книги из ГПНТБ / Крупин А.В. Прокатка металлов в вакууме учеб. пособие

значения, выше которого коэффициент трения может возра­ стать. С момента образования толстых пленок окислов на по­ верхности контакта характер трения определяется объемными свойствами самой пленки, зависящими от ее структуры. По­ этому коэффициент трения при таких пленках может и повы­ шаться и понижаться в зависимости от соотношения свойств окисла и металла.

В табл. 24 приведена зависимость коэффициента трения от толщины окисных пленок на поверхности металлов по данным А. К. Чертавскпх и К. Н. Каи.

Условия трения при высокотемпературной прокатке значи­ тельно отличаются от условий трения скольжения. Однако ос-

. новные закономерности влияния среды и окисных пленок па ко­ эффициент трения справедливы и для этого случая. При горя­ чей прокатке состояние поверхности металла и, следовательно, коэффициент трения определяют в значительной мере нали­ чием слоя окалины и ее свойствами.

Особенно сильно влияют окисные пленки на внешнее тре­ ние при высокотемпературной прокатке в средах регулируе­ мого состава. Как показано выше, при прокатке в вакууме и среде инертного газа существенно изменяются условия дефор­ мации, что влияет на параметры процесса прокатки.

От состояния поверхности металла при прокатке в различ­ ных средах меняются условия трения на поверхности контакта металл—инструмент в широком диапазоне от граничного тре­ ния, когда поверхности металла и инструмента разделены раз­ личными по толщине, структуре и физико-химическим свойст­ вам окисными пленками, до трения ювенильных поверхностей, которое характеризуется высокими значениями коэффициентов трения и сопровождается адгезионным взаимодействием по­ верхностей.

Переход от воздуха к вакууму, сопровождающийся умень­ шением толщины окисных пленок и увеличением сил молекуляр­ ного взаимодействия, приводит, как правило, к увеличению ко­ эффициентов трения.

132

Повышение коэффициентов трения при прокатке в вакууме объясняется также устранением смазочного действия окислов, образующихся на поверхности металлов при горячен деформа­ ции на воздухе. В связи с тем, что внешнее трение является процессом, локализованным в поверхностном контактном слое металла, сила трения определяется сопротивлением сдвигу или срезу в этом слое. В зависимости от среды обработки скольже­ ние может происходить либо в толстом слое окалины при про­ катке на воздухе, либо в поверхностном слое самого обрабаты­ ваемого металла при прокатке в высоком вакууме. Наряду с увеличением адгезионного взаимодействия при обработке

в высоком вакууме, когда практически отсутствуют окисные пленки, возрастает также объем металла, вовлекаемого в до­ полнительную пластическую деформацию сдвига при скольже­ нии, что приводит к изменению напряжений на поверхности контакта металл—инструмент.

Повышение коэффициента трения в 1,5—2 раза при про­ катке в вакууме технически чистого железа и никеля получено Я. Б. Гуревичем (рис. 68). Для железа коэффициент трения существенно возрастает сразу же при переходе от атмосферы воздуха к низкому вакууму 13,3 Н/м2 (10_1 мм рт. ст.), даль­ нейшее увеличение вакуума еще на четыре порядка сказывается уже в меньшей степени.

Коэффициент трения металлов при прокатке в аргоне имеет промежуточное значение между коэффициентами трения в ва­ кууме 13,3 и 0,133 Н/м2 (ІО-1 и 10_3 мм рт. ст.).

Значительное повышение коэффициентов трения в вакууме обнаружено И. М. Павловым и др. при прокатке молибдена и ниобия (рис. 69), Ф. Е. Долженковым и др. при прокатке стали (рис. 70).

ч

133

Исключение составляет титан (рис. 71), у которого коэффи­ циент трения при прокатке в вакууме меньше, чем при про­

рячей обработке на воздухе, больше, чем в основном металле. Окалина выполняет также роль присыпки и повышает коэффи­ циент трения.

Автор совместно с В. Н. Чернышевым, Б. Л. Липецким и Ф. Р. Карелиным установил зависимость удельных сил трения

Температура, °С

Рис. 71. Зависимость коэффициента трения от температуры при прокатке титанового сплава в вакууме (а) и на воздухе (б) при обжатиях, %:

/ — 30; 2 — 40; 3 — 50; 4 — 60

при прокатке тугоплавких металлов от среды нагрева и обра­ ботки непосредственным измерением.

При прокатке молибдена с уменьшением остаточного дав­ ления коэффициент трения значительно возрастает (в 1,75 раза) при переходе от воздуха к низкому вакууму (13,3—1,33 Н/м2) (10_1—10~2 мм рт. ст.) и практически не изменяется при даль­ нейшем уменьшении остаточного давления вплоть до минималь­

134

ного (рис. 72). Например, при температуре 1050° С и обжатии 27% коэффициент трения при прокатке на воздухе составляет

парциальных давлений активных газов наблюдается тенденция к непрерывному увеличению коэффициента трения. Переход рт атмосферы воздуха к вакууму-13,3 Н/м2 (10-1 мм рт. ст.) при прокатке циркония, нагретого до 800° С, сопровождается уве­ личением коэффициента трения с 0,19 до 0,23; дальнейшее по­ вышение остаточного давления приводит к росту коэффициента трения до 0,31.

§0,2 Г'І У

Закономерность изменения коэффициента трения от темпе­ ратуры имеет характер обобщенной И. М. Павловым зависимо­ сти и выражается кривой с максимумом.

При прокатке на воздухе циркония (рис. 75) коэффициент трения увеличивается на участке 800—1000° С, что связано с ро­ стом толщины прочной тетрагональной окисной пленки. Пони­ жение коэффициента трения с увеличением температуры выше 1000° С определяется изменением физико-химического состояния окисла циркония в результате превращения тетрагональной модификации в моноклинную при достижении критической тол­ щины окисной пленки.

135

Однако зависимость коэффициента трения от температуры при прокатке в вакууме может иметь иной характер. При про­ катке циркония в вакууме 1,33 Н/м2 (ІО-2 мм рт. ст.) при тем­ пературе 1000° С на кривой появляется минимум (см. рис. 75), который можно объяснить образованием и ростом тонкой (6 =

=10~Gм) окисной пленки, ослабляющей адгезионные процессы

имолекулярное взаимодействие ііа. границе металл—инстру­ мент.

Дальнейшее повышение температуры сопровождается уве­ личением толщины окисной пленки, разрушающейся во время деформации с образованием смешанного контакта/что способ­ ствует росту трения. В вакууме 1,33 • 10-2 Н/м2 (10-4 мм рт. ст.)

коэффициент трения при прокатке циркония непрерывно умень­ шается с ростом температуры, что является следствием обра­ зования тонких окисных пленок, снижающих силы молекуляр­ ного взаимодействия. Состояние поверхностных пленок, харак­ теризующее их поведение во время пластической деформации, приведено на рис. 76.

Зависимость коэффициента трения от остаточного давления (рис. 77) и температуры является лишь частным случаем обоб­ щенной зависимости коэффициента внешнего трения от толщины и физико-химического состояния окисной пленки, определяемых средой, температурой и временем выдержки (рис. 78). Кривая имеет минимум при толщине окисной пленки 10 мкм и возра­ стает и с ее уменьшением, и с увеличением. В первом случае это может быть связано с повышением роли молекулярного вза­ имодействия чистых поверхностей, а во втором — с образова­ нием сравнительно толстой прочной окисной пленки, растрески­ вающейся при деформации и создающей смешанный контакт.

Изменение внешнего трения, а также сопротивления линей­ ной деформации при прокатке в вакууме, являющееся следст-

136

вием влияния среды деформации (при постоянных исходных параметрах: температуре, степени деформации и т. д.), прпво-

Рнс. 76. Микрострук­ тура окнсиых пленок па цирконии после нагрева па воздухе. Х200:

дит к изменению всех параметров, характеризующих процесс прокатки.

137

2. Контактные напряжения

При определении коэффициентов трения чаще .всего поль­ зуются косвенными методами, преимущественно — методом опе­ режения, применимым только для качественной оценки коэф­ фициента трения. При этом методе измерения иногда даже не выдерживают рекомендованные геометрические параметры оча­ га деформации, .характеризующиеся значением показателя

цнн; /гср — средняя толщина).

Кроме того, косвенными методами невозможно определить распределение контактных напряжений в очаге деформации, знание которых необходимо при изучении закономерностей вза­ имодействия деформируемого металла с инструментом и уста­ новления общей зависимости касательных и нормальных на­ пряжений от условий на контактной поверхности.

Все это приобретает особое .значение при прокатке в ва­ кууме, когда изменение условий «а контакте в зависимости от глубины вакуума является одним из основных факторов, су­ щественно влияющих на энергоснловые показатели процесса прокатки.

Знание распределения контактных напряжений в очаге де­ формации необходимо для задания граничных условий при расчетах усилий и деформаций и для прямого использования их при решении технологических вопросов (стойкость н износ инструмента, налипание металла на валки, подбор смазки

ит. д.).

Вкачестве характеристики очага деформации принят фак­ тор формы очага деформации /д//гср- В зависимости от этого фактора устанавливают характер распределения контактных напряжений в очаге деформации.

При горячей прокатке зависимость контактных напряжений от различных факторов существенно усложняется в связи с те­ пловым взаимодействием полосы с валками, наличием окалины

исложной зависимостью механических свойств металла в очаге

деформации и в приконтактных слоях от температуры нагрева, тепловых свойств металла, продолжительности охлаждения и отношения поверхности к объему очага деформации.

Для определения контактных напряжений при прокатке со­ зданы силоизмерительные устройства различных конструкций. По принципу измерения сил их можно объединить в две группы:

1)силоизмерительные устройства для измерения суммарных сил в очаге деформации;

2)снлоизмерительные устройства для измерения напряже­ ний в каждой точке контактной поверхности.

138

К первой группе устройств для измерения суммарных сил относятся разрезные приборы, торсиометры и месдозы.

С помощью силоизмерительных устройств второго типа из­ меряют контактные напряжения в каждой точке очага дефор­ мации. Силонзмерителы-іые устройства этой группы в зависимо­ сти от числа измеряемых величин можно подразделить-, на одно-, двух- и трехкомпонентные.

Общий недостаток силоизмерительных валков первой груп­ пы состоит в невозможности измерить силы трения в попереч­ ном направлении и получить непосредственно эпюру распреде­ ления контактных напряжений по длине очага деформации.

Преимущество данного типа силоизмерительных валков — высокая жесткость.

Методы исследования удельных усилий с помощью штифтов (второй тип силоизмерительных устройств) при обработке ме­ таллов давлением известны давно.

Развитие штифтовых измерительных устройств сводилось к изменению преобразователя упругих деформаций штифта (уп­ ругого элемента) в сигнал, который уже после этого фиксиро­ вался на измерительном или записывающем приборе. Исследуя распределение удельного усилия по дуге контакта при прокатке, применяли емкостные и угольные месдозы, а также проволоч­ ные датчики сопротивления.

Перечисленные конструкции силоизмерительных валков отно­ сятся к однокомпонентным штифтовым силоизмерительным уст­ ройствам.

С дальнейшим совершенствованием штифтовых силоизмери­ тельных устройств возрастало число измеряемых величин.

Помимо экспериментального изучения распределения сил нормального давления в очаге деформации, большой интерес представляет одновременное измерение распределения сил тре­ ния по длине очага деформации с помощью двухкомпонентных устройств и по ширине очага деформации с применением трехкомпонен'тных силоизмерительных устройств.

Был предложен метод измерения контактных напряжений, при котором одну месдозу устанавливают в радиальном напра­ влении валка, другую ■— под углом. Существенный недостаток этого способа состоит в. том, что наклонная месдоза измеряет контактные силы трения или в зоне опережения, или в зоне отставания. Для получения полной картины распределения ка­ сательных сил требуется совмещение двух измерений на раз­ ных полосах.

А. П. Чекмарев и П. Л. Клименко предложили проводить измерения с помощью трех месдоз, два штифта которых на­ клонные, а третий-—радиальный. Наклонные штифты нахо­ дятся по отношению к радиальному под углом 45°.

Конструкцию универсального штифта для одновременного измерения нормальных и касательных контактных напряжений

139

В отличие от конструкции В. А. Мастерова и Н. П. Барыкина секторы в верхней части стыкуются между собой по плоскостям

гим элементом.

С помощью сплонзмерительных валков описанной конструк­ ции установлены закономерности распределения контактных напряжений по длине очага деформации при прокатке метал­

лов в различных средах.

На рис. 80 представлена одна из типовых осциллограмм, полученных при прокатке титана, молибдена и стали. На осцил-

Рис. 80. Типовая осциллограмма

лограмме записаны следующие параметры нткнего и верхнего валков: крутящие моменты 4, усилия прокатки 3, нормальные 1,1' и касательные 2,2' напряжения, отметки вертикальной оси

валков и времени.

Эпюры контактных напряжений при прокатке титана, молибдена и стали в вакууме различной глубины и на воздухе при постоянной температуре представлены на рис. 81.' Как видно, для титана, молибдена н стали эпюры нормальных

141