформации скоростная картина не имеет такого постоянства и она может иметь обратный вид. Скоростная картина на рис. 5 дает представление о кинематической стороне формирования нейтрального угла на валке меньшего диаметра. Точка пересечения кривых скоростей металла (кривая 1) и валка меньшего диаметра (кривая 3) дает представление о месте нахождения кинематической границы и, соответственно, нейтрального угла на указанном валке. Нейтральный угол на валке меньшего диаметра имеет кинематическое происхождение и определяется месторасположением вышеназванной точкой пересечения кривых 1 и 3.

Рис. 5. Характер изменения скоростей металла (кривая 1) и валков (кривые 2, 3) вдоль очага деформации при r/R = 0, Выполненный анализ скоростной картины позволяет рекомендовать зависимость для определения отношения моментов на валках неравного диаметра:

В соответствии с выражением (3) в случае увеличения разницы скоростей и, соответственного роста угла r, большая часть момента прокатки будет передаваться валком большего диаметра. В случае разницы, показанМеталлургическая и горнорудная промышленность / ной на рис. 5, а и 5, б, валком большего диаметра будет передаваться весь момент прокатки и можно ожидать появление отрицательного момента на валке меньшего диаметра. Нейтральный угол при этом приобретает условный характер (поскольку он будет находиться за пределами угла контакта на валке меньшего диаметра) и его положение может быть определено экстраполяцией значений, представленных кривыми 1 и 3 на рис. 5, а.

Проведена оценка достоверности выражения (3) путем сравнения с экспериментальными данными, приведенными в работе [32]. Сравнение расчетных и экспериментальных данных в целом показало их удовлетворительную сходимость (в ряде случаев полную сходимость), в отдельных случаях расхождение достигало 25 %.

Отношение r/R было принято, равным единице, уточнение указанного отношения позволит повысить точность расчетов.

Выводы Получили дальнейшее развитие методы исследований объемного течения металла при прокатке.

Предложены подходы к решению задач теории прокатки на основе метода конечных объемов. Введены новые объемные параметры и характеристики очага деформации. На основе принятого в теории обработки металлов давлением закона наименьшего сопротивления предложен подход к моделированию формоизменения исходных плоских сечений. Разработана модель объемных перемещений металла, исключающая применение гипотезы плоских сечений. В результате анализа трансформации базового объема металла (единичного объема) выявлены другие характерные объемы очага деформации, установлена функциональная взаимосвязь между ними. Разработан метод определения распределения моментов при прокатке в валках неравного диаметра.

Использование предложенных принципов моделирования позволяет создать более точные методы решения прикладных задач. Подход может быть использован для сложных случаев – прокатки в валках неравного диаметра и решения задач сортовой прокатки, в частности, установления характера распределения моментов между валками.

Библиографический список 1. Данченко В.Н., Миленин А.А., Кузьменко В.И., Гринкевич В.А. Компьютерное моделирование процессов обработки металлов давлением. – Днепропетровск: Системные технологии, 2005. – 443 с.

2. Численное моделирование многомерных задач газовой динамики / С.К. Годунов, А.В. Забродин, М.Я. Иванов и др. – М.: Наука, 1976. – 460 с.

3. Компьютерное моделирование в инженерной практике /А.А. Алямовский, А.А. Собачкин, Одинцов Е.В.

и др. Санкт-Петербург: БХВ-Петербург, 2005. – 799 с.

4. Контактное трение в процессах обработки металлов давлением / А.Н. Леванов, В.Л. Колмогоров, С.П. Буркин и др. – М.: Металлургия, 1976. – 416 с.

5. Грудев А.П. Внешнее трение при прокатке. – М.: Металлургия, 1973. – 288 с.

6. Контактное взаимодействие металла и инструмента при прокатке / Полухин П.И., Николаев В.А., Полухин В.П., и др. – М.: Металлургия, 1974. – 199 с.

7. Тарновский И.Я., Леванов А.Н., Поксеваткин М.И. Контактные напряжения при пластической деформации. – М.: Машиностроение, 1966. – 279 с.

8. Данченко В. Н. Кардинальные изменения технологии и проблемы теории производства стального проката // Сб. научн. тр. 5 Международной научно-техн. конф. «Теоретические проблемы прокатного производства». Днепропетровск, 2000. – С. 13-19.

9. Мазур В.Л. Нерешенные задачи теории и технологии прокатки // Сучаснi проблеми металургiї. Науковi вiстi. Том 5. Пластична деформацiя металiв. – Днiпропетровськ: «Системнi технологiЇ», 2002. – С. 33-36.

10. Долженков Ф.Е. О некоторых противоречиях современной теории прокатки // Сучаснi проблеми металургiЇ. Науковi вiстi. Том 5. Пластична деформацiя металiв. – Днiпропетровськ: «Системнi технологiї», 2002. – С. 121-124.

11. Зильберг Ю.В. О некоторых противоречиях и допущениях теории прокатки // Известия вузов, Черная металлургия, 2004. – № 11. – С. 24-26.

