Файл: Пластическое деформирование металлов [сборник статей]..pdf

Рис. 4. Горячая прокатка. Рас­ пределение температуры по тол­ щине полосы в конце периода

теплового контакта при /р = 0,15 (a), fp = 0 (б) и термического-

сопротивления (в)

Цифры показывают номера [тепловых циклов

ном слое для фиксированного с вращающимся валком радиального направления при идеальном тепловом контакте с трением (/р = = 0,075) в конце периода контакта валка с полосой (рис. 5, а} и в конце теплового цикла (рис. 5, б) для 50 тепловых циклов. При высоких значениях а» и г?к даже небольшая величина коэф­ фициента пластического трения вызывает сильный тепловой поток

91

Рис. 5. Холодная прокатка. Распределение температуры в валке для фик­ сированного радиального направления в конце периода контакта (а) и в конце теплового цикла (б) для идеального теплового контакта между валком и полосой при {р = 0,075;

1, 5, 20, S0— номера тепловых циклов

t °z-io~z

Рис. 6. Холодная прокатка. Из­ менение температуры поверхности валка от времени в течение тепло­ вого цикла для идеального тепло­ вого контакта при fp = 0,075 (а), fp = 0 (б) и для термического сопротивления (в);

1, 5, 20 , 50 — номера тепловых циклов

Т °С • 103

яа границе валок — полоса, что приводит к нагреву поверхности валка на 50 обороте до 255° G в конце периода контакта с полосой (см. рис. 5, а), В конце каждого теплового цикла температура поверхности валка значительно снижается (см. рис. 5, б). Так как тепловой цикл составляет только десятые доли секунды, то тепло от поверхностных слоев валка не успевает достаточно быстро отводиться наружным охлаждением и теплопередачей к внутрен­ ним, более холодным слоям валка. В результате этого температура в поверхностном слое валка увеличивается с ростом числа тепло­ вых циклов. Для холодной прокатки при идеальном тепловом контакте с трением характерно резкое изменение температуры

92

в очень тонком поверхностном слое (~ 0,4 мм) в конце периода контакта с полосой на каждом тепловом цикле (см. рис. 5, а).

Изменение температуры во времени в течение теплового цикла для фиксированной точки поверхности валка показано на рис. 6. Температура принимает наибольшее значение в конце периода контакта. В начале конвективного теплообмена с окружающей средой она быстро падает. В момент времени t = 0,061 сек вклю­ чается эмульсионное охлаждение поверхности валка, что вызы­ вает более интенсивное снижение температуры. Наибольший нагрев поверхности валка получается при идеальном тепловом

Рис. 7. Холодная прокатка. Изменение максимальной (сплошная линия) и минимальной (пунктирная) температуры поверхности валка в зависимости от числа тепловых циклов для идеального теплового контакта при /р = = 0,075 (о), при /р = 0 и термическом сопротивлении (б)

1 — /р = 0; 2 — R о = 0,445-Ю-6 м?-град/вт

контакте с трением (рис. 6, а); для двух других вариантов гранич­ ных условий в период контакта валка с полосой разогрев поверх­ ности валка значительно уменьшается (рис. 6, б, в). Интересно отметить, что эмульсионное охлаждение вызывает заметное сни­ жение температуры поверхности валка при идеальном тепловом контакте с трением, тогда как при двух других вариантах гранич­ ных условий вследствие небольшой разницы температуры поверх­ ности валка и смазочно-охлаждающей жидкости эмульсионное охлаждение мало снижает температуру поверхности валка. В этом случае основная роль смазочно-охлаждающей жидкости заклю­ чается в создании термического сопротивления между валком и полосой, защищающего валок от высокой температуры полосы.

На рис. 7, а, б показано изменение максимальной и мини­ мальной температуры поверхности валка в зависимости от числа тепловых циклов при различных условиях теплообмена между валком и полосой при их контакте. Практически стационарные значения температуры достигаются через 60—100 тепловых циклов. Наибольший перепад температуры поверхности валка за тепловой цикл получается при идеальном тепловом контакте с трением (рис. 7, а) и наименьший — при термическом сопротивлении.

93

5

ж

50 5

/ _____

/

О__________о,I5 г,о

Zx/O

Рис. 8. Холодная прокатка. Распределение температуры по толщине полосы в конце пери­ ода контакта (I — 4 = 0,92*

• 10~3 сек) и в конце теплового цикла (I I — 4 — 0,12 сек) для идеального теплового контакта при /р — 0,075 (a), fp = 0 (б)

и термического сопротивления

(«)

1, 5, 20, 50—номера тепловых циклов

Z x / O

На рис. 8 приведены результаты расчетов распределения темпе­ ратуры по сечению полосы в конце периода контакта и в конце теплового цикла при холодной прокатке. При идеальном тепловом контакте с трением температура полосы значительно повышается у поверхности контакта с валксьм (рис. 8, а); идеальный контакт без трения и термическое сопротивление снижают температуру полосы в этой зоне (рис. 8, б, в). В конце каждого теплового цикла температура полосы выравнивается по сечению. С увели­ чением числа тепловых циклов температура полосы повышается за счет уменьшения отвода тепла от полосы к валку при разогреве его поверхностных слоев.

Для расчета снижения температуры полосы в межклетевом промежутке можно использовать аналитическое решение задачи теплопроводности для полосы с однородным начальным температур­ ным полем при граничном условии третьего рода на ее поверхности (17J. Для приведенного выше значения коэффициента теплоотда­ чи а температура полосы перед входом в четвертую клеть оказалась равной 160,5° С при идеальном тепловом контакте с трением при обжатии в третьей клети; 145° С при идеальном контакте без тре­ ния и 149° С при термическом сопротивлении. По эксперименталь­ ным данным, представленным НИИТЯЖМахп Уралмашзавода, температура полосы перед входом в четвертую клеть равна 155° G, что соответствует среднехму значению для идеального теплового контакта с трением и для термического сопротивления.

Сравнение теоретических данных с экспериментом указывает на то, что в реальных процессах прокатки, по-видимому, происхо­ дит чередование различных вариантов граничных условий тепло­ обмена между валком и полосой в зоне контакта. Так как в разра­ ботанных программах учитываются различные виды граничных условий теплообмена между валком и полосой в период контакта, то, задаваясь некоторым законом чередования этих условий в за­ висимости от номера теплового цикла, можно учесть указанную особенность процесса прокатки расчетным путем. Кроме того, хотя программы составлены для фиксированных значений скоро­ сти vK, продолжительности теплового цикла и составляющих его частей, они могут быть легко обобщены на случай зависимости этих величин от времени. Этим можно учесть, например, измене­ ние угловой скорости валка в период разгона стана.

ЛИ Т Е Р А Т У Р А

1.А . И. Целиков, В. И. Зюзин. Современное развитие прокатных станов. М., «Металлургия», 1972.

2.М . А . Тылкин. Прочность и износостойкость деталей металлургического оборудования. М., «Металлургия», 1965.

3.А . В. Третъяков, Э. А . Гарбер. Расчет и исследование валков холодной прокатки. М., «Машиностроение», 1966.

4.А . Д . Томленое. Теория пластического деформирования металлов. М., «Металлургия», 1972.

5.Г. Карслоу, Д . Егер. Теплопроводность твердых тел. М., «Наука», 1964.

95

6 . В. К. Белосевич, II. П. Нетесов. Совершенствование процесса холодной прокатки. М., «Металлургия», 1971.

7.Н. И. Яловой, М. А . Тылкин, П. И. Полухин, Д . И. Васильев. Тепловые процессы при обработке металлов и сплавов давлением. М., «Высшая школа», 1973.

8 . Г. И. Иванцов. К теории теплообмена прокатных валков и раскаленного металла.— Журнал технической физики, т. VII, вып. 10, 1937.

9.Н. Ю. Тайц, А . Г. Сабельников, В. И. Губинский. Определение темпера­ туры металла в процессе деформации.— Изв. вузов, Черная металлур­ гия, 1965, № 2.

10.В. R. Белосевич, Г. В. Смирнов. Тепловые режимы рабочих валков листо­ вых станов холодной прокатки и методика расчета их охлаждения.— В сб. «Валки холодной прокатки». Труды ЦНИИТМАШ, № 97, 1971.

11.А . К. Терешко, В. П. Полухин, В. А . Николаев и др. Экспериментальное исследование распределения температуры в рабочем валке при холодной прокатке.— Изв. вузов, Черная металлургия, 1971, № 3.

12.J. F. М. Bishop. An Approximate Method for Determination of the Tem­ peratures Reached in Steady Motion Problems of Plane Plastic Strain.— Quart. J. Mech. and. Appl. Math., 1956, v. IX, pt 2.

13.P. И. Непершин. Алгоритм расчета на ЭВМ температурных полей в процессах горячей объемной штамповки.— В сб. «Исследование пла­ стического формоизменения металлов». М., «Наука», 1974.

14.J. F. Alder, V. A . Phillips. The Effect of Strain Rate and Temperature on the Resistence of Aluminium, Copper and Stell to Compression.— J. Inst. Metals, 1954—1955, v. 83, p. 80—86.

15.P. И. Непершин. Расчет на ЭВМ накопленной пластической деформации и температурного поля для адиабатических условий пластического те­

чения при осесимметричном прессовании.— Машиноведение, 1973, № 1.

16.А . И. Целиков. Основы теории прокатки. М., «Металлургия», 1965.

17.А . И. Пехович, В. М. Жидких. Расчеты теплового режима твердых тел.

Л., «Энергия», 1968.

18.Л. Д. Демидов. Исследование условий теплопередачи от заготовки к штам­ пу.— Кузнечно-штамповочное производство, 1966, № 9.

19.А . А . Самарский. Введение в теорию разностных схем. М., «Наука», 1971.

20.В. С. Чиркин. Теплофизические свойства материалов. М., Физматгиз, 1959.

Н . И . К РЫ Л О В , Р . И . Н Е П Е РШ И Н , В. К . БЕ Л Я Н И Н О В

МЕТОД РАСЧЕТА НА ЭВМ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ В ИНСТРУМЕНТЕ ПРИ ГОРЯЧЕЙ РЕЗКЕ ЗАГОТОВОК КРУПНЫХ СЕЧЕНИЙ ОБКАТКОЙ ТОНКИМИ ДИСКАМИ

Резка заготовок крупных сечений обкаткой тонкими дисками при высокой температуре нагрева заготовок является одним из новых прогрессивных способов резки и может, в частности, при­ меняться для разделения слитков, получаемых на установках непрерывной разливки стали. По сравнению с другими методами резки этот способ обеспечивает хорошее качество поверхности разреза и отсутствие отходов металла. Эти преимущества позво­ ляют получить высокую экономическую эффективность процесса.

96

Врассматриваемом процессе разделение заготовки на части происходит за счет постепенного внедрения в нее тонких дисков, обкатывающихся по заготовке и перемещающихся к ее центру при помощи механизма подачи машины. Заготовка может иметь темпе­ ратуру в диапазоне 800—1100° С. В процессе обкатки диски со­ прикасаются с нагретой заготовкой и вследствие их малой толщи­ ны существенно нагреваются. Поэтому надежность работы машины существенно зависит от нагрева диска.

Вслучае идеального теплового контакта между инструментом

изаготовкой при надлежащем выборе начальной температуры диска в расчетном сечении для оценки распределения температуры в диске можно использовать приведенное А. Д. Томленовым [1] аналитическое решение для тонкой полосы, находящейся в контак­ те с полуограниченными телами. Описываемый ниже метод расчета распределения температуры в диске основан на решении числен­ ным методом на ЭВМ дифференциального уравнения теплопровод­ ности как для идеального теплового контакта между инструментом

изаготовкой, так и для термического сопротивления, создаваемо­ го, например, тонким слоем окислов на поверхности нагретой заготовки. Задача решается от момента начала контакта дисков с заготовкой до момента разделения заготовки с учетом цикличе­ ского чередования контакта инструмент— заготовка и конвективно­ го теплообмена, происходящего при обкатке дисков. Расчетный метод опирается в своей основной части на разработанные в лабо­ ратории пластических деформаций универсальные алгоритмы рас­ чета температурных полей в процессах горячей объемной штампов­ ки и прокатки [2, 3J, в которых также происходит циклическое чередование контакта инструмента с нагретым металлом и конвек­ тивного охлаждения.

Схема процесса резки заготовки обкаткой тонкими неприводны­ ми дисками показана на рис. 1. Диски 1 свободно вращаются на осях 2, связанных с планшайбой (на рисунке не показана), имею­ щей постоянную угловую скорость ю. За счет вращения планшай­ бы диски обкатываются по неподвижной заготовке 3, которая мо­ жет иметь отверстие радиусом г0, и вращаются с угловой скоростью к»! вокруг осей 2. Одновременно с вращением планшайбы меха­ низм подачи обеспечивает перемещение осей дисков к центру за­

готовки с некоторой скоростью S. В радиальном сечении по тол­

тальные исследования показывают приблизительно постоянное усилие внедрения режущих дисков, за исключением начала и кон­ ца процесса. При этом диск находится в контакте с нагретой за­ готовкой по боковым сторонам на длине Н — (2 ч- 6) h0 для ра­ диального направления, проходящего через центр заготовки (рис. 1, б). Для того чтобы усилия внедрения дисков, действую­ щие на планшайбу через оси 2, не передавались на подшипнико­ вые узлы шпинделя машины, число дисков должно быть не мень-