книги из ГПНТБ / Подшипники из алюминиевых сплавов

расположение осколков окисной пленки относительно плоскости

сварки [38].

Таким образом, в настоящее время известны качественные за­ кономерности образования сварного соединения и характер влия­ ния основных параметров процесса (неравномерность послойной деформации, величина обжатия пакета, рабочие напряжения) на прочность сцепления слоев при холодной прокатке биметалличес­ кого пакета. Однако при разработке конкретных технологических режимов процесса плакировочной прокатки биметалла, особенно биметалла различной толщины, знание только качественных зави­ симостей недостаточно. Поэтому обычно определяют количествен­ ные зависимости, которые показывают влияние условий прокатки различных по геометрии пакетов на прочность сцепления слоев и позволяют правильно установить величину оптимального обжатия пакета, обеспечивающую надежное сцепление слоев для биметалла всех толщин.

При прокатке биметаллических пакетов алюминиевые антифрик­ ционные сплавы — сталь по оптимальной технологии во всех слу­ чаях на сталь плакируются предварительно алюминированные заготовки сплавов как I, так и II группы. Но если заготовки спла­ вов I группы применяются в отожженном состоянии, то заготовки сплавов II группы, как правило, плакируют в нагартованном со­ стоянии. Сопротивление деформированию нагартованных сплавов примерно в полтора-два раза больше, чем отожженных. Различие в сопротивлении деформированию приводит к изменению распреде­ ления послойной деформации и величины рабочих напряжений при прокатке биметаллических пакетов с антифрикционными сплавами разных групп, что может оказать существенное влияние на процесс сварки.

Кроме того, подготовка отожженных заготовок к плакировочной прокатке (обезжиривание отжигом + зачистка щетками) отлича­ ется от подготовки нагартованных заготовок (обезжиривание три­ хлорэтиленом или ультразвуковое обезжиривание + зачистка щет­ ками), что также влияет на процесс сварки. С учетом отмеченных различий в подготовке и состоянии заготовок алюминиевых анти­ фрикционных сплавов исследование влияния условий прокатки и геометрии пакета было проведено при прокатке пакетов сплав ACM — сталь и сплав АО20-1 — сталь [68, 69].

Биметаллические пакеты со сплавом ACM разной толщины про­ катывались на станах Дуо 300 и Дуо 700 в идентичных условиях с обжатием от 31,4 до 55,2% за проход, а пакеты со сплавом АО20-1 прокатывались на стане Дуо 300 с обжатием от 25,8 до 52,4% за проход.

Прочность сцепления слоев в прокатанных биметаллических по­ лосах определялась при испытании на скол по методике, изложен­ ной в работе [73].

Для пакетов со сплавом ACM Достаточно прочное сцепление слоев, способное противостоять расслаивающему воздействию остаточных напряжений из-за неодинаковой деформации слоев и

103

> 5t г

і

/х

X

и 3 — соотношение толщины сплава ACM и стали соответственно 1 : 1,25; 1 : 1,66 и 1 ; 2,5

предотвратить расслоение биметалла, образуется при обжатиях пакета на 30—40% в зависимости главным образом от толщины плакировки (рис. 52). Но при одних и тех же обжатиях прочность сцепления в пакетах с более толстым плакируемым слоем получа­ ется меньшей.

При прокатке геометрически подобных пакетов разной толщины с одинаковыми обжатиями и примерно одинаковым отношением проекции дуги захвата к средней толщине пакета величина проч­ ности сцепления слоев в толстых полосах оказалась значительно ниже, чем в тонких, особенно при обжатиях пакета менее чем на 45%. Подобная зависимость прочности сцепления слоев показывает, что способствующие нарушению целостности сварного соединения остаточные напряжения, величина которых при прочих равных условиях возрастает с увеличением толщины слоя плакировки, оказывают существенное влияние на прочность образующегося сварного соединения.

Установлено, что при обжатиях пакетов сплав ACM — сталь более чем на 50% прочность сцепления слоев незначительно зави­ сит от геометрии пакета и диаметра валков. Поэтому, с точки зре­ ния получения стабильного сцепления слоев в биметаллических полосах сплав ACM — сталь, обжатие пакетов при плакировочной прокатке следует принимать около 50%. Подобное обжатие можно рекомендовать и при прокатке