12. Долженков Ф.Е. Уширение, опережение и вытяжка при продольной прокатке (О некоторых противоречиях современной теории прокатки) // Известия вузов, Черная металлургия. – 2003. – № 5. – С. 41-44.

13. Огинский И. К. Экспериментальные исследования объемного течения металла при прокатке// Вестник Национального технического университета ХПИ. – Новые решения в современных технологиях. – Харьков:

НТУ ХПУ-2010. – № 42. – С. 9-13.

14. Тарновский И.Я., Поздеев А. А., Ляшков В. Б. Деформация металла при прокатке. – М.: Металлургиздат, 1956. – 287 с.

15. Огинский И.К. Модель течения металла без применения гипотезы плоских сечений // Металл и литье Украины. – 2010. – № 12. – С. 33-38.

16. Огинский И.К. О механизме опережения при прокатке // Теория и практика металлургии. – 2010. – № 5-6. – С. 113–117.

Физические основы и экспериментальные исследования процессов обработки металлов давлением 17. Огинский И.К. Прилипание при прокатке, его происхождение и физическое назначение // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2010. – № 5. – С. 46-51.

18. Василев Я.Д. Модель напряжений трения при прокатке // Производство проката. –1998. – № 6. – С. 2-8.

19. Василев Я.Д. Уточнение модели напряжений трения при прокатке // Известия вузов, Черная металлургия. – 2000. – № 11. – С. 22-24.

20. Зильберг Ю.В. Закон и модели пластического трения // Известия вузов, Черная металлургия. – 2000. – № 11. – С. 22-24.

21. Хайкин Б.Е. Рецензия на статью Ю.В. Зильберга «Закон и модели пластического трения» // Известия вузов, Черная металлургия. – 2000. – № 11. – С. 24-25.

22. Ответы автора Ю.В. Зильберга на замечания рецензента Б.Е. Хайкина // Известия вузов, Черная металлургия. – 2000. – № 11. – С. 25.

23. Хайкин Б.Е. Операционалистический подход к проблеме трения в условиях обработки металлов давлением // Известия вузов, Черная металлургия. – 2000. – № 11. – С. 26-27.

24. Зильберг Ю.В. Замечания по дискуссии о пластическом трении // Известия вузов. Черная металлургия. – 2002. – № 9. – С. 26-29.

25. Огинский И.К. Силовая картина в очаге деформации при установившемся процессе прокатки / Огинский И.К. // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2011. – № 1. – С. 37-40.

26. Выдрин В.Н. Динамика прокатных станов. – Свердловск: Металлургиздат, 1960. – 255 с.

27. Огинский И.К. Методы определения энергосиловых параметров // Обработка металлов давлением. Сборник научных трудов. – Краматорск: Донбасская государственная машиностроительная академия, 2010. – № 2 (23). – С. 37-41.

28. Огинский И.К. Смещенный объем при прокатке без применения гипотезы плоских сечений // Обработка материалов давлением. Сборник научных трудов. – Краматорск: Донбасская государственная машиностроительная академия, 2010. – № 3 (24). – С. 37-41.

29. Целиков А.И. О направлении сил, действующих при прокатке на валок и его подшипники // Вестник металлопромышленности, 1935. – № 3. – С. 3-17.

30. Огинский И.К. Прокатка и осадка в валках неравного диаметра // Наукові вісті. Сучасні проблеми металургії. – Дніпропетровськ: НМетАУ, 2009. – Т. 12. – С. 85-91.

31. Огинский И.К. Развитие методов расчета калибровки, определение положения раската в калибре при прокатке несимметричных профилей / И.К. Огинский // Системні технології. – Дніпропетровськ, 2011. – № 2 (73). – С. 130-139.

32. Нефедов А.А. Исследование прокатки в валках неодинакового диаметра: дис. на соискание ученой степени канд. техн. наук / Днепропетровск, 1953. – 147 с.

УДК 621.771:539. Колбасников Н.Г. /д.т.н./, Мишин В.В.© Санкт-Петербургский государственный политехнический университет Маркушкин Е.Ю., Забродин А.В.

ОАО «Высокотехнологический научно-исследовательский институт неорганических материалов им. академика А.А. Бочвара»

Особенности сопротивления деформации и релаксационных свойств нанокристаллического бериллия при температурах горячей прокатки В работе исследованы реологические и релаксационные свойства нанокристаллического бериллия, полученного гидридным способом. Установлено, что сопротивление деформации у гидридного бериллия в 2-2,5 раза выше, чем у дистиллированного. Полная релаксация напряжений в гидридном бериллии протекает непосредственно в процессе деформации, при температуре 800 С. Ил. 8. Табл. 1. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: нанокристаллический бериллий, гидридная технология, нанокристаллическая структура, получение бериллиевой фольги In this paper rheological and relaxation properties of nanocrystalline beryllium obtained by hydride way is investigate. It is established that deformation resistance of hydride beryllium up to 2-2.5 time higher than in distilled. Fully stress relaxation proceeds during deformation processes at temperature about 800 oC.

Key words: nanocrystalline beryllium, hydride technology, nanocrystalline structure, obtaining of a foil from beryllium 1. Постановка задачи Бериллий относится к группе высокомодульных гексагональных металлов с соотношением параметров решетки с/а=1,5671, что меньше идеального. Уникальность свойств данного металла и трудности технологии его © Колбасников Н.Г., Мишин В.В., Маркушкин Е.Ю., Забродин А.В., 2011 г.

обработки определяют высокую стоимость бериллиевой фольги на мировом рынке: цена 1 кг вакуумноплотной фольги толщиной менее 15 мкм достигает 50 млн. долларов. Особенно высокую ценность имеет фольга из высокочистого бериллия. В общем случае стоимость фольги зависит от толщины, качества поверхности, содержания примесей, физических характеристик (вакуумной или оптической плотности – способности удерживать вакуум или не пропускать свет сквозь микропоры).

В настоящее время отсутствие решения известной проблемы хрупкости бериллия не позволяет даже ведущим в технологическом отношении странам разработать экономичные и широкодоступные способы получения вакуумноплотной бериллиевой фольги. В связи с высокой наукоемкостью технологии любое достижение в области теории обработки бериллия может существенно повлиять на конъюнктуру мирового бериллиевого рынка и, опосредованно, на интенсивность научных исследований в смежных областях (в приборостроении, лазерной, рентгеновской технике), где используются изделия из бериллия [1].

Для комплексного решения вышеуказанных проблем в Институте неорганических материалов имени А.А. Бочвара была разработана технология получения сверхчистого нанокристаллического бериллия в виде высокопорис- Рис. 1. Микроструктура нанокристаллического сверхтой губки, полученной гидридным методом [2]. После чистого бериллия компактирования средний размер зерна такого бериллия составляет 20-30 нм и не превышает 100 нм, рис. 1. Химический состав материала представлен в табл. 1. Высокая чистота металла, особенно по основной вредной примеси – железу – значительно повышает привлекательность материала для использования его в высокоточных рентгеновских приборах, где бериллий используется в виде датчиков и счетчиков рентгеновского излучения.

Таблица. 1. Химический состав нанокристаллического бериллия В связи с разработкой гидридного метода получения сверхчистого нанокристаллического бериллия проблема борьба с его хрупкостью и создание технологий изготовления тонких фольг, в том числе методом холодной прокатки, приобретает особую актуальность. Задачей работы явилось исследование релаксационных свойств сверхчистого нанокристаллического бериллия методом двойного нагружения. Разработка технологии горячей деформации, в особенности такого дорогого и сложного в деформационном плане материала как бериллий, должно опираться на информацию о реологических и релаксационных свойствах материала, которые для нанокристаллического состояния могут значительно отличаться от свойств в обычном состоянии. Следует заметить, что информации о реологических и релаксационных свойствах бериллия в горячем состоянии в литературе содержится мало, см., например [3, 4], что вызвано, очевидно, токсичностью металла и его хрупкостью как в холодном, так и в горячем состояниях.

Пробные термические обработки сверхчистого нанокристаллического бериллия показали, что его твердость практически не зависит от температуры отжига вплоть до 900 °С и времени выдержки до 1 часа, что совершенно не характерно для нанокристаллического состояния. Высокая термическая стабильность механических свойств определяется стабильностью структуры материала.

2. Методика выполнения работы Изучение реологических и релаксационных свойств нанокристаллического бериллия выполняли на модуле Hydrawedge термомеханического симулятора Gleeble-3800 (рис. 2), установленного в Санкт-Петербургском государственном политехническом университете.

Как правило, исследование сопротивления деформации и процессов релаксации напряжений выполняют на цилиндрических образцах диаметром 10 мм и длиной 15 мм. Ввиду дефицитности и высокой стоимости сверхчистого нанокристаллического бериллия, исследования проводили в ограниченных температурнодеформационных условиях: температура и скорости деформации были приняты близкими к реальным параметрам горячей деформации данного материала, обычно используемых в технологиях. Всего было испытано 16 образцов из бериллия диаметром 610 мм и длиной 815 мм. По причине малой высоты некоторых образцов при испытаниях было невозможно установить датчики продольной или поперечной деформации, поэтому расчеты деформаций выполняли по перемещению рабочего штока установки. По результатам испытаний строят зависимости истинных напряжений от истинных деформаций.

Физические основы и экспериментальные исследования процессов обработки металлов давлением Рис. 2. Общий вид комплекса Gleeble-3800 (а), камера модуля Hydrawedge (б), момент проведения испытаний (в) Обычно зависимости () имеют вид, представленный на рис. 3, где показаны результаты испытаний трубной стали 09Г2ФБ. Первый участок кривой на рис. 3,а при р преобладающим процессом является динамическая рекристаллизация, скорость которой значительно превосходит скорость упрочнения. В качестве переходной стадии между статической и динамической рекристаллизациями рассматривают метадинамическую рекристаллизацию. При больших деформациях кривая () обычно стремится к значениям ss, рис. 3, а, которые при некотором приближении могут быть признаны постоянными.

Рис. 3. Результаты испытаний по зависимости истинных напряжений от истинных деформаций для трубной стали категории прочности Х80: