Файл: Контактное взаимодействие металла и инструмента при прокатке..pdf

При прокатке тонких полос из материалов с большим исходным пределом текучести и с интенсивным упрочнением местный прогиб контактной поверхности рабочего валка достигает больших величин

[10, 48].

Кривые радиальной деформации рабочего валка в очаге деформа­ ции при прокатке алюминиевых.полос различной толщины (см. рис. 14) позволяют судить о влиянии не только формы эпюр нормальных

личину радиальной деформации сжатия. Однако при этом необходимо учитывать, что с изменением формы эпюры (в результате изменения отношения /Д/Яср) изменяется и длина дуги контакта металла с валком (см. рис. 14).

На рис. 16 показана часть окружности недеформированного валка и действительная форма дуги контакта с учетом упругой дефор­ мации валков и полосы, построенная по показаниям датчика ради­ альной деформации и результатам измерения недокатов. Расхожде­ ние результатов измерений на недокатах и по датчикам радиальной деформации вызвано несовершенством методики исследования по недокатам. На рис. 16 не видно прогиба поверхности валка в контакте с по­ лосой, что связано с разными масштабами по осям абсцисс и ординат.

Профиль валка в очаге деформации, построенный по показаниям датчика радиальной деформации, позволяет сделать вывод об отсут­ ствии пластической деформации алюминия за линией центров валков

[см. рис. 16). -

За линией центров валков происходит упругое восстановление размеров прокатываемой полосы, и естественно, что на протяжен­ ность части дуги за линией центров валков оказывают влияниеупру-

30

такта. Об этом свидетельствуют результаты, полученные в работах [10, 59, 61, 62 , 68] при прокатке тонких (до 0,2 мм) стальных полос

определения приращения длины дуги контакта с учетом упругой деформации полосы.'

Зависимость упругой отдачи алюминиевых полос различной

центров валков вследствие симметричности эпюр нормального меж­ валкового давления.

Практикам хорошо известно, что контактные перемещения поверхности валка тем меньше, чем выше' ее твердость при про­ чих равных условиях.

-31

Т а б л и ц а 4

Т а б л и ц а 5

В настоящее время в литературе отсутствуют сведения о взаимосвязи между твердостью и физическими константами ма­ териала.

Заметное влияние на модуль упругости стали оказывают напря­ женное состояние и предварительная термообработка. Так, например, отмечено [69], что тангенциальный модуль упругости изменяется

32

можно предположить, что измеренное значение модуля упругости может не соответствовать его действительной величине для конкрет­ ных условий работы.

Рассмотрим влияние твердости поверхностных слоев валков на их упругое сжатие.

рср,кгс/ммг

Вырезанныеиз отожженного (24 HRC) стального валка диски диаметром 197 и толщиной 30 мм с осевым каналом подвергали объем­ ной закалке на различную твердость. Для сохранения условий за­

ским суммированием были получены деформации по радиусу диска относительно геометрического центра, а из экспериментальных дан­ ных выбраны максимальные значения деформации.

Как видно из рис. 19, твердость поверхности дисков может влиять иа их деформацию, причем в большей степени при больших нагруз­ ках. При увеличении твердости поверхности диска от исходной 24 до рабочей 64 HRC, т. е. более чем в два раза, радиальная деформация дисков уменьшается примерно на 30%. До 50 HRC наблюдается прак­ тически линейная зависимость между радиальной деформацией и твердостью, которая.объясняется перераспределением деформации сжатия между дисками и плоской плитой постоянной твердости. При увеличении твердости поверхности диска на долю плоской плиты приходится большая деформация.

В работе [5] показано, что радиальная деформация концентри­ руется в контактной зоне; изменение суммарной радиальной дефор­ мации происходит в основном за счет изменения ее в контактной зоне.

Экспериментально доказано, что при расчете длины дуги захвата целесообразно учитывать твердость поверхности валков введением в соответствующие теоретические формулы специальных коэффициен­ тов. Эти выводы согласуются с указанными в работе [4 1замечаниями о необходимости проведения работ по выяснению зависимости модуля упругости от твердости валков, остаточных и действующих на­ пряжений и т. д.

4 . В Л И Я Н И Е У П Р У Г О Г О С Ж А Т И Я В А Л К О В

И В О С С Т А Н О В Л Е Н И Я П О Л О С Ы Н А К О Э Ф Ф И Ц И Е Н Т П Л Е Ч А Р А В Н О Д Е Й С Т В У Ю Щ Е Й У С И Л И Я П Р О К А Т К И

Одновременное измерение усилий и моментов прокатки позволяет уточнить некоторые закономерности, связывающие нормальные и тангенциальные силы в зоне деформации. В результате проведен­ ных авторами дополнительных измерений удалось разделить момент, регистрируемый с помощью тензодатчиков, наклеенных на шпин­ дели, на момент прокатки, момент трения и момент холостого хода. Для учета затрат энергии на перекатывание одного по другому вал­ ков равного диаметра, сжатых между собой некоторой силой Р, применили методику А. В. Третьякова [70]. В-этой работе показано, что момент трения качения Мтр к равен kP, а плечо трения качения k = cb. Полуширину площадки контакта двух валков b рассчитывали по формуле Герца. Результаты расчета трения качения по экспери­ ментальным значениям плеча k и коэффициента плеча с при прокатке на стане 205/360x500 приведены в табл. 6. В методе I Мтр. к рассчи­ тан по коэффициенту плеча с, в методе II — по фактическому значе­ нию плеча трения качения /г.

Момент, необходимый для вращения одного рабочего валка дру­

рабочих валка приводные, а диаметры валков различаются незначи­ тельно. Потери момента при прокатке определяли с помощью диа­ грамм (рис. 20).

34