Призначена для виготовлення осесиметричних у плані поковок з елементами тонких полотен методом гарячого торцового розкочування (ГТР) з вуглецевих і легованих сталей.
Комплекс може використовуватись у ковальських цехах машинобудівних підприємств, пов'язаних з виготовленням деталей типу дисків, фланців, кілець тощо.
Модернізований комплекс на базі гідравлічного преса мод, що серійно випускається. ДЕ2432 дооснащений установкою для ГТР та має єдину систему управління.
Установка для (ГТР) включає два шпинделі зі змінними інструментами: верхнім непривідним і нижнім приводним, встановленими відповідно на повзуні і на столі преса.
Нижній шпиндель з нижнім раскатним інструментом приводиться у обертання від індивідуального електродвигуна через клинопасову і дві малошумні зубчасті передачі. Верхній шпиндель з верхнім раскатним інструментом має механізм регулювання кута нахилу щодо вертикальної осі обертання.
При розкочуванні обертальний рухвід нижнього шпинделя за рахунок сил тертя передається через заготовку, що деформується, верхньому шпинделю.
Є можливість комплектації установки засобами завантаження-вивантаження заготовок (напівфабрикатів).
Технологічний процес отримання поковок методом ГТР за рахунок обтиснення металу в локальному контакті дозволяє зменшити зусилля розкочування в 5-10 разів і більше в порівнянні з зусиллям деформування КГШП або ПВШМ.
Головною особливістю пропонованого процесу є можливість одержання виробів з тонкими полотнами при співвідношенні висоти до діаметра до 0,03, що практично недосяжно на традиційному КПО. При торцевому розкочуванні цих виробів зменшується витрата металу до 15%, знижується трудомісткість механообробки до 25%.
Застосування нової технологіїдає можливість зменшити масу поковки, скоротити обсяг механічної обробкиі, найголовніше, - знизити силу за рахунок локального деформування, що дозволяє замінити такими установками потужніше штампувальне обладнання. Пропоновані комплекси для виготовлення згаданих типів поковок з успіхом замінять традиційне обладнання: КГШП зусиллям 630-1000 тс і частково 1600 тс, а також ПВШМ з МПЧ 630-1000 кг і частково 2000 кг, володіючи ненаголошеним характером роботи, .
У виробничих умовах комплекс експлуатується разом із засобами нагріву. При необхідності до складу ділянки може бути включений прес для осаду напівфабрикату для подальшого розкочування.
УДК 621.73
КІНЦЕВО-ЕЛЕМЕНТНА МОДЕЛЬ РОЗРАХУНКУ ВЕЛИЧИНИ НАКОПИЩЕНОЇ ДЕФОРМАЦІЇ У ПРОЦЕСІ ГАРЯЧОЇ РОЗКРАСТУ КІЛЕЦЬ
© 2009 Ф.В. Гречніков1, Є.В. Аришенський1, Е.Д. Беглов2
1 Самарський державний аерокосмічний університет 2 ВАТ "Самарський металургійний завод"
Надійшла до редакції 13.02.2009
Розроблено, звичайно-елементну модель розрахунку ступеня накопиченої деформації на різних етапах деформування кільцевої заготовки. Зіставлення результатів моделювання та експериментальних залежностей підтверджує адекватність моделі.
Ключові слова: розкочування кілець, макроструктура, рекристалізація, накопичена деформація, метод кінцевих елементів, модель, матриця жорсткості, рівноміцні вставки.
У практиці виробництва ВМД широко використовуються кільцеві деталі, що мають багатофункціональне призначення. До цих деталей висуваються високі вимогиза структурою та рівнем механічних властивостей. Основним способом отримання кільцевих деталей є гаряче розкочування(Рис.1). Особливістю цього процесу є наявність багаторазових актів локальної деформації заготівлі в момент її знаходження у валках і супутня багаторазова часткова рекристалізація в міждеформаційних, паузах, що ускладнює розрахунок загальної (накопиченої) деформації за процес.
Це призводить до того, що за перерізом заготовки можуть бути присутніми різні за величиною, в тому числі, і критичні ступеня деформації. У свою чергу, критичні ступеня деформації сприяють утворенню великого зерна при остаточному відпалі рекристалізаціі. Водночас у місцях, де деформація перевищила критичні значення, утворюватиметься дрібнозерниста структура. Таким чином, неоднорідність деформації призводить до різнозернистості, тобто структурної неоднорідності перерізу деталей і зниження рівня механічних властивостей. Щоб уникнути цього, необхідно знати кожному етапі величину накопиченої деформації, отриманої металом як у кожному локальному етапі деформування, і протягом період розкочування загалом. У зв'язку з цим метою цієї статті є побудова математичної моделі, Що дозволяє визначати напружено-де-
Гречніков Федір Васильович, доктор технічних наук, професор, член-кореспондент РАН, проректор з навчальної роботи. E-mail: [email protected]. Аришенський Євген Володимирович, аспірант. E-mail: [email protected].
Беглов Еркін Джавдатович, кандидат технічних наук, провідний інженер. E-mail: [email protected].
формований стан та величину ступеня накопиченої деформації.
При розробці кінцево-елементної моделі враховано, що, завдяки симетрії, структура та властивості розкочаного кільця ідентичні всім перерізів по колу. З огляду на цю обставину модель була побудована не для всього кільця, а для сегмента, що дорівнює 6-ти довжинам вогнища деформації. Сегмент розбивається на кінцеві трикутні елементи, як показано на рис. 2.
Кут р, що визначає положення елемента в області рішення, знаходимо за такою формулою.
12 1 ■ Кг
(2ЯН + 2ЯВ) , (1)
де ЯН, ЯВ - зовнішній та внутрішній радіуси кільця;
К – середній радіус кільця в 1 обороті.
Ь - довжина дуги контакту з будь-яким із валків. Для її визначення застосовано формулу
Ь 1(2) АН, (2)
Мал. 1. Схема процесу гарячого розкочування кілець: 1 - заготівля, 2 -внутрішній непривідний валок (дорн), 3 - зовнішній приводний валок, 4, 5 -напрямні ролики, 6 - кінцевий вимикач (контроль діаметра)
де Я2 - радіуси приводного та не приводного валків
А Ь - абсолютне обтиснення Попередньо розбиваємо область рішення на чотирикутні сектори, кожен із яких відповідає двом сусіднім трикутним елементам. Є N рядів секторів за радіальним напрямом і М - у тангенціальному напрямку. Є 2 ■ N ■ М трикутних елементів та (М + 1) ■ (N + 1) вузлів. Нумерація вузлів показано на рис. 2. Координати 1-го вузла по осях 1 і 2 позначимо як хц, X"2
ЧС)] НМММ) | ;<3>
1 ЕВн.+Дн-Дн то!± ^тоД
У процесі розрахунку координати вузлів у будь-якій точці області розрахунку будуть змінюватися на пе-
реміщення вузлів йп, 2 . Для знаходження йп, 2 скористаємося енергетичним методом. Розглянемо окремий трикутний елемент 1 із вузлами 1, 2, 3 на рис 3.
Припустимо, що елемент спочатку не напружений, вузлові сили дорівнюють 0. Потім сили А, У, /3 прикладаються до відповідних вузлів елемента. Нова конфі-
ція вузлів буде мати зсув й 11, й"12, й, й22, й^, й32 . Верхній індекс відноситься до елемента, надалі його опускаємо. Перший нижній індекс відноситься до вузла, а другий - до координати. Потенційна енергія I нової конфігурації по відношенню до вихідної являє собою різницю між енергією напруженого стану, накопиченої в елементі і роботою досконалої силами /2,/3 на векторі переміщень е, .
I=і-Ж=2 |(п + ст22?
Рис 3. Завдання граничних умов завдання про деформування сегмента
де ё12.......- переміщення у вузлах елемента
за напрямами 1,2 відповідно;
/п...... /32 - сили, під дією яких
відбувається зміщення вузлів у напрямку 1,2 відповідно;
е11 е22 – нормальні, а е12 – дотичний компоненти тензора деформації;
у11у22 – нормальні, у12 – дотичні компоненти тензора напруг.
Інтегрування проводиться за обсягом ^ (у цьому випадку плоскої деформації -по площіелемента dF). Для зручності подальшого рішення представимо рівняння (5) у матричній формі.
I = - | а -е-еГ-е 2
Г = 2\еЩеГ - =
Значення компонент вектора е = |е„ ■■■ е32|| повинні бути такими, щоб потенційна енергія I мала мінімальне значення:
■- = 0; Н1...3, . (7)
Після диференціювання, у векторній формі отримаємо:
І-ІНГ)-е = f. (8)
Щоб зрозуміти позначення, ||в||, та ||і|| ще раз розглянемо окремий елемент, Поданий на рис.3.
Якщо він трикутний як у нашому випадку, і напруги в ньому змінюються лінійно, то рекомендується пов'язувати значення переміщення вузлів елемента і його деформацію наступною формулою.
Х22 Х-32 Х11 Х31 Х32 Х12 Х21 Х11
21 Хц 12 22
У матричній формі вираз (9) запишемо так:
е = \\Б\\ - е. (9 а)
Як очевидно з (9) ||в|| виражає зміни координат вузлів трикутного елемента за збереження його площі і пов'язує переміщення у його вузлах з накопиченою деформацією.
У свою чергу ||і|| виражає зв'язок між тензором деформації та тензором напруг. Його значення різні для пружного та пластичного стану. Висновок | | І | | для обох состо-
яний можна знайти в . Тут наведено його значення, причому лише для плоскої деформації та енергетичного підходу. Пружна деформація:
1 + V 1- - 2v 1 - 2v
Пластичний стан:
)- її = | І | - її, (12)
для пружної частини деформації; для пластичної частини деформації.
а11 а11 а11 0 22 ^ а11 012
а22 а11" 0 22 0 22 0 22 а12
а12 а11 а12 0 22 а12 012
де модуль зсуву О =
8 - характеристичний параметр пружно-пластичного стану
Даний параметр дозволяє врахувати залежності напруги від деформації та інших параметрів процесу, які виражені через співвідношення виду
0 = 0(е,е, Т, а с), (17)
де е-накопичена деформація при одновісному стисканні (розтягуванні);
е – швидкість деформації; Т – температура;
аоа а,в,с - емпірично зумовлені співвідношення. Пошуку таких співвідношень присвя-
але велика кількістьдосліджень. Нами використані результати для сплавів, що використовуються при розкочуванні кілець ВМД.
Повернемося до формули (8), яка, як тепер зрозуміло, виражає зв'язок між зусиллям в елементі, з одного боку, та напругою, деформацією та переміщенням – з іншого. Виключивши з формули (8) переміщення, позначимо її ліву частину в такий спосіб.
Щ = М-|І-B-dF-(18)
Щ – це матриця жорсткості. У ній враховані всі параметри деформації, наведені вище. Якщо дана матриця наведена одного трикутного елемента - вона називається локальної. Глобальна матриця буде матрицею правої частини системи (M ++1) рівнянь, що формується як алгебраїчна сума локальних матриць кожного елемента.
Слід зазначити, що нам уже відома напруга
Для непривідного валка у першій половині дуги захоплення сили спрямовані проти напрямку руху металу, у другій – за напрямом руху (рис. 3, б). Для кожного вузла в контакті з валком напрямок дії сил відомий. P – нормальний тиск, т = juP –сила тертя, j – коефіцієнт тертя.
Розглянемо рівняння (19), яке у розгорнутому вигляді для вузла 9 запишеться в такий спосіб (рис. 3,б).
k17,17 d91 + k17,18 d 92 + k17,19 d101 + k17,20 d102 +
K17,21 d111 + k17,22 d112 = f91 =
JP cos (p3 - P sin (p3, (20))
k18,17 d91 + k18,18 d92 + k18,19 d101 + k18,20 d102 +
K18,21 d111 + k18,22 d112 = f92 =
P sin (p3 + /uP cos (p3. (21)
При розв'язанні рівнянь (20) методом Гауса, врахуємо умову непроникнення матеріалу заготівлі в непривідний валок:
d91 ■ sin (р3 = d92 ■ cos^3. (22)
Ця умова дозволить виключити із системи рівнянь (19) d92 Дане перетворення робимо для всіх рівнянь, що містять вузли, що лежать на поверхні непривідного валка.
На приводному валку відома швидкість обертання, але невідомо взаємне усунення поверхонь металу та валка. Застосуємо наступний прийом.
Введемо фіктивний шар елементів. Покажемо його з прикладу елемента, з вузлами 7, 6 (рис 3а). Ці вузли рухаються як жорстко пов'язані із валком. Вузли контактного шару металу 5 (рис. 3 а) рухаються поверхнею валка. Матриця жорсткості елемента K модифікується за допомогою тертя m. Елементи матриці жорсткості множаться на m/m – ц. При
m, що прагне 0, елемент стає більш жорстким, моделюючи низьке тертя. При m^1 моделюється "прилипання" матеріалу до валків. Елементи не моделюють шар мастила, але моделюють дію мастила. Кожен елемент фіктивного шару створюється на час побудови відповідного реального елемента. Матриці реального та фіктивного елементів можуть бути зіставлені та спільно, вирішені у рівнянні (8). Переміщення фіктивних вузлів відомі, тобто рухаються як жорстко пов'язані з валком.
Рівняння (19) для вузла 5 (рис. 3 а) матимуть такий вигляд.
k9 3d 23 + k 9,4d 22 + k9,7 d41 + k9,8 d42 + k9,9 d51 + + k 9,10 d52 + k 9,15 d 81 + k9,16 d82 + k 9,13 d71 + + k 9,14 d 72 + k 9,11 d61 + k 9,12 d62 = f51 , (23)
k10,3 d 21 + k10,4 d 22 + k10,7 d41 + k10,8 d42 + k10,9 d51 + + k10,10 d 52 + k10,15 d 81 + k10,16 d 82 + k10,13 d71 + + k10,14 d72 + k10,11 d61 + k10,12 d62 = f52. (24)
Так як зусилля у вузлі 5 нормально до поверхні валка, маємо:
f2Cos^2 = fs1sin (Р2, (25)
Умова непроникнення поверхні валка ds1 cos^2 = ds2 sin (p2, (26)
При складанні глобальної матриці жорсткості, перетворюючи рівняння (23, 24) з урахуванням (25,
Мал. 4. Схема розташування рівноміцних вставок в осередку деформації при розкочуванні. Н0 - товщина заготовки до попадання у валки; у, х - значення координат вставки;
а0,Ь0 і ах,Ьх
початкові та кінцеві розміри вставок відповідно
52, йЪ1, також можна восполь-
26), виключаючи /51, /5 називатися при вирішенні системи (19) методом Га-усового виключення. У ході рішення знаходяться значення накопиченої деформації, напруги і переміщень, тобто напружено деформований стан в осередку деформації.
Перевірка адекватності моделі здійснюється на основі експериментальних досліджень розкочування кілець, наведених у роботі. У цій роботі було досліджено вогнище деформації кільця з алюмінієвого сплаву АМг6, в якому по-
шарово свердлилися отвори та заповнювалися вставками з того ж металу (рис 4). Розкочування кілець із зовнішнім діаметром 400 мм, внутрішнім 340 мм і товщиною 30 мм здійснювалася на кільцерозкатному стані моделі РМ1200 з діаметрами робочих валків: верхнього приводного - 550 мм і нижнього непривідного - 200 мм; максимальна швидкість подачі натискного пристрою становила 16 мм/сек; швидкість прокатки, передбачена конструкцією табору, відповідала 1,5 м/сек. За результатами вимірювання вставок знаходилися значення
"ч Т|/) / [>
___^ С.ГЧС1 ІГ I /1^1111.1С
¿■інт I а
V № | ен.нч I дані
5веп;рскс т;
анспсро-."а та
СгУ 1 ,і инмь ь?
С:ч:"іні 2 ^ I члк МЗДСЛ.-ФЕБаМН!
■І л -I л і і е. 2 т.я 11 в. 7ВДШ1 V ■ДЙМ [-1
Мал. 5. Розподіл інтенсивності деформації по висоті вогнища деформації при розкочуванні кільцевого зразка зі сплаву АМг6: е1 - ступінь накопиченої деформації, - координати точки по осі у (причому Але /2 відповідає на осі ординат 1)
деформацій та напруг, які представлені на рис. 5. Представлені експериментальні дані з розкочування кільця зі сплаву АМг6 були введені в розроблену кінцево-елементну модель. На рис. 5 зіставлені результати моделювання та експериментальні дані.
Як видно з графіка, результати експерименту та моделювання практично ідентичні (збіжність близько 15%).
1. Для формування в кільцевих деталях ВМД однорідної макроструктури та необхідного рівня механічних властивостей необхідно контролювати величину накопиченого ступеня деформації на кожному етапі гарячого розкочування заготовки.
2. Розроблена, звичайно-елементна, модель роз-
пара ступеня накопиченої деформації на різних етапах деформування кільцевих заготовок.
3. Зіставлення результатів моделювання та експериментальних залежностей підтверджує адекватність моделі.
СПИСОК ЛІТЕРАТУРИ
1. Лахтін Ю.М., Леонтьєва В.П. Металознавство. М: Машинобудування, 1980. 493 с.
3. Целіков А.І. Теорія розрахунку зусилля у прокатних станах. - М: Металугргиздат, 1962.
2. Finite-element plasticity and metalforming analysis / G.W. Rove., C.E.N. Sturgess, P. Hartly., Cambridge University Press, 2005. 296 c.
4 П.І. Полухін, Г.Я Гун, А.М. Галкін Опір пластичної деформації металів та сплавів. , М. Металургія, 1983, стор 353
5 Костишев В.А., Шитарьов І.Л. Розкочування кілець. -Самара: СДАУ, 2000. С. 206.
THE FINAL-ELEMENT MODEL CALCULATION SIZE ЗАЛИШЕНИЙ DEFORMATION IN THE PROCESS OF HOT ROLLING RINGS
© 2009 F.V. Гречников1, E.V. Aryshensky1, E.D. Beglov2
Це розвинений, є кінцевим елементом схеми калькуляції ступінь висхідної деформації на різних стадіях деформації ring preparation. Comparison of results of modelling and experimental dependences confirms adequacy of model.
Key words: rolling rings, macrostructure, recrystallization, saved up deformation, method of final elements, model, a rigidity matrix, full-strength inserts.
Fedor Grechnikov, Doctor of Technics, Profesor, Corresponding Member of Russian Academy of Sciences, Vice Rector for Academic Affairs. E-mail: [email protected]. Evgenie Aryshensky, Graduate Student. E-mail: [email protected].
Erkin Beglov, Candidate of Technics, Leading Engineer. E-mail: [email protected]
1. СТАН ПИТАННЯ І ПОСТАНОВКА ЗАВДАНЬ ДОСЛІДЖЕННЯ.
1.1 Області застосування кільцевих виробів у сучасній промисловості
1.2 Основні методи виготовлення кілець авіаційних ВМД.
1.3 Експериментальні методи дослідження вогнища деформації.
1.4 Аналітичні методи дослідження вогнища деформації при прокатці та розкочуванні.
1.5 Застосування методу кінцевих елементів для дослідження вогнища деформації при розкочуванні та прокатці.33.
1.6 Коротка характеристика сплавів ХН68ВМТЮК-ВД та ХН45ВМТЮБР-ІД та механізм їх рекристалізації.
1.7 Огляд досліджень теплового стану металу в осередку деформації при розкочуванні кілець та плоскій прокатці.
2. ВИЗНАЧЕННЯ ЗАЛЕЖНОСТІ ДОЛІ РЕКРИСТАЛІЗОВАНОГО ОБ'ЄМУ ВІД ТЕМПЕРАТУРИ СТУПЕНЯ ДЕФОРМАЦІЇ І ЧАСУ МІЖДЕФОРМАЦІЙНОЇ ПАУЗИ ДЛЯ СПЛАВІВ ХН68В
ХН45ВМТЮБР-ІД.
2.1 Аналіз механізму формоутворення при гарячому розкочуванні кілець ВМД.
2.2 Цілі та методика проведення експерименту.
2.3 Обладнання та прилади для дослідження.
2.4 Дослідження процесу первинної рекристалізації у сплавах ХН68ВМТЮК-ВД та ХН45ВМТЮБР-ІД після гарячої деформації.
3. РОЗРОБКА МАТЕМАТИЧНОЇ МОДЕЛІ ПРОЦЕСУ ГАРЯЧОЇ РОЗКРАСТУ КІЛЬЦЕВИХ ДЕТАЛЕЙ ВМД.
3.1 Основні припущення та гіпотези.
3.2 Математичний опис та дискретизація галузі рішення.
3.3. Апроксимація полів переміщень, деформацій та напруг.
3.3.1 Апроксимація переміщень елемента.
3.4. Упорядкування локальної глобальної матриць жорсткості. Головна система рівнянь методу кінцевих елементів.
3.4.1 Побудова локальної матриці жорсткості.
3.4.2 Побудова глобальної матриці жорсткості.
3.4.3 Облік граничних умов.
3.5. Побудова моделі поля температур.
3.6. Загальна структура математичної моделі.
4. ДОСЛІДЖЕННЯ ВПЛИВУ МІЖДЕФОРМАЦІЙНИХ ПАУЗ НА ВЕЛИЧИНУ НАКОПЛЕНОЇ ДЕФОРМАЦІЇ І ТЕМПЕРАТУРУ ПРИ РОЗКРАЩЕННІ КІЛЕЦЬ ВМД.
4.1 Опис стадій розкочування кілець ВМД.
4.2 Пошук оптимальних режимів обтискань та тривалості міждеформаційної паузи при гарячому розкочуванні кілець ВМД.
4.3 Порівняння результатів моделювання з експериментальними даними.
4.4 Перевірка знайдених результатів за допомогою тепловізора
4.5. Промислове дослідження режимів розкочування кілець з регулювання міждеформаційної паузи.
5 ПОШУК ОПТИМАЛЬНИХ РЕЖИМІВ ЛОКАЛЬНИХ ОБЖИМАНЬ І ШВИДКОСТЕЙ ДЕФОРМУЮЧОГО ІНСТРУМЕНТА ПРИ РОЗКРАСТУ КІЛЕЦЬ ВМД.
5.1 Визначення допустимого часу деформації.
5.2 Вибір оптимальної швидкості обертання та величини локальних обтискань.
Актуальність теми. Газотурбінні двигуни (ВМД) широко застосовуються в літальних апаратах і газоперекачувальних станціях. На сьогоднішній день у вітчизняному та зарубіжному двигунобудуванні високий рівень конкуренції. Тому підприємства, що займаються виробництвом ВМД, прагнуть, щоб їх продукція відповідала найвищим вимогам за найважливішими експлуатаційними характеристиками. Експлуатаційна надійність та інші найважливіші параметри ВМД залежать головним чином від того, наскільки якісні деталі його складові.
Одними з найважливіших деталей у двигунобудуванні є кільця ВМД, що служать сполучними елементами. Вихід хоча б одного кільця з ладу може призвести до поломки всього двигуна, тобто аварійної ситуації. Тому до кільцевих деталей авіаційних газотурбінних двигунів, що працюють в умовах високих температур та динамічних навантажень, пред'являються високі вимоги щодо однорідності структури та рівня механічних властивостей. Одним з основних способів отримання кільцевих деталей є гаряче розкочування з кованої заготовки. Характерним недоліком цього процесу є поява кільцевої деталі при остаточній термообробці ділянок з великим зерном, що є наслідком отримання металом критичних значень ступеня пластичної деформації. Різнозерниста структура кільця у свою чергу призводить до різкого зниження рівня механічних властивостей та ресурсу цих деталей у складних умовах експлуатації.
Появі в кільцевій заготівлі зон з великим зерном сприяє дрібність деформації при розкочуванні. Фактично розкочування кільця є сукупністю локальних деформаційних актів, у яких відбувається зміцнення. Між цими локальними актами настає міждеформаційна пауза, у якій спостерігається часткова рекристалізація і знімається деформаційне зміцнення. Зменшення ступеня деформаційного зміцнення, у свою чергу, сприяє виникненню зон з великим зерном при остаточній термообробці кільця.
Метою даної роботи є вдосконалення технологічних режимів гарячого розкочування кільцевих деталей ВМД на основі розробленої кінцево-елементної моделі розрахунку накопиченої деформації з урахуванням температурно-швидкісних параметрів деформування, тривалості та кількості міждеформаційних пауз.
Для досягнення поставленої мети необхідно вирішити такі завдання:
1. Встановити залежності зміни частки рекристалізованого об'єму кільцевої заготовки від температури нагрівання, ступеня деформації та часу перебігу міждеформаційної паузи для сплавів ХН68ВМТЮК-ВД та ХН45ВМТЮБР-ІД (типових матеріалів для кілець ВМД).
2. Розробити кінцево-елементну модель для розрахунку значень накопиченого за процес розкочування ступеня деформації, з урахуванням температури нагріву заготівлі, величини локальних обтискань та тривалості кожної міждеформаційної паузи.
3. На основі розробленої математичної моделі дослідити вплив температури нагрівання заготовок, величини локальних обтискань, тривалості та кількості міждеформаційних пауз на ступінь накопиченої деформації за весь цикл розкочування.
4. Розробити рекомендації щодо вибору температурно-швидкісних та деформаційних режимів гарячого розкочування кількості та тривалості міждеформаційних пауз, що забезпечує розрахункові значення накопиченої деформації, однорідність макроструктури та необхідний рівень механічних властивостей кільцевих заготовок.
5. Провести дослідно-промислову перевірку адекватності розроблених технологічних режимів гарячого розкочування кільцевих деталей вимогам щодо макроструктури та рівня механічних властивостей.
Наукова новизна роботи полягає в наступному:
1. Процес гарячої розкочування кілець ВМД розглянутий як процес з дробовою деформацією, що складається з багаторазових локальних обтискань та подальших багаторазових актів часткової рекристалізації в міждеформаційних паузах.
2. Побудована, звичайно-елементна модель, що дозволяє дослідити гаряче розкочування кільцевих заготовок з урахуванням температури нагріву металу, ступеня локальних обтискань та тривалості міждеформаційних пауз.
3. Встановлено залежності зміни частки рекристалізованого обсягу кільцевої заготовки зі сплавів ХН6 8ВМТЮК-ВД та ХН45ВМТЮБР-ІД (типових матеріалів для кілець ВМД) від температури нагрівання, ступеня деформації та часу перебігу міждеформаційної паузи.
4. За допомогою тепловізора ThermaCAM Р65 досліджено теплове поле при розкочуванні кілець ВМД та встановлено оптимальну тривалість процесу деформації.
Достовірність наукових результатів досліджень підтверджена застосуванням для моделювання найбільш точного та сучасного методу дослідження пластичних середовищ (методу кінцевих-елементів), використанням для реалізації моделі програмного продукту сучасною мовою С+, а також широким спектром експериментальних досліджень.
Методи дослідження. Дослідження напружено-деформованого стану при розкочуванні кілець ВМД виконані за допомогою кінцево-елементної моделі, на основі якої створено програмний продукт мовою С+. Експериментальні дослідження полягали в осаді та травленні зразків зі сплавів ХН68ВМТЮК-ВД та ХН45ВМТЮБР-ІД та дослідженні їх макроструктури за допомогою приладу, Axiovert 40 МАТ. Експериментальна розкочування кільця проводилася на розкочувачі РМ1200 з подальшою вирізкою з кільцевої заготовки зразків і дослідження механічних властивостей на розтяжній машині ЦЦМУ 30 і макроструктури за допомогою приладу Axiovert 40 МАТ. Температурне поле вивчалося за допомогою тепловізора ThermaCAM Р65.
Автор захищає кінцево-елементну математичну модель, що дозволяє аналізувати процес розкочування кілець ВМД з урахуванням дрібності деформації. Встановлені закономірності зміни частки рекристалізованого обсягу від температури, ступеня деформації та часу перебігу міждеформаційної паузи для сплавів ХН68ВМТЮК-ВД, ХН45ВМТЮБР-ІД. Розподіл локальних обтискань та швидкості обертання приводного валка при розкочуванні кілець ВМД, що забезпечують задані значення ступеня накопиченої деформації. Експериментальні дослідження теплового поля деформованої кільцевої заготівлі.
Практична цінність роботи.
1. На основі розробленої математичної моделі вирішено завдання визначення значень накопиченого за весь цикл розкочування ступеня деформації в залежності від конкретних параметрів процесу, що дозволяє забезпечити її оптимальні значення перед остаточною термообробкою.
2. Розроблено рекомендації щодо вибору оптимальних температурно-швидкісних режимів локальних обтисків кільцевої заготовки з урахуванням величини подачі та швидкості обертання приводного валка, що забезпечують однорідність структури та високі механічні властивості.
3. Отримані в дисертації результати використано у ВАТ "Моторобудівник" та ВАТ СНТК "Двигуни НЕС" ім. Н.Д. Кузнєцова при розробці технології гарячого розкочування кільцевих заготовок зі сплавів ХН68ВМТЮК-ВД та ХН45ВМТЮБР-ІД
Апробація роботи. Основні результати роботи доповідені та обговорені на наступних конференціях: Королівські читання (Самара, 2007р.), Всеросійська науково-технічна конференція студентів "Студентська весна 2008: машинобудівні технології" (Москва 2008, р.), Решетневські читання (2). Міжнародна науково-технічна конференція "Металофізика, механіка матеріалів наноструктур та процесів деформування" (м. Самара 2009 р.) Публікації. За темою дисертації опубліковано 6 робіт, у тому числі 2 статті у провідних рецензованих журналах та виданнях, рекомендованих ВАК.
Структура та обсяг роботи. Дисертаційна робота складається із вступу, чотирьох розділів, основних результатів та висновків, списку літератури 133 найменування, містить 138 сторінок машинописного тексту, 58 малюнків, 3 таблиці.
ОСНОВНІ РЕЗУЛЬТАТИ І ВИСНОВКИ
1. Розроблено математичну кінцево-елементну модель гарячого розкочування кілець ВМД з урахуванням дрібності деформації, що дозволяє визначати температуру заготівлі, ступінь накопиченої деформації та враховувати впливи на ці параметри значення локальних обтискань та міждеформаційних пауз.
2. Встановлено закономірності зміни частки рекристалізованого обсягу кільцевої заготовки залежно від температури розкочування ступеня деформації та тривалості міждеформаційної паузи для сплавів ХН68ВМТЮК-ВД та ХН45ВМТЮБР-ІД.
3. Встановлено на кожній стадії формоутворення значення температури нагріву, ступеня локальних обтискань та тривалості міждеформаційних пауз, необхідні для отримання в кільцевій заготівлі розрахункової величини накопиченої деформації перед остаточною термообробкою.
4. Порівняння даних отриманих моделюванням та експерементальним шляхом показує високу збіжність та підтверджує адекватність розробленої кінцево-елементної моделі.
5. Загалом на основі метаматематичного моделювання розроблено науково-обґрунтовані технологічні режими гарячого розкочування з регламентованими значеннями температури деформування, швидкості обертання та величини подачі приводного валка, що забезпечують однорідність макроструктури та підвищення міцності кільцевих деталей ВМД на 8 - 10 % а пластичних на 1 21%.
6. За рахунок підвищення надійності та довговічності кільцевих деталей ВМД при роботі двигуна НК-32 загальний економічний ефект впровадження становив 1000000 мільйон рублів для кожного двигуна
1. Костишев, В.А. Методи формовимірювання профільних кільцевих заготовок розкочуванням / В.А. Костишев, Ф.В Гречников, - Самара: Вид-во Самар. держ. аерокосм, ун-ту, 2007 71 е.
2. Костишев, В.А. Розкочування кілець / В.А. Костишев, І.Л Шитарьов. Самара: Вид-во Самар. держ. аерокосм, ун-ту, 2006 - 207 е.
3. Алексєєв, Ю.М. Дослідження стану при ротаційному видавлюванні біметалічних оболонок/Ю.М. Алексєєв // Літакобудування. Техн повітря. флоту. Респ. міжвід. тематич. науково-технічна збірка 1976. №39. С. 57-62.
4. Барка, В.Ф. До теорії розрахунку зусиль та точності процесів ротаційного формоутворення/В.Ф. Баркая // Праці Грузинського політехнічного інституту. 1975. №1. З 173-177.
5. Шепелєв, І.М. Виготовлення кільцевих заготовок з листових штампових і жароміцних сплавів па давильній установці 195 з нагріванням зони деформації / І.М. Шепелєв, Г.М. Проскуряков// Авіаційна промисловість. 1975. №3. З. 60-63.
6. Богоявленський, К. Н. Виготовлення тонкостінних профілів з титану та його сплавів на профілегибочном стані / К. Н. Богоявленський, А. К. Григор'єв // Обробка металів тиском. Праці ЛПІ. М.-Л.: Машгіз, 1963. - Вип. 222 ф. – С. 148-150.
7. Проскуряков, Г.В. Стиснутий вигин / Г.В. Проскуряков// Авіаційна промисловість. 1966. №2. С. 9-13.
8. Єршов, В.І. До розрахунку процесів формозміни під впливом кількох навантажень / В.І. Єршов II Праці Казан, авіац. ін-та. Авіаційна техніка. 1980. №2. З. 103-107.
9. Найдьонов, М.П. Основи розрахунку силових параметрів тангенціальної обробки трубчастих заготовок із застосуванням теорії розмірностей / М.П. Знайдено // Обробка металів тиском у машинобудуванні. 1974. №12. З. 8-16.
10. Назарцев, Н.І., Світов Б.В. Розробка технології виготовлення безшовних циліндричних тонкостінних обічанок методом розкочування / Н.І. Назарцев, Б.В. Почет // Сталі та сплави кольорових металів. Куйбишів. 1974. С. 84-92.
11. П. Єршов, В.І. Аналіз двох способів локального деформування/В.І. Єршов // Праці Казан, авіац. ін-та. Авіаційна техніка. 1981. №1. С. 87-92.
12. Колганов, І. М. Дослідження процесу формоутворення профілів обмеженим вигином в інструментальній фільєрі / І. М. Колганов, Г. В. Проскуряков. - Тольятті, 1979. 9 с.
13. Зінов'єв, В.М. Дослідження та вдосконалення процесу розкочування кілець зі сплавів титану: Автореферат канд. дис. М, 1977. 16 з.
14. Костишев, В.А. Дослідження технологічного процесу виготовлення раскатних тонкостінних безшовних профільних кілець авіаційних двигунів: Канд. дис. Куйбишев, 1982. 219 с.
15. Михайлов, К.М. Основні завдання науки та промисловості у розвитку процесів розкочування / К.М. Михайлов, М.С. Сиротинський//II Науково-технічний бюлетень ВІЛС: Технологія легких сплавів. 1973 №11. З. 9-10.
16. Зуєв, Г.І. Гаряча розкочування профільних кільцевих деталей/Г.І.Зуєв,
17. A.І. Мурзов, В.А. Костишев, В.С. Самохвалів. // Алюмінієві сплави та спеціальні матеріали. Праці ВІАМ. 1975. №9. З. 157-162.
18. Мурзов, А.І. Прокатка безшовних титанових складнопрофільних кілець / О.І. Мурзов, В.А. Костишев, Г.І.Зуєв, А.А. Панчохи // Алюмінієві сплави та спеціальні матеріали. Праці ВІАМ. 1977. №10. З. 155-160.
19. Мурзов, А.І. Виробництво безшовних кілець П-подібної форми із жароміцних сплавів за новою схемою розкочування / А.І.Мурзов, Г.І.Зуєв,
20. B. А. Костишев, Ф. І. Хасаншин, В. С. Самохвалов // Алюмінієві сплави та спеціальні матеріали. Праці ВІАМ. 1977. №10. З. 160- 165.
21. Панін, В.Г. Профілювання кільцевих заготовок при гарячому розкочуванні / В.Г. Панін, А.Н, Буратов // Інформаційно-технічний бюлетень: -Куйбишев, 1988, № 12. -С.6.
22. Панін, В.Г. Виробництво профільних кільцевих заготовок на машинах розкочування / В.Г. Панін, А.Н, Буратов// Інформаційно-технічний бюлетень: Куйбишев, 1989 - № 3. -С.2.
23. Кіселенко, І.А. Розкочування фланцевих кільцевих заготовок ВМД / І.А. Киселенка, І.Л. Шитарьов, О.М. Чикулаєв // Розкочування кільцевих заготовок ВМД // Авіаційна промисловість. 1988. – № 7 – С. 13 – 14.
24. Зінов'єв, В.М. Можливості прокатки на стані КПС-2000 титанових кілець з високими механічними властивостями. / В.М., Зінов'єв, Л.М. Іванкіна// Виробництво титанових сплавів. ВІЛС. 1975. №7. С. 283288.
25. Панін, В.Г. Вплив умов деформування на заповнення калібрів при розкочуванні та способи формоутворення кільцевих заготовок для ВМД / В.Г. Панін, О.М. Бутров// Авіаційна промисловість. 1989. - № 11-С.20-22.
26. Панін, В.Г. Вплив розмірів профілю кільця та товщини вихідної заготовки на показник заповнення калібру / В.Г. Панін, О.М, Буратов, Г.Ф. / / Інформаційно-технічний бюлетень: Куйбишев, 1989 - № 10. -С.4.
27. Полухін, П.І. Виробництво заготовок методом кільцевої розкочування. / П.І. Полухін // Вісті вузів. Чорна металургія 1970 р. № 11. С. 16 -19.
28. Соловцев, С.С. Формозміна кільцевих заготовок при гарячому розкочуванні з тавровим профілем поперечного перерізу / С.С. Соловцев, М.Я. Алипиц // Ковальсько-штампувальне виробництво. 1970. №2. З. 1-4.
29. Рабінович, JI.A. Виготовлення безшовних кільцевих заготовок машинним розкочуванням / Л.А. Рабінович // Виробничо-технічний бюлетень. 1971. №10. С. 6-9.
30. Татов, В.Г. Кінематичні співвідношення при розкочуванні кілець прямокутного перерізу / В.В. Папин // У Праці Ленінградського політехнічного інституту. 1970. №315. С. 105-109
31. Богоявленський, К.М. Холодне розкочування кільцевих деталей / К.М. Богоявленський, В.В. Лапін // Ковальсько-штампувальне виробництво. 1973. №2. З. 18-22.
32. Давидов Ю.Д. Проектування креслення поковки розкочного кільця за допомогою ЕОМ/Ю.Д. Давидов // Ковальсько-штампувальне виробництво. 1969. №11. З, 9-11.
33. Vieregge. G. Gestaltung einer Riugschmiede під besonderer Berucksichligung des Rmgwalzverfahrens./ G. Vieregge. // Stahl imd Eisen, 1971, 91. № 10, pp. 563-572.
34. Казанцев, В.П. Штампування точної заготівлі для прокатки кілець/В.П. Казанцев, В.В Новічев // Технологія легких сплавів. 1975. №12. З. 80-81.
35. Утворення утяжки під час прокатування фасонних кілець. ""Int. J. Mech. Sei." 1975, 17, №11-12, с. 669-672. РЖ 14В, 1976, 6В64.
36. Різдвяний, Ю.Л. Особливості формозміни гарячої закритої прокатки заготовок кілець та радіальних шарикопідшипників/Ю.Л. Різдвяний, Г.П. Остроушин // Праці інституту ВНДІП. 1967 р. № с. 38-40.
37. Сидоренко, Б.М. Технологічні особливості виготовлення кільцевих деталей розкочуванням / Б.М. Сидоренко, Б.Ф. Савченко // Технологія та організація виробництва. 1973. №3. З. 38-41.
38. Щевченко Л.М., Дорошевич А.Г. Отримання кільцевих заготовок із сплаву Д16 методом радіального розкочування / Л.М. Щевченко, О.Г. Дорошевич // Виробничо-технічний бюлетень. 1975. №6. С. 2425.
39. Тиск на валки і крутний момент при розкочуванні кілець. "Int. J. Mech. Sei" 1973, 11, 15, №11, с. 873-893.
40. Прокатка кілець на заводі фірми Woodhouse and Rixson. Ring rolling у Woodhouse and Rixson. "Met and Metal Form." 1973, 40, №8, c. 233. Реф.: РЖ Металургія, 1974, 2Д79.
41. Папін, В.Г. Гаряча деформація сплаву ХН65ВМБЮ-ІД на гуркітних машинах / В.Г. Татов, В.А. Костишев// Інформаційно-технічний бюлетень: Куйбишев, 1988 - № 11. -С.2.
42. Костишев В.А. Напружений стан в осередку деформації при розкочуванні кілець-авіаційних двигунів з урахуванням теорії анізотропних середовищ: / В.А. Костишев // Збірник СДАУ. Самара, 1997. С. 57-63.
43. Weber К.М. "Stahl und Eisen", 1959, Bd 79, Nr. 26, pp. 1912-1923.
44. Node Т., lamato H. "Sumitomo Metals", 1976, a: 28 №1, pp. 87-93.
45. Котельникова Л.Г. Виробництво точних заготовок машинобудівних деталей прокаткою. / Л.П. Котельникова, Г.Г. Шалінов // М.: ВНІІНФОРМТЯЖМАШ, 1968. С. 155-203.
46. Johnson W., Hawkuard J.B. "Metalurgia und Metal Forming", 1976, v. 43, №1, pp. 4-11. (ЕІ.ТОКП, №19, 1976.)
48. Moderne Ringproduction auf Banning HV Rmgwalzmaschinen. Vortrag. Sclirmedeausrustungkongress "Forming Equipment Symposium", US-Forging Industry Association. Чикаго. 1973, pp. 104-108.
49. Лапін В.В., Фомічов А.Ф. Дослідження формозміни при розкочуванні кілець прямокутного перерізу / В.В. Лапін, А.Ф Фомічов. //Праці Ленінградського політехнічного інституту. 1969. №308. З. 144-148.
50. Winship J.T. Cold ring-rolling warms up Amer. /J.T. Winship Mach., 1976, 20 № I, pp. 110-113 (ЕІ. ТОКП, №20, 1976.)
51. Neuveau lammoir automatique a anneaux. "Metaux deform." 1979 № 52, pp. 31-36 (ЕІ. ТОКП, №9, 1980.)
52. Hawkyaid J.B., Ingham P.M. An investigation в profile ring rolling. / J.B. Hawkyaid, PM. Ingham // "Proc. 1st. Int. Conf. Rotary Metahvork. Process., London, 1979." Kempston, 1979, pp. 309, 311-320 (ЕІ. ТОКП, №40, 1980.)
53. Yang, H. Роль friction in cold ring rolling. / H. Yang L. G. Guo, // Journal of Materials Science & Technology,. 21 (6) (2005) pp 914-920/
54. Гаряча розкочування сталевих кілець та обіцянок / Б.І. Медовар// К.: Наук, думка, 1993.-240 с.
55. Guo, lg Simulation for guide roll в 3D-FE analysis of cold ring-rolling, / lg Guo, H. Yang, M. Zhan, // Mater. Sci. Forum 471-472 (2004), pp 99-110.
56. Alfozan, Adel. Design of profile ring rolling by backward simulation using upper bound element technique (UBET) / Adel. Alfozan; Jay S. Gunasekera // 2002, vol. 4, n 2, pp. 97-108 12 page(s) (article). (39 ref.)
57. Ranatunga, V., "Modeling of Profile Ring Rolling with Upper Bound Elemental Technique" Ph.D. Dissertation, Ohio University, 2002.
58. Guo, Lianggang. Research on plastic deformation behaviour in cold ring rolling FEM numerical simulation / Lianggang Guo, He Yang and Mei Zhan // 2005 Modelling Simul. Матер. Sci. Eng. 13 1029-1046.
59. Абрамова, Н. Ю. Побудова та освіта ролл-фордованих рейок з керованою структурою від імпортних нікель алой / N. Yu. Абрамова, Н. М. Рябікін, Ю. V. Protsiv / / Metal Science and Heat Treatment, 2002. - Vol. 41. № 9 -10. - p. 446-447.
60. Avadhani, G. S. Optimization of process parametrs for manufacturing of rocket casings: A study using processing maps / G. S. Avadhani // Journal of Materials Engineering and Performance, 2003. - Vol. 12. №6. - P 609 – 622.
61. WANG, Min. Dynamic explicit FE modeling of hot ring rolling process / Min. WANG, He Zhi-chao YANG, Liang-gang GUO, Xin-zhe OU // Trans. Nonferrous Met. Soc. China Vol.16 No. 6 (Sum. 75) Dec.2006
62. Stanistree T.F. Design of flexible model ring rolling machine / T.F. Stanistreet, J.M. Allwood, AM. Willoughby // Volume 177, Issues 1-3, 3 July 2006, Pages 630-633
63. Ingo Tiedemann. Material flow determination for radial flexible profile ring rolling / Ingo Tiedemann, Gerhard Hirt, Reiner Kopp, Dennis Mich, Nastaran Khanjari // Springer Berlin / Heidelberg Volume 1, Number 3 / Листопад 2007 pp. 227-232.
64. Kang, B. Kobayashi, S. "Преформативний дизайн в Ring Rolling Processes на три-Dimensional Finite Element Method," / B. Kang, S. Kobayash International Journal of Machine Tools & Manufacture (v30, 1991), pp. 139151.
65. Kluge, A. "Контроль за межами та температурою розповсюдження в кінець роллінг процесу," / A. Kluge, Y. Lee, H. Wiegels, і R. KOPP // Journal of Materials Processing Technology (v45, 1994), p. 137.
66. Hua L. The extremum parameters in ring rolling / L. Hua; Z.Z. Zhao // Journal of Materials Processing Technology, Volume 69, Number 1, September 1997, pp. 273-276(4)
67. Панін, В.Г. Розробка та впровадження методів формоутворення при гарячому розкочуванні економічних фланцевих кільцевих заготовок для ВМД: Канд. дис. Самара, 1998. 218 с.
68. Yang, D. Y,. Simulation of T-section profile ring rolling by 3D rigid plastic Finite Element Method / D.Y. Yang, U Kim, JB D Hawkyard, Int. J. Mech. Sci. Vol 33, No 7, pp 541-550. 1991
69. Coupu J. Investigation of hot ring rolling using 3D finite element simulation D. Modelling of Metal Rolling Processes. / J. Coupu, J.L. Raulin., J Huez //. London, 1999
70. Ільїн, M.M. Виробництво цельнокатаних кілець та заготовок / М.М. Ільїн / / М.: Оборонгіз, 1957. 126 с.
71. Костишев, В.А. Розробка науково обґрунтованих методів формозміни тонкостінних профільних кілець авіаційних двигунів. Док. дис. Самара, 1998. – 307 с.
72. Hollenberg A., Bemerkunden zu den Vorgangen bein Walzen von Eisens, St. u. E., 1883 №2, pp. 121-122.
73. Смирнов, B.C. Теорія обробки металів тиском. / B.C. Смирнов// М: Металургія. 1973. 496 з
74. Irinks W The Biasi Fumav and Steel Plaut, 1915. 220 p.
75. Тарновський, І.Я. Деформація металу під час прокатки./ І.Я. Тарновський, JI.A. Поздєєв, В.Б Ляшков М: // Металургіздат, 1956. 287
76. Музалевський, О.Т. Розподіл швидкості деформації у зоні обтискання при прокатці. / О.Т. Музалевський / / Інженерні методи розрахунку технологічних процесів обробки металів тиском. М.: Металургіздат, 1964. С. 228-234.
77. Сторожєв М.В., Теорія обробки металів тиском. / М.В. Сторожєв, Є.А. Попов // М: Машинобудування, 1971. 424с.
78. Третьяков, А.В. Механічні властивості металів та сплавів при обробці тиском. / О.В. Третьяков, В.І. Зюзін // М: Металургія, 1973. 224 з.
79. Siebel. Е. "Kraft und materialflub bei der bildsamen formanderung." / E. Siebel. // 1923 Stahl Eisen 45(3 7): 1563
80. Von Karman. "Bietrag zur theorie des walzvorganges." / Karman Von // 1925 Z. angewMath. Mech5: 1563.
81. Ekelund. S. "Аналіз з factors influencing rolling pressure and power consumption in the hot rolling of steels." / S. Ekelund // 1933 Steel93 (8): 27.
82. Wusatowski Z. Fundamentals of rolling / Z. Wusatowski // 1969 Pergamon.
83. E. Siebel та W. Lueg. Mitteilungen aus dem Kaiser Wilhelm. Institut Fur Eisenforschung, Дюссельдорф.
84. E. Orowan. "Визначення стрілки стрілки в гарячому та паловому фланті керування." / Orowan E. // 1943 р. Proc. Institute of Mechanical Engineers 150: 140
85. Rudkins. N. "Mathematical modelling of set-up в hot strip rolling of high strength steels." / N. Rudkins, P. Evans // 1998 Journal of Material Processing Technology 80 81: 320-324.
86. Смирнов B.C. Теорія обробки металів тиском. / B.C. Смирнов// М: Металургія. 1973. 496 с.
87. R. Shida. "Rolling load and torque in cold rolling." / Shida, R. Awazuhara, H. // 1973 Journal of Japan Society Technological Plasicity 14 (147): 267.
88. J. G. Lenard. Study of predictive capabilities of mathematical models of flat rolling. / J. G. Lenard // 1987 4th International Steel Rolling Conference, Deauville, France.
89. J. G. Lenard, A. Said, A. R. Ragab, M. Abo Elkhier. "Температура, roll force і roll torque при hot bar rolling." / J. G. Lenard, A. Said, A. R. Ragab, M. Abo Elkhier // 1997 Journal of Material Processing Technology: 147-153.
90. Олександр. J. M. On the theory of rolling. / J. M. Alexander // Proceedings Rolling Society, 535-555, London 1972.
91. Turner. M. J. "Stiffness and Deflection Analysis of Complex Structures." / M. J. Turner, R. W. Clough, H. C. Martin та L. J. Topp. // 1956 Journal of Aeronautical Science23: 805-823.
92. Zienkiewicz О. C. Finite Element Method / О. C. Zienkiewicz // 1977 New York, McGraw-Hill.
93. Гун, Г. А. Математичне моделювання процесів обробки металів тиском / Г. А. Гунн // М.: Металургія. 1983 352 с.
94. Hartley, P. Friction в часі element analyses of metalforming processes / P. Hartley, C.E.N. Strugess, G. W. Rove/Int. J. Mech Sci Vol. 21 pp 301 311, 1979.
95. Т. Sheapad D.S. Wright Structural and temperature variations during rolling of aluminum slabs / T. Sheapad D.S. // Metals Tehnology, 1980, № 7.
96. Смирнов B.C. Теорія обробки металів тиском. / B.C. Смирнов // вид-во " Металургія " 1967. 520 з
97. Кудрявцев, І.П. Текстури в металах та сплавах / І.П. Кудрявцев// М.: Металургія, 1965. 292 с.
98. Ковальов, С.І. Напруги та деформації при плоскій прокатки / С.І. Ковальов, Н.І. Корягін, І.В. Ширко// М.: Металургія, 1982. 256 с.
99. J Hirschi, K-KraHausen, R. Kopp; в "Aluminum Alloys", процедури ICAA4 Allanta/GA USA (1994) edite by Т.Н. Sanders, E.A.Starke, vol 1, p. 476.
100. Mori, K. "General purpose fem simulator for 3-d rolling." / Mori K. // 1990 Advanced Technology of Plasticity 4: pp 1773-1778.
101. Park JJ " "Application of three dimensional finite element analysis to shape rolling processes." / JJ Park and S. I. Oh // 1990 Transaction ASME Journal of Engineering Ind 112: 36-46.
102. Yanagimoto, J. "Advanced computer aided simulation technique for three dimensional rolling processes." / J. Yanagimoto та M. Kiuchi // 1990 Advanced Technol. Plas 2: 639-644.
103. Kim, N. S. "Три-dimensional analysis і комп'ютер simulation shape rolling by finite and slab element method." / N. S. Kim, S. Kobayashi, T. Altan // 1991 International Journal of Machine and Tool Manufacture (31): 553563.
104. Shin, H. W. "A Study on Rolling of I-Section Beams." / H. W. Shin, D. W. Kim, N. S. Kim // 1994 International Journal of Machine and Tool Manufacture 34 (147-160).
105. Park, JJ "Three-dimensional finite element analysis of block compression." / J. J. Park, S. Kobayashi // International Journal of Mechanical Sciences 26: pp 165-176.
106. Hacquin, A. . "A steady state thermo-elastoviscoplastic finite element model rolling with coupled thermo-elastic roll deformation." / A. Hacquin, P. Montmitonnet, J-P. Guillerault // 1996 Journal of Material Processing Technology 60: 109-116
107. Nemes, J. A. "Influence of strain distribution on microstructure evolution during rod-rolling." / J. A. Nemes, B. Chin and S. Yue // 1999 International Journal of Mechanical Sciences 41: pp 1111-1131.
108. Hwang, S. M. "Аналітичний model for prediction mean effective strain in rod rolling process." / S. M. Hwang, H. J. Kim, Y. Lee // 2001 Journal of Material Processing Technology, 114: 129-138.
109. Serajzadeh, S. "An investigation on strain homogeneity in hot strip rolling process." / S. Serajzadeh, K. A. Taheri, M. Nejati, J. Izadi та M. Fattahi. // 2002 Journal of Material Processing Technology 128: 88-99.
110. Li G. J. "Rigid-plastic finite element analysis of plain strain rolling." / G. J. Li і S. Kobayashi // 1982 Journal of Engineering for Industry 104: 55.
111. Mori, К. "Simulation of plane-strain rolling by rigid-plastic finite element method." / K. Mori, K. Osakada, T. Oda // 1982 International Journal of Mechanical Sciences24: 519.
112. Liu, C. "Simulation of cold rolling of strip using elastic-plastic finite element technique." / C. Liu, P. Hartley, С. E. N. Sturgess and G. W. Rowe // 1985 International Journal of Mechanical Sciences 27: 829.
113. N. Kim. "Три-dimensional simulation of gap controlled plate rolling by the finite element method." / N. Kim, S. Kobayashi // 1990 International Journal of Machine and Tool Manufacturing 30: 269.
114. Hwang, S. M. "Аналіз з hot-strip rolling by penalty rigid-viscoplastic finite element method." / S. M. Hwang, M. S. Joun // 1992 International Journal of Mechanical Sciences 34: 971.
115. Хімушин Ф.Ф. Жароміцні сталі та сплави. / Ф.Ф. Хімушин// М.: Металургія, 1969. 752 с.
116. Корнєєв, Н.І. Пластична деформація високолегованих сплавів/Н.І. Корнєєв, І.Г. Скугарьов //. Оборонгиз, 1955 245 з
117. Корнєєв, Н.І. Основи фізико-хімічної теорії обробки металів тиском. / Н.І. Корнєєв, І.Г. Скугарьов // М: Машингіз, 1960. 316 з.
118. Лахтін, Ю.М. Металознавство / Лахтін, Ю.М. // М: Машинобудування, 1980. 493 з.
119. Аришенський, В.Ю. Основи розрахунків граничної формозміни у процесах листової згинання / Аришенський В.Ю., Аришенський Ю.М., Уваров В.В // Навчальний посібник. Куйбишев: КуАІ, 1990. 44 с.
120. Morris, J.P. На основі аналізу earning behavior AA 3104 aluminium alloy. Aluminium 66/J.P. Morris, Z. Li. Lexington, L. Chen, S. K. Das // Jargang 1990 11 (pp. 1069-1073)
121. Bahman, Mirzakhani. Investigation of Dynamic and Static Recrystallization Behavior During Thermomechanical Processing in API-X70 Microalloyed Steel / Bahman Mirzakhani, Hossein Arabi, Mohammad Taghi Salehi,
122. Shahin Khoddam, Seyed Hossein Seyedein і Mohammad Reza Aboutalebi // Journal of Materials Engineering and Performance
123. Siciliano F. Jr Mathematical modeling of hot strip rolling microalloyed Nb, multiply-aloyed Cr-Mo, і площина C-Mn steels / Siciliano F. Jr ; J. J. Jonas// 2000, vol. 31, n°2, pp. 511-530 (63 ref.)
124. Dutta B. Modelling кінетики шлунка, що здавалося, розкинуті в Nb microalloyed steels / В. Dutta // Acta Materialia, Volume 49, Issue 5, Pages 785-794
125. Barnet, M. R., Kelly, G. L., Hodgson, P. D., підписуючи критичний бік для dynamickої recrystallization за допомогою кінетики static recrystallization. / M. R. Barnet, Kelly,. P. D. Hodgson, // Scripta Materialia, 43, 4, 365-369.
126. Аришенський В.Ю. Розробка механізму формування заданої анізотропії властивостей у процесі прокатування стрічок для глибокої витяжки з утоненням. Док. дис. Самара, 202. 312 с.
127. ГОСТ 5639-82 Сталі та сплави. Методи виявлення та визначення величини зерна.
Зверніть увагу, наведені вище наукові тексти розміщені для ознайомлення та отримані за допомогою розпізнавання оригінальних текстів дисертацій (OCR). У зв'язку з чим у них можуть бути помилки, пов'язані з недосконалістю алгоритмів розпізнавання. У PDF файлах дисертацій та авторефератів, які ми доставляємо, таких помилок немає.
Єдиний тарифно-кваліфікаційний довідник робіт та професій робітників (ЕТКС), 2019
Частина №1 випуску №2 ЕТКС
Випуск затверджений Постановою Мінпраці РФ від 15.11.1999 р. N 45
(У редакції Наказу МОЗсоцрозвитку РФ від 13.11.2008 N 645)
Характеристика робіт. Гаряча розкочування заготовок кілець для підшипників діаметром до 250 мм на розкочувальних машинах з дотриманням встановлених розмірів. Перевіряє розміри вимірювальним інструментом. Підналагодження машин.
Повинен знати:будову і способи підналагодження розкочувальних машин і електронагрівального пристрою, що обслуговуються; марки сталей, що застосовуються для кілець шарикопідшипників; призначення та умови застосування контрольно-вимірювальних інструментів.
Характеристика робіт. Гаряча розкочування заготовок кілець для підшипників діаметром понад 250 до 350 мм на розкочувальних машинах і заготовок у конічний диск для коліс автомобілів на дискорозкатному стані. Налагодження табору. Гаряча розкочування заготовок кілець для підшипників діаметром понад 350 мм на розкочувальних машинах спільно з розкочувачем вищої кваліфікації.
Повинен знати:будову дискорозкатного стану та кінематичні схеми обслуговуваних розкочувальних машин; марки сталей, які застосовуються для розкочування заготовок дисків коліс машин; температуру та режим нагрівання заготовок; будову контрольно-вимірювальних інструментів.
Характеристика робіт. Гаряча розкочування заготовок кілець підшипників діаметром понад 350 мм, профільних кілець і сферичних оболонок змінної товщини із жароміцних та титанових сплавів авіаційних двигунів діаметром до 1500 мм на розкочувальних машинах. Насадка розкочувальних машин на кільця.
Повинен знати:кінематичні схеми різних розкочувальних машин, дискорозкатного стану та нагрівальних пристроїв, що застосовуються для розкочування кілець та сферичних оболонок; оптимальні режими нагріву заготовок; припуски та допуски при обробці; залежність ступеня радіального обтиснення від товщини у різних точках заготівлі; способи налагодження розкочувальних машин.
Характеристика робіт. Гаряче розкочування, правка, калібрування профільних кілець і сферичних оболонок змінної товщини із жароміцних та титанових сплавів авіаційних двигунів діаметром понад 1500 мм на розкочувальних машинах. Розкочування тонкостінних деталей з корозійностійких сталей та молібденових сплавів.
Повинен знати:технологічний процес розкочування великогабаритних та тонкостінних деталей; конструкцію кінематичних, гідравлічних та нагрівальних пристроїв та способи їх налагодження; способи досягнення встановленої точності обробки; правила розрахунків параболічних оболонок, пов'язаних із виконанням різних робіт.
ГОСТ 8732-78 поширюється на суцільний трубопрокат, що не має зварного стику, що отримується гарячою деформацією на трубопрокатних станах - сталеві труби безшовні гарячедеформовані. Вони значно перевершують свої зварні альтернативні аналоги за міцністю та стійкістю до деформаційних впливів. Це дозволяє широко використовувати їх у машинобудівній, хімічній та нафтовидобувній галузях промисловості та інших відповідальних сферах.
Згідно з держстандартом, безшовна гарячекатана труба виготовляється в різних габаритних варіантах:
Сортамент за ГОСТ 8732-78 регламентує зовнішні діаметри гарячедеформованого трубопрокату та товщину його стінок. Технічні вимоги до продукції встановлює ГОСТ 8731-74.
За співвідношенням розміру зовнішнього діаметра до товщини стінки (Dн/s) сталеві безшовні труби, що виготовляються гарячекатаним методом, класифікуються таким чином:
За якісними показниками цельнокатаний гарячедеформований трубопрокат поділяється на
п'ять груп:
А - з нормуванням мехвластивостей виробів;
Б - з нормуванням хімскладу використовуваної сталі;
В – контроль мехвластивостей використовуваної сталі та її хімскладу;
Г – з нормуванням хімскладу використовуваної сталі та механічних властивостей виробів;
Д – без нормування мехвластивостей та хімскладу, але з гідравлічними випробуваннями.
та шість класів:
Процес виготовлення труб способом гарячої прокатки складається з трьох технологічних стадій:
Усе технологічні процесиВиготовлення трубопрокату починаються зі столу заготовок. Тут заготовки необхідної довжини отримують їх круглих суцільних штанг, ламаючи їх на гідравлічних пресахза попередньо зробленими надрізами або розрізаючи на прес-ножицях без попереднього нагрівання.
Після збирання пакета заготовок їх відправляють до завантажувального автомата із дворядним завантаженням. Температура нагріву – 1150-1270℃, залежно від марки сталі. Після нагрівання заготівля по рольгангах і стелажах прямує до зацентровщика, на якому в торці її осі робиться поглиблення. Після цього заготовка подається до жолоба прошивного стану.
Прошивні стани бувають дисковими, бочкоподібними та грибоподібними. Для прошивки заготівлі найчастіше використовуються кліті з бочкоподібними валками, що обертаються в одному напрямку. Осі валків знаходяться у вертикальних площинах, паралельних осі симетрії табору. Причому вісь валка складає з віссю прошивки кут ß (кут подачі) від 8 до 15 градусів залежно від розмірів гільзи.
Отвір у гільзі формується оправкою, яка зафіксована на довгому нерухомому стрижні. Їхні осі збігаються з віссю прошивки. Нагріта заготовка переміщається до валків назустріч оправці, встановленій у зоні максимальних діаметрів валків – перетискання. При зіткненні з валками заготівля починає переміщатися в протилежному напрямку, а за рахунок кута подачі отримує поступальний рух, що забезпечує гвинтову траєкторію кожної точки металу, що деформується. Так виходить товстостінна гільза.
Зовнішній діаметр гільзи приблизно дорівнює діаметру заготовки, але за рахунок утворення отвору її довжина збільшується в 2,5-4 рази, в порівнянні з вихідною довжиною заготовки.
Отримана на прошивному стані гільза піддається розкочуванні в трубу необхідного діаметра та товщини стінки. у різний спосіб. Спосіб розкочування гільзи в трубу характеризує тип трубопрокатної установки. В умовах ПНТЗ це розкочування на автоматичному, безперервному та тривалковому розкочних станах.
Агрегати з автоматичним станом отримали найбільше широке застосування. Великий діапазон труб, що прокочуються діаметром від 57 до 426 мм і товщиною стінки від 4 до 40 мм, а також легка перебудова на труби інших розмірів забезпечують на такому агрегаті велику маневреність у роботі. Ці переваги поєднуються із досить високою продуктивністю.
Конструктивно автоматичний стан є двовалковою нереверсивною кліть, на валках якої є струмки, що утворюють круглий калібр. Перед завданням гільзи у валки калібр встановлюється нерухома коротка кругла оправка на довгому стрижні, так що зазор між оправкою і калібром визначає діаметр труби і товщину її стінки. Метал деформується між валками та оправкою. При цьому поряд із витонченням стінки має місце зменшення зовнішнього діаметра труби.
Так як прокатка за один прохід не забезпечує рівномірної деформації стінки по її периметру, доводиться давати два, а іноді три проходи, щоразу з кантівкою, тобто. з поворотом труби на 90 градусів навколо своєї осі перед завданням її у валки.
Після кожного проходу гільзу розката передають на передню сторону кліті за допомогою пари фрикційних роликів зворотної подачі, змонтованих на вихідній стороні стану. Вони обертаються у бік, протилежний до обертання валків. Оправлення після кожної прокатки знімають вручну або за допомогою механізмів та знову встановлюють перед черговим завданням гільзи.
Гільза з прошивного табору потрапляє у жолоб і штовхачем задається у валки. Після першого пропуску заготовка повертається, кантується довкола осі на 90 градусів і знову штовхачем подається у валки. Після кожного проходу відбувається зміна оправлення.
На тривалкових розкочувальних станах можна прокатувати труби діаметром від 34 до 200 мм з товщиною стінки від 8 до 40 мм. Основною перевагою цього способу розкочування є можливість отримання товстостінних труб з мінімальною різнотовщинністю порівняно зі способами прокатки труб у круглих калібрах.
Деформація гільзи в трубу здійснюється за допомогою трьох валків та рухомої довгої оправки. Валки рівновіддалені один від одного та від осі прокатки. Осі валків не паралельні між собою та між віссю прокатки. Кут нахилу осі валка до осі прокатки в горизонтальній площині називається кутом розкочування φ, рівним зазвичай 7 градусів. А кут нахилу вертикальної площини називається кутом подачі ß і варіюється в діапазоні 4-10 градусів, залежно від розмірів труб, що прокочуються. Валки обертаються в один бік і за рахунок перекосу осей щодо осей прокатки створюють умови для гвинтового руху гільзи разом з оправкою.
Потрапивши на захватний конус валків, гільзова заготівля з оправкою всередині обжимається діаметром і стінкою. Деформація по стінці здійснюється головним чином гребенями валків. На розкочувальному та калібрувальному конусах товщина стінки вирівнюється, знижується овалізація і відбувається незначне збільшення внутрішнього діаметра трубозаготівлі. Це створює невеликий зазор між стінками майбутньої труби та оправки, що полегшує вилучення останньої із труби після завершення розкочування.
Як калібрувальне обладнання для товстостінних труб використовують тривалковий стан, аналогічний по конструкції розкочування, але менш потужний, так як деформація по діаметру тут невелика, а товщина стінки залишається незмінною.
Для труб меншого діаметра і з меншою товщиною стінки використовують безперервний стан калібрування, що складається з п'яти клітей.
Продуктивність агрегату з тривалковим станом складає до 180 тис. тонн труб на рік. До переваг цих станів відноситься можливість отримання труб високої точності, Швидка перебудова з розміру на розмір, гарна якість внутрішньої поверхнівиробів.
Процес розкочування гільзи в безперервному стані протікає в ряді послідовно розташованих двовалкових клітей. Розкочування здійснюють на довгій рухомий циліндричної оправки в клітях з валками, що мають круглі калібри.
Так само як і на автоматичному стані, поперечний перерізтруби визначається кільцевим зазором між струмками валків та оправкою. З тією різницею, що довга оправка переміщається разом з трубою, що прокочується.
У міру проходження через кліті, кількість яких може досягати дев'яти, гільза редукується: зменшується по зовнішньому діаметру і обтискується по стінці. Так як деформація в круглих калібрах відбувається нерівномірно, труба після кліті має овальну форму, задавати її необхідно більшою віссю овалу висотою калібру, тобто. повернувши попередньо на 90 градусів навколо осі. Для цього змінюють напрямок деформації валків. Для цього кожна наступна кліть повернута відносно попередньої під прямим кутом, а самі кліті розташовані до горизонту під кутом 45 градусів. Це дозволяє збільшити обтискання в клітях і підвищити обтискання труб.
Безперервний стан розрахований великий коефіцієнт витяжки – до 6, тому довжина труби може досягати 150 метрів. На безперервному стані одержують труби діаметром від 28 до 108 мм із товщиною стінки від 3 до 8 мм та довжиною понад 30 метрів. Висока швидкість прокатки (до 5,5 м/сек) забезпечує високу продуктивність (до 600 тис. Тонн труб на рік).
Завершальною технологічною операцією всім способів розкочування труб є операція охолодження виробів на охолоджувальних столах. Щоб усунути поздовжню кривизну, охолоджені труби виправляються на правильних станах. Спеціальні калібровані валки стану здійснюють гвинтове переміщення труби, при цьому ліквідуються наявні осьові викривлення. Торцювання кінців труб відбувається на токарних верстатах. За потреби знімаються фаски.
На завершення готові виробипіддаються контролю якості. Придатні труби після інспекції пакетуються на в'язальній машині, після чого вирушають складу готової продукції.
Сталевий цельнокатаний гарячим способом трубопрокат знаходить широке застосування при спорудженні трубопроводів всіх діаметрів, використовується для виробництва деталей металоконструкцій, елементів машин і механізмів, колон, ферм та балок, паль фундаментів, опор освітлення, в ЖКГ та дорожньому будівництві.
З технічних характеристикгарячекатаної труби за ГОСТом випливають і сфери її застосування. Це високовідповідальні трубопроводи, що вимагають надзвичайної міцності, що практично виключає можливість витоків:
В каталозіскладського комплексу «ЧТПЗ» представлений широкий сортамент сталевих гарячедеформованих безшовних труб за ГОСТ 8732-78 для потреб нафтогазової галузі, хімпрому, будівництва, комунального та сільського господарств. Ви можете оформити замовлення на сайті або по телефону . Відповідність вимогам держстандарту гарантує високі техніко-експлуатаційні характеристики та тривалий термін служби трубопрокату, що реалізується. Вся продукція поставляється із сертифікатами якості.
