резкое возрастание скорости соответствует моменту воздействия на чала импульса и малых деформаций трубы. Внешнее давление, дей ствующее на стенки трубы, значительно превышает давление, ко торое необходимо для преодоления сопротивления металла пласти ческой деформации. Поэтому на первом этапе металл получает вы сокую скорость деформирования, достигающую сотни метров в се кунду. Эта скорость соответствует начальной стадии деформирова ния, вследствие чего первый этап сопровождается развитием высоких ускорений. В дальнейшем, по мере увеличения деформации возрастает
Р и с . |
102. |
О |
с ц и |
л л о г р |
а м м а |
с к о |
р о с т и |
р а д и а л ь н о г о |
п е р е м е щ е н и я |
т р у б ы |
и з |
|
м е д и |
М 3 |
р а з м е р о м |
14,5 Х |
1,5 |
|
м м |
( г р а ф и к и |
1, |
2) с |
и н е р т н о й |
|
с р е д о й |
' х л о р в и н и л а |
п р о д у к т а м и |
|
в з р ы в а |
|
з а р я д а |
1 — |
|
|
т р о т и л а : |
|
|
|
^ т а х |
|
— |
350 м / с , |
X |
= |
—10 м к с ; |
2 — £/ |
а х |
~ |
^35 м / с , |
|
|
т |
= |
38 |
м к с |
|
|
сопротивление, |
а |
следовательно, и удельная работа деформации. |
Это явление наблюдается вплоть до момента достижения металлом трубы предела прочности. Развивающиеся при сверхскоростном де формировании большие скорости и ускорения частиц металла при водят к тому, что существенную роль в процессе начинают приобре тать инерционные силы. В металле возникают дополнительные на пряжения, которые по величине сравнимы с напряжениями, воз никающими при пластической деформации. Таким образом, характер изменения скорости во времени существенно зависит от размеров труб и прочностных свойств деформируемых материалов.
Разность кинетических энергий, соответствующая моменту до стижения максимальной скорости трубы с ослабленным сечением и без ослабления сечения определяет, примерно, энергию деформа ции, что (по порядку величины) совпадает с энергией при статиче ской деформации труб.
Установлено, что скорости радиального перемещения стенки тру бы, зафиксированные осциллографированием в магнитном поле и высокоскоростной съемкой, близки по значениям. Указанными сред ствами исследованы закономерности деформации труб взрывом при разных схемах ударного нагружения и определены режимы движения стенки трубы при установившемся процессе производства биметал лических труб взрывом.
ПОСЛОЙНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ ПРИ РАЗНЫХ СПОСОБАХ ИЗГОТОВЛЕНИЯ БИМЕТАЛЛИЧЕСКИХ ТРУБ
Знать закономерности совместной пластической деформации слоев необходимо для разработки оптимальных технологических схем производства и определения оптимальных размеров труб перед их сочленением.
Характер деформации слоев зависит от многих факторов, основ ными из которых являются: способ и параметры деформирования, состояние границы контакта слоев, соотношение пластических и физико-химических свойств металлов слоев, соотношения размеров слоев и их взаимного расположения.
Для расчета размеров заготовки используется предположение о пропорциональности деформации сечений слоев и сохранении постоянным коэффициента плакирования я. Показано, что закон пропорциональности истечения слоев с достаточной для практики точностью удовлетворяется почти во всех случаях, когда перед деформацией между слоями заготовки имеется связь, не нарушаю щаяся в процессе последующей переработки, т. е. при наличии сварки слоев (в передельных биметаллических трубах и заготовках) или натяга между контактными поверхностями, значительно повышаю щего межслойное трение в двухслойных заготовках.
Однако встречаются случаи, при которых пропорциональность деформации не соблюдается, при этом биметаллические трубы дан ного сочетания металлов не могут быть изготовлены. Примером последнего может служить изготовление труб с тонким наружным плакирующим слоем при большой разности в пластических свой ствах плакирующего и основного металлов.
Ниже приведены результаты исследования послойных деформаций при производстве труб из двухслойных и биметаллических заго товок.
Послойные деформации при прессовании и горячей прокатке
Прессование биметаллических труб, как правило, осуществляется из цилиндрического контейнера через коническую матрицу, что обеспечивает более равномерное истечение слоев заготовки. При этом размеры заготовок, прессованных труб и технологического инстру мента — контейнера, матрицы и оправки — известны. Известной является и степень деформации.
При истечении из очага деформации слои взаимно влияют друг на друга. При этом, как показали исследования, в зависимости от соотношения истинных пределов текучести металлов, межслойного и внешнего трения, толщин слоев и их расположения, а также пара метров очага деформации возможен различный характер истечения металлов: коэффициенты вытяжки обоих слоев равны; коэффициент вытяжки наружного слоя меньше коэффициента вытяжки внутрен него слоя; коэффициент вытяжки наружного слоя больше вытяжки внутреннего слоя.
Оптимальным является первый случай, который обеспечивает пропорциональную деформацию слоев. Он наблюдается чаще всего. Второй и третий приводят к неравномерному истечению слоев и даже к разрушению одного из них.
Некоторые из вышеприведенных факторов не могут быть произ вольно изменены. К ним, например, могут быть отнесены пределы текучести, расположение слоев и их толщина, степень деформации для выбранных размеров двухслойной заготовки и прессованной трубы, а также параметры очага деформации.
Большое влияние на характер деформации слоев оказывают межслойное и внешнее трения, которые можно регулировать. Чем больше коэффициент межслойного трения и чем меньше коэффи циент внешнего трения, тем более равномерная деформация слоев, а соответственно и скорости их истечения. В этом случае возможно допустить большее соотношение истинных пределов текучести, не опасаясь разрушения металлов при пластической деформации.
Оптимальным является случай, когда межслойный коэффициент трения равен единице. Для этого необходимо обеспечить сварку слоев до деформации.
Известно, что в ряде случаев сварка слоев происходит уже в про цессе нагрева двухслойной заготовки. Это иногда наблюдается при изготовлении'заготовок с натягом и при ав > а н, а также при повы шенном химическом сродстве металлов слоев: металлы слоев взаимно диффундируют уже в процессе нагрева. Это может быть и в случае, если линейный коэффициент расширения внутреннего слоя меньше наружного. Для этого необходимо осуществлять нагрев двухслой ной заготовки индуктором, введенным внутрь нее, с большим (до 200—300° С) перепадом температур по сечению заготовки.
Независимо от коэффициента межслойного трения при одина ковых или близких истинных пределах текучести и малом внешнем трении будет происходить равномерное истечение слоев. Однако и в этом случае схватывание металлов при нагреве способствует рав номерной деформации и повышению прочности сварки слоев.
При прессовании через коническую матрицу подавляющего большинства применяемых в практике биметаллических труб имеет место пропорциональная деформация обоих слоев двухслойной за готовки, а граница слоев в очаге деформации близка к прямолиней ной.
Теоретическая зависимость распределения деформаций между слоями от,различных параметров процесса представлена в работе [68]. Если коэффициент плакирования остается постоянным в очаге деформации, то радиус раздельной контактной поверхности в биме таллической трубе $ р2 (см. рис. 71) определяется однозначно из выражения
Я Р2п = Y n { R t - R \) + Ri
Радиус контактной поверхности R p2 назван в данном случае раздельным радиусом, соответствующим пропорциональной по слойной деформации, и обозначен через Rp2n- При этом Rp2 — £?р2п,
ёсли свойства металлов обоих слоев в условиях Прессования оди наковы.
Если свойства прессуемых металлов различны, то в общем случае
R p 2 R р2п-
При этом автор сделал ряд обычных допущений: принята схема жестко-пластического тела; зона пластической деформации ограничена геометрическим очагом деформации; применяется эффектная смазка (малые силы внешнего трения); прессуемые металлы изотропны, однородны, несжимаемые и идеально пластичные; металл в контей нере передвигается со скоростью движения пуансона, в цилиндри ческой части матрицы — со скоростью истечения; граница раздела между слоями изменяется по конической поверхности.
Величина Rp2 на выходе из очага деформации неизвестна и яв ляется искомой величиной.
Для решения задачи применен энергетический принцип. Задача рассматривается в цилиндрической системе координат.
Используя уравнения для интенсивности скоростей деформаций сдвига по слоям, осевых составляющих скоростей течения слоев, расходуемой мощности, автор выводит формулу для определения Rp2. Она имеет следующий довольно сложный вид:
1,15Л 1,15ХВ фк (С — R + Е) —
■ф(Д( Я р і — Я і ) |
(F — G) ± фр |
1S H ( в ) |
X |
|
Esи |
|
1 |
D + |
Е |
+ |
= 0. |
|
COS‘ f ) + |
где А, |
ß. Фк. |
различные коэффициенты, зависящие от геометри |
с, |
D, |
Е, |
ческих размеров очага деформации и условий |
Фо F, |
G, |
осуществления прессования; |
Фо |
я , |
К, |
|
L и М |
пределы текучести на сдвиг металлов внутреннего |
E SB |
E S H |
|
|
|
и наружного слоев; |
|
|
Rp2 |
функция отношения пределов текучести металлов, |
|
|
|
условий внешнего и межслойного трения, соот |
ношения исходных толщин слоев и других фак торов.
Проведен анализ влияния различных параметров на процесс прессования биметаллических труб, в том числе широкого изменения значения К —- от 1 до 5, п — от 0,2 до 0,8 и межслойного трения фр — от 0 до 1 (рис. 103— 105).
Таким образом, распределение деформаций между слоями в зна чительной степени зависит:
1. От отношения истинных пределов текучести металла слоев. Более твердый слой стремится вытеснить более мягкий, последний стремится течь с большей скоростью. При очень большом значении X мягкий слой будет течь с большей скоростью даже при максимальном межслойном трении. Отношение пределов текучести твердого к мяг-
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Р и с . |
104. |
З а в и с |
и м |
о |
с |
т ь |
к |
о |
э |
ф ф и |
ц и |
е н т о |
в |
в ы т я ж к и |
н а р у ж н о г о |
( д н ) |
и |
в н у т р е н |
н |
е г о ( д ) с л о |
е в о т т р |
|
д л я |
р а з н ы х |
з н а ч е |
н |
и й |
К ( и л и |
1 /X |
п |
р |
и |
<тт |
н |
> |
<тт |
и |
п |
( п р и |
а |
H < < J T |
в |
|
и з м е н е н и е |
й н п о к а |
з а |
н о с п л о ш н ы м и л и н и я м и , д 0 — п у н к |
т и |
р н ы м и ; |
п р и |
<у |
н > (7 |
и з м е н е н и е |
д н — п у н к т и р н ы м и , Д в — с п л о ш н ы м и )
|
0,2 |
0,3 |
|
OR |
|
0,3 |
0,6 |
0,7 |
|
п |
Р и с . |
105. |
З а |
в |
и с и м |
о с т |
ь |
д н |
и |
ц в |
о т |
п |
д л я |
Х = 5 п р и |
|
с т _„ < < 7 Т . в |
|
И 1 Д = 5 |
п р и |
V |
н |
> |
стт |
. в |
|
( п р и |
стт |
н |
< |
стт |
в |
и з м е н е н и е |
д н п о к а з а н о |
|
с п л о ш н ы м и |
л и н и я м и , |
|
д в — |
п у |
н к |
т и |
р н ы |
м и |
; |
. п |
р и |
<тт |
н |
^ |
° т |
в и з м е н е _ |
н и е |
д н — п у н к т и р н ы м и , |
д в — с п л о ш н ы м и |
кому слою допустимо до 4—4,5 для сохранения коэффициентов пла кирования постоянными в очаге деформации.
2. От межслойного трения. Чем оно больше, тем более равномерны скорости течения слоев в очаге деформации. При коэффициенте межслойного трения, равном единице, скорости течения и коэффи циенты вытяжки слоев равны, соответственно этому R p2 — Rp2n.
3. От коэффициента плакирования. Более интенсивное возра стание коэффициентов вытяжки для мягкого наружного слоя отме чается при увеличении п, а для мягкого внутреннего слоя — при уменьшении п.
Общие положения по послойным деформациям при прессовании еще в большей степени относятся к прокатке. Более равномерная деформация слоев обеспечивается при расположении мягкого металла внутри трубы. Большое влияние оказывает калибровка валков, особенно на поперечную неравномерность деформации слоев, о чем сообщалось ранее.
Послойные деформации при холодной прокатке и волочении
Величина деформации слоев, как отмечалось, зависит от многих факторов. При холодной деформации ее величина зависит также от способа деформирования (волочение без оправки, волочение на ко роткой или длинной оправке, раздача, проталкивание, прокатка на станах ХПТ) и параметров процесса.
Исследование влияния суммарной вытяжки на коэффициент плакирования при холодной прокатке за 3 прохода биметаллических труб сталь 0Х18Н10Т + сталь 10 с исходной прочной сваркой слоев показало, что коэффициент плакирования практически остается постоянным (см. рис. 44).
Некоторое повышение кривой в диапазоне вытяжек 5— 15 свя зано со значительным разбросом значений толщины стенки по пе риметру трубы.
Также пропорционально проходят пластические деформации слоев биметаллических труб сталь 10 + медь при волочении на короткой оправке, без оправки и при холодной прокатке на станах ХПТ. В этих случаях радиус контактной поверхности в биметалли ческой заготовке для холодного передела может быть определен из выражения
(73)
Однако в процессах холодного сочленения безоправочным или оправочным волочением, холодной прокатки и др., когда жесткая связь (сварка) слоев отсутствует, происходит преимущественное истечение «мягкой» составляющей и коэффициент плакировки изме няется, уменьшаясь, если «мягкий» металл является плакирующим слоем, или увеличиваясь, если основным.
Увеличение п происходит и в случае ати > сгт в.
При расчете размеров труб перед сочленением обычно известны размеры готовой трубы. Следовательно, известен коэффициент пла кирования готовых труб и биметаллической заготовки.
Размер биметаллической заготовки определяется из соображений рационального построения маршрута производства труб. Радиус поверхности контакта рассчитывается по формуле (73).
Размер слоев перед сочленением можно определить, зная измене ние соотношения коэффициентов плакирования в процессе пласти ческой деформации:
Тогда наружный радиус заготовки до деформации в месте сопри косновения контактных поверхностей будет
а,,
Толщина стенки наружного слоя SHх = R Hl — R 2.
Учитывая, что зазор при сочленении не превышает 2 мм и утол щение на участке редуцирования AS = 0,025ShO, получим SH0 = .
= fQ25- Определим влияние параметров сочленения на коэффи
циент изменения п, определяющий послойные деформации. Эксперименты проводили по описанной выше методике. Было
определено, что а п = / (п3, стт н/ат в, р, /г), а также зависит от способа деформации. Изменения ап при совместном безоправочном волочении и проталкивании в зависимости от посадки по диаметру при различных соотношениях размеров слоев, их пределов теку чести при постоянных параметрах инструмента и условиях трения представлены на рис. 106. Со снижением коэффициента плакировки п3 при Sll0 = const, т. е. при увеличении доли «твердого» компонента (внутреннего нержавеющего слоя) в общей площади трубы ап умень шается. Это свидетельствует о преимущественной деформации на ружного «мягкого» слоя из низкоуглеродистой стали с увеличением жесткости внутреннего слоя, играющего в процессе сочленения роль деформируемой оправки. С увеличением толщины стенки внутрен него нержавеющего слоя уменьшение ссп происходит интенсивнее. Кривые, определяющие изменение а п, имеют перегиб. Минимальное значение при толщине стенки наружного слоя 1 мм соответствует
Рд = |
1,06-М, 1, а при |
стенке наружного слоя, |
равной 2 мм, сдви |
гается в область pD == |
1,15, т. е. с увеличением толщины наружного |
слоя |
сгт н/стт в =-- 1 исследуемая |
функция достигает экстремального |
значения при больших совместных обжатиях по диаметру. |
При уменьшении отношения |
от. н/ах в до 0,18 [внутренний слой |
наклепан сгт в = 1200 |
МН/м2 |
(120 |
кгс/мм2)] |
экстремальные зна |
чения |
коэффициента а п смещаются |
с увеличением п3 в область |
больших значений pD даже при постоянной толщине наружного слоя (кривые 1— 3 рис. 106, б). Это объясняется тем, что при совме стном волочении двухслойной трубы с мягким наружным и твердым внутренним слоями за счет преимущественной деформации наружного слоя происходит его интенсивное упрочнение, при достижении опре деленного значения предела текучести его сопротивление деформации становится больше сопротивления деформации внутреннего слоя и при дальнейшем увеличении обжатия по диаметру стенка утолщается. Интенсивность утолщения снижена воздействием внутренней трубы.
Кроме этого, при увеличении обжатия по диаметру возрастает длина участка совместной пластической деформации слоев и, сле довательно, силы трения на поверхности контакта слоев, создающие сжимающие напряжения в наружном слое и препятствующие пре-
имущественному его истечению. С ростом предела текучести наруж
|
ного слоя (рис. 107) и, |
следовательно, |
отношения |
от н/ат в дефор |
|
мация |
его уменьшается, |
р„ —> 1. Уже при от н/от в = |
0,75 вытяжки |
|
слоев |
стали |
|
равны |
рн |
= рв. Коэффициент осп возрастает и при |
|
|
|
|
|
|
|
|
сттѴ°т. в = |
0,9 |
|
становится |
рав |
|
|
|
|
|
|
|
|
ным |
1, |
т. е. |
пэ =■- п. |
При |
даль |
|
|
|
|
|
|
|
|
нейшем |
увеличении |
ат |
в |
до |
|
|
|
|
|
|
|
|
1,7 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
1,02. Это означает, что до тех пор, |
|
|
|
|
|
|
|
|
пока |
|
наружный |
слой |
является |
|
|
|
|
|
|
|
|
мягким, внутренний жесткий слой |
|
|
|
|
|
|
|
|
играет роль деформируемой длин |
|
|
|
|
|
|
|
|
ной оправки, |
а |
силы |
трения |
на |
|
Р и с . 107. И з м е н |
е н и |
е ц н |
и |
а п в |
з а в и с и |
границе контакта слоев |
создают |
в |
|
наружном |
слое |
сжимающие на |
|
|
м о |
с т и |
о т |
Х х |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
пряжения, а во внутреннем — рас |
тягивающие. По мере роста жесткости наружного слоя его деформа
ция |
снижается |
и несколько возрастает деформация внутреннего |
слоя |
за |
счет |
утолщения наружного слоя. |
Сравнение кривых |
(рис. |
106, |
а, б |
и рис. 106, в) показывает, что |
при проталкивании |
интенсивность изменения а п больше, чем при волочении.
1,05
1,00
0,95
0,90
|
о,/ |
о,г |
|
о,з |
|
о,90,1 |
|
о,г |
■ о,з |
о,9 |
о,5 |
|
о,о |
|
|
|
|
|
|
|
Коэффициент |
|
планирования п3 |
|
|
|
|
Р и с . |
І 08. |
З а в |
и |
с |
и м о с |
т ь |
к о |
э |
ф ф и |
ц и е н |
т а |
а п |
о т с |
о с |
т о я н и я |
г р а н и ц |
ы |
к о н т а к |
т а с л о е в , |
к о э ф ф |
и ц и е н т а |
п л |
а к и |
р о в а |
н и |
я |
з а |
г о т о в |
к и и |
с п о с о |
б а |
д е ф |
о р м |
а ц и и п |
р и |
hx = |
I м м (а) и |
|
|
2 м м |
( б ) . Н а |
г р а н и ц е к о н т а к т а |
в с л у ч а е |
п р о т а л к и в а н и я : |
|
1 — н а ж д а ч н ы й |
|
п о р о ш о к ; |
2— с у х и е ; |
|
3 — с м а з к а |
( п р и в о л о ч е н и и ) ; |
4 — н а ж д а ч н ы й |
|
|
|
|
|
|
|
п о р о ш о к ; 5 — с у х и е ; 6 — с м а з к а |
|
|
|
|
Для |
|
= |
|
1,15 |
и 5 , = 4,5 |
мм |
имеем: |
|
|
|
|
|
при |
проталкивании а п — 0,89; |
при |
волочении а п = 0,93. |
Это объясняется повышением сопротивления деформации вну тренней трубы при проталкивании за счет всестороннего неравномер ного сжатия. Так как силы трения на контактной границе слоев опре деляют распределение деформаций между слоями, большой интерес
