Моделирование условий для расчета энергосиловых параметров асимметричного процесса совмещенной прокатки-прессования

Тип работы:
Реферат
Предмет:
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ


Узнать стоимость новой

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

УДК 621. 777
И. Н. Довженко, Н. Н. Довженко, С. Б. Сидельников
МОДЕЛИРОВАНИЕ УСЛОВИЙ ДЛЯ РАСЧЕТА ЭНЕРГОСИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ АСИММЕТРИЧНОГО ПРОЦЕССА СОВМЕЩЕННОЙ ПРОКАТКИ-ПРЕССОВАНИЯ
Рассмотрены модели расчета энергосиловых параметров нового процесса совмещенной прокатки-прессования для модульных технологий производства массовой металлопродукции из цветных металлов и сплавов. Приводится сравнительный анализ результатов моделирования и экспериментальных данных.
В настоящее время актуальной для металлургических производств является проблема создания модульных технологий производства длинномерной продукции в виде проволоки и профилей из цветных металлов и сплавов. Одним из базовых элементов таких технологий непрерывного производства может стать новый процесс совмещенной прокатки-прессования1. Для данного процесса выполнен комплекс экспериментальных и теоретических исследований, созданы лабораторная и две опытно-промышленные установки на базе прокатных станов. Накопленный опыт, выявленные достоинства и несовершенства конструкций этих установок позволили приступить к проектированию промышленного агрегата, для чего потребовалось выполнить его структурно-параметрическое описание с помощью набора проектных параметров и сформулировать задачи разработки моделей функционирования. Весь комплекс теоретических исследований был ориентирован в основном на моделирование процесса прокатки-прессования с симметричным очагом деформации и не учитывал в полной мере кинематические особенности процесса деформации. В данной статье рассмотрены модели для расчета таких проектных параметров, как силы на валках и матрице, моменты на валках, которые определяют мощность привода в зависимости от скорости вращения валков, требования к силовому каркасу промышленного агрегата, жесткости и прочности конструктивных элементов.
Объектом исследования является процесс совмещенной прокатки-прессования (рис. 1). Процесс осуществляется в закрытом калибре, образованном двумя валками разного катающего диаметра (^ & gt- R2), перекрытого матрицей в сечении СС. Валки вращаются с одинаковой частотой, но катающие поверхности калибра имеют разные окружные скорости, в частности V & gt- vв2, а скорость боковых стенок калибра V изменяется пропорционально изменению радиуса от R2 до R2к. В качестве исходной заготовки используется непрерывно-литой брус с поперечным сечением h0 ¦ Ь, который задается в калибр (сечение АА'-) и подвергается деформации в зоне прокатки до сечения ВВ, затем подвергается распрессовке в зоне до сечения СС и выдавливанию (прессованию) через матрицу до размера изделия hd с вытяжкой X = ¦ Ь) / Fизд
(^д — площадь поперечного сечения изделия). В процессе деформации при различных окружных скоростях валков действует приведенная схема контактных напряже-
ний трения Т (рис. 1), причем т1 Ф Т2 в силу различных скоростей скольжения поверхностей валков по заготовке.
Точки приложения равнодействующих сил Р и Р2 в условиях асимметричности процесса деформации располагаются в различных плоскостях, а моменты на валках будут определяться плечом а. каждой силы по отношению к осям валков 01 и 02. Сила, необходимая для выдавливания Рпр, создает подпорное давление в остальном очаге деформации. Такой характер действия сил обусловливает особенности построения моделей процесса в зависимости от частоты вращения валков.
Одним из основных факторов, определяющих энергосиловые параметры процесса совмещенной прокатки-прессования, является вытяжка при выдавливании, в связи с чем были выполнены экспериментальные исследования на установке СПП-200 для различных сплавов. На рис. 2, 3 представлены зависимости сил на матрице и валках, а также моментов при деформировании в горячем состоянии при температуре 480 °C сплава АД31 в различных калибрах.
1 Сидельников, С. Б. Комбинированные и совмещенные методы обработки цветных металлов и сплавов / С. Б. Сидельников, Н. Н. Довженко, Н. Н. Довженко, Н. Н. Загиров. — М.: Изд-во «Макс Пресс», 2005. — 344 с.
Рис. 1. Схема процесса совмещенной пракатки-прессования
Анализ экспериментальных данных показал, что увеличение вытяжки приводит к росту сил на матрице, что свойственно процессу выдавливания, и на валках в связи с ростом давления подпора в очаге деформации от действия силы выдавливания. Установлено что сила на валках всегда больше силы на матрице, что обусловлено большей контактной поверхностью заготовки со стенками калибра, чем с поверхностью матрицы. Уменьшение площади калибра почти в два раза при одной и той же вытяжке приводит к практически такому же снижению сил на матрице и валках при малых вытяжках, а с увеличением вытяжки разность сил в различных калибрах возрастает. Последнее обусловлено нелинейным характером прироста контактной площади калибра при увеличении его размеров.
Рис. 2. Зависимость сил на матрице Р и валках Рв от вытяжки X при деформировании сплава АД31:
1
, калибр 14×22 мм- 2 — Рм, калибр 14×22 мм-, калибр 11×15 мм- 4 — P, калибр 11×15 мм
— существует корреляционная взаимосвязь между моментами на валке с выступом и валке с врезом.
Для процесса прокатки-прессования, реализуемого на валках разного диаметра, характерны асимметричные условия, что сказывается на геометрических и энергосиловых параметрах. В связи с этим очаг деформации при прокатке-прессовании можно условно разделить на три зоны (см. рис. 1) продольной прокатки — ABBA'-, распрес-совки — BCC B'- и прессования — CDD C.
На первом этапе рассмотрим зону продольной прокатки, поскольку в зоне распрессовки длина дуг контакта на валках 1р1 и lp2 определена удалением матрицы от плоскости OxOv проходящей через оси валков.
Из условия равновесия заготовки в вертикальной плоскости вертикальные силы равны Y2 = Y, тогда можно записать
Pcpl4R1Ah1 = Pcp2^R2Ah2 & gt-
(1)
где р^ - среднее давление- Ь — ширина калибра- Ah1 / 2 и Ah2 / 2 — частные обжатия соответственно со стороны валка с выступом и валка с врезом, причем Дh = Ah1 / 2 + + ДН2 / 2.
Из условия (1) можно записать следующее соотношение:
/ V
Ah1
Ah
P cp2 Pcpl
m
L R
2R
(2)
где, учитывая различие контактных давлений на валках 1 и
2, т = р1 / рср2.
Для длины зон очага деформации с учетом различных окружных скоростей валков получили следующие зависимости:
ld1 — R1 4
:, Ь2 = 2. (3)
т К, + Я, а 2]]у2 т2Я1 + Я2
Для расчета скоростей деформации, необходимых для определения сопротивления деформации металла при горячей обработке, нами получены следующие зависимости:
Рис. 3. Зависимость моментов на валках М иМ, от вытяжки X при деформировании сплава АД31:
1 — М2, калибр 14×22 мм- 2 — Мх, калибр 14×22 мм-
3 — М2, калибр 11×15 мм- 4 — Мр калибр 11×15 мм
Анализ чувствительности энергосиловых параметров процесса (рис. 4) позволил выявить следующие общие закономерности:
— изменение силы на валках чувствительно к изменению силы прессования-
— момент на валке с врезом выше момента на валке с выступом практически в 2 раза, что связано с разностью площадей контакта стенок калибра с заготовкой при деформации, а скорость изменения моментов на валках значительно ниже, чем скорость роста силы на валках от силы прессования, что характеризуют значения коэффициентов чувствительности для обрабатываемых металлов, причем более чувствительно изменение моментов к силе выдавливания-
F — М.
1
h
R1R2 Ah
t — 22 m2R1 + R2 2 — h0 '
m R1R2 Ah I m R1 + R2
(4)
Для расчета сил на матрице и валках необходимо учитывать температурные условия в очаге пластической деформации. На основании решения уравнения теплопроводности при деформации заготовки в виде бруса и подстановки теплофизических характеристик для алюминиевого сплава АД31 нами получено следующее уравнение:
Твд = Т0 + 0,315 ((пр + ДГпрок + ЛГрас) +
+ATip — 2[To + 0,315 (ATnpoK + ATpac) + ATip — TK ] x
1 —
(5)
где Т0 — температура заготовки, рпр — давление прессования- у — функция критериев Пекле (Ре) и Нуссельта (п), определяемых по следующим зависимостям Ре = V h0 / а, П = / h0 и у = п ¦ Ре / (1 + п1 Ре), причем, а — коэффициент
температуропроводности, V — средняя скорость перемещения сечений в очаге деформации V = 2R1R2 / ^ + R2).
Повышение температуры за счет тепловыделения от деформации и трения определяется следующими зависимостями:
Д^о* = -1,15 а, 1п ^,
ср кк
1 к
ДТрас = -1,15а, 1п-к±,
ЛТ = т
тр і
ср
2(+ 1р1)(+ Ъ)
ъ
Для условий: Rl = 210 мм, R2 = 180 мм, X = 15,1, Т0=480 °С (сплав АД31), результаты расчета по зависимости (5) представлены на рис. 5. Анализ полученных зависимостей показал:
— с увеличением скорости вращения валков сокращается время теплопередачи между металлом и валками, соответственно уменьшается падение температуры заготовки в зоне прокатки и распрессовки, что приводит к повышению температуры изделия на выходе из матрицы-
— увеличение скорости вращения валков снижает влияние разности начальных температуры между валками и металлом на температуру изделия на выходе из матрицы.
Общий подход к построению модели расчета средних контактных напряжений на валках и матрице состоял в следующем:
— определение среднего давления в зоне прокатки в калибре с учетом давлений подпора возникающих при осадке заготовки в зоне распрессовки и выдавливании в канал матрицы-
Ръ кН
— определение среднего контактного давления в зоне распрессовки с учетом давления подпора при выдавливании заготовки-
— вычисление общего среднего контактного давления от контактных давлений в зоне прокатки и распрессовки-
— корректировка общего среднего контактного давления с учетом его снижения от разности окружных скоростей валков при соответствующей степени деформации.
На основании такого подхода получили среднее давление на валки
Р- = 0 (т)
1,15 ± 1,151п (п) + 3 р ч-1,15-^ 4 4 (т) л/3 ¦ Ъ
, (6)
где 0 — среднее сопротивление деформации в функции от средней скорости деформации и температуры- Ь — ширина калибра- п = h / h — р — давление выдавливания Рпр = 0(? & gt- гоР)(1+1& gt- 41п^) — Р
Рассогласование окружных скоростей валков приводит к снижению на них средних контактных напряжений, поэтому предлагается учитывать снижение среднего контактного давления в зависимости от разности окружных скоростей валков при соответствующей степени дефор-
мации следующей зависимостью:
Др=р",
1
2
1 -е
(7)
где v1 и v2 — окружные скорости валков- е — степень деформации при прокатке, е = Дh / h.
С учетом (7) среднее контактное напряжение на валках будет равно рвал = р — Др, а сила на валках Р = (р -Др)
I1 + УЬ.
Сравнение экспериментальных и расчетных данных (рис. 6) показало достаточно высокую сходимость рас-
I
і
Л, кН
й
±
5
& lt->-0
100
110
120
130
140
150Л, кН
4 5 6 7 8 9 10Л/, кНм
Рис. 4. Зависимость энергосиловых параметров при прокатке-прессовании изделий из'- сПлава АД31 при температуре 480 °С: а — силы на валках Рв от силы на матрице Рм- б — крутящих моментов на валках от силы на валках Рв- в — крутящих моментов на валках от силы на матрице Р — г — крутящих моментов М2 от М — 1 — М — 2 — М2
четных и экспериментальных значений сил на матрице и валках, кроме того, работоспособность и достоверность разработанных моделей подтверждается сохранением закономерностей изменения расчетных данных при изменении экспериментальных параметров вытяжки при выдавливании.
О г, а 4 и 1(1 II и ]Й п. иб^ян
Рис. 5. Расчетная зависимость температуры изделия Т на выходе из матрицы от частоты вращения валов п:
¦ Г = 150 °С- 2 — Г = 200 °С- 3 — Г = 250 °С-
4 — Г = 300 °С- 5 — Г = 350 °С
1
X = Р — X. ,
1 пр 25
X, = Р — х1.
2 пр 1
М1Х XlRl,
М2Х = X2R2,
Рис. 6. Зависимость силы на матрице Рм и валках Рв от вытяжки X при прессовании на установке CGG-200 сплава АД31 при температуре заготовки 480 °С: а — калибр 11×15 мм- б — АД31, калибр 14×22 мм-
1 — сила валках Р экспериментальная- 2 — сила на валках Р
В Г 7 В
расчетная- 3 — сила на матрице Рм экспериментальная-
4 — сила на матрице Рм расчетная
Из рис. 1 видно, что равнодействующие Р1 и Р2 образуют с центрами валков разные по величине плечи а1 и а2, поэтому моменты, которые необходимо приложить от привода к каждому валку, будут различны:
— для валка с врезом (валок с R2 по дну калибра)
М2 = Р2 ¦ а2 = Р2R2SІn (У2 ± Р2) — (8)
— для валка с выступом (валок с R1 по выступу)
М = р. ¦ а1 = РД8Ш (71 ± Р1), (9)
причем знак минус берется тогда, когда точка приложения равнодействующей находится правее линии ВВ —
Поскольку (у2 + Р2) & gt- (у1 + Р1) и Р2 & gt- Р1, то из формул (8) и (9) следует, что М2 больше М1, т. е. даже при условии Р2 = Р1 для привода нижнего валка требуется больший крутящий момент, чем для привода нижнего. Этот вывод подтверждается приведенными ранее экспериментальными данными (см. рис. 2).
Силы Р1 и Р2 зависят от Р (X), следовательно, М1[Р1(Рпр (1))] и М2[Р2(Рпр (1))] будут возрастать при увеличении вытяжки 1 при выдавливании, что соответствует экспериментальным данным (см. рис. 2).
Исходя из условия равновесия горизонтальных сил можно записать
Рпр — Х1 — х2 = ^ (10)
откуда следует
(11) (12)
Тогда моменты на валках от горизонтальных сил будут равны
(13)
(14)
Моменты от вертикальной силы
М1Г = Y№l^dl, (15)
М2Г = ^2^ (16)
где1 и у2 — эмпирические коэффициенты плеча.
На основании анализа экспериментальных данных предлагается использовать для расчета: ^ для алюминия
и меди — 0,050, 1, для свинца 0- у2 для алюминия и меди —
0,5.. 0,6, для свинца 00, 1.
Сравнение экспериментальных и расчетных данных представлено в таблице. Их анализ показывает достаточно высокую сходимость расчетных значений с экспериментальными, т. е. выполняются закономерности, присущие практическим данным. Следовательно, предложенная модель расчета моментов может быть рекомендована для практического использования в технологических и проектных расчетах.
На основании экспериментальных и теоретических исследований разработаны:
— модель геометрии асимметричного очага деформации при прокатке-прессовании, включающая комплекс зависимостей для определения следующих параметров: углов захвата и длины контактных дуг на валках в зависимости от радиусов валков и окружных скоростей их вращения- длины очага деформации- распределения обжатий под валками- коэффициента формы очага деформации под каждым валком и средний для очага деформации- площадей контактных поверхностей-
— модель расчета средних давлений на валки при прокатке-прессовании, учитывающая подпор от давления прессования и снижение давлений на валках при сочетании разности их окружных скоростей вращения со степенью деформации. Показано, что в условиях совмещенной прокатки-прессования правомерно применение расчета средних давлений по средним геометрическим размерам асимметричного очага деформации-
— модель расчета температурных условий процесса — модель расчета моментов на валках при совмещен-СПП с учетом двумерного теплового потока в калибре- ной прокатке-прессовании.
Сpaвнeниe экcпepимeнтaльныx и pacчeтныx энepгocилoвыx пapaмeтpoв пpи пpoкaткe-пpeccoвaнии на уcтaнoвкe СПП200
Размеры изделия, мм Материал Поперечное сечение заготовки ho x bo, мм2 Сечение калибра h x b, мм2 Коэффициент вытяжки при прессовании X Tw, «С Моменты, кН ¦ м
м1 (эксп) м1 (расч) Ш1% м2 (эксп) м2 (расч) AM2%
04 Pb + 2% Sb 22×22 14×22 43,8 20 2,80 2,89 -3,11 5,90 5,46 7,48
06 Pb + 2% Sb 22×22 14×22 19,5 20 3,50 3,31 5,54 6,10 6,02 1,23
08 Pb + 2% Sb 22×22 14×22 11,0 20 4,00 3,82 4,63 6,40 6,19 3,25
06 ЛД31 20×20 14×22 19,5 480 5,30 6,24 -17,72 13,20 12,53 5,07
08 ЛД31 20×20 14×22 11,0 480 6,90 6,82 1,12 14,00 13,46 3,85
010 A3,31 20×20 14×22 7,0 480 7,50 7,60 -1,32 14,90 14,80 0,70
05 A3,31 14×14 11×15 16,8 480 1,60 1,65 -2,87 3,30 3,29 0,38
07 A3,31 14×14 11×15 8,2 480 2,40 2,43 -1,13 4,90 4,58 6,55
09 A3,31 14×14 11×15 5,0 480 3,30 3,26 1,12 6,80 6,32 7,04
08 A7 20×20 13×22 11,0 470 4,90 4,89 0,14 6,50 6,50 -0,06
09,5 A7 20×20 13×22 7,8 470 5,30 5,22 1,53 7,20 7,16 0,59
011 A7 20×20 13×22 5,8 470 5,80 5,54 4,48 8,00 7,82 2,28
05 A7 14×14 11×15 16,8 470 1,30 1,40 -7,92 3,00 2,85 5,07
07 A7 14×14 11×15 8,2 470 1,60 1,56 2,63 3,40 3,30 2,96
09 A7 14×14 11×15 5,0 470 2,20 2,19 0,45 4,60 4,52 1,82
I. N. Dovzhenko, N. N. Dovzhenko, S. B. Sidelnikov
MODELING WAYS FOR CALCULATING ENERGY-POWER PARAMETERS ASYMMETRICAL PROCESS OF THE INTEGRATED ROLLING-PRESSING
Different models of calculating energy-power parameters of the integrated rolling-pressing are examined in the present article. The integrated rolling-pressing is a new way for modular processing production. It is used in a sphere of gross metal production from nonferrous metals and alloys. Comparative analysis of modeling results and experimental data are shown in the present article.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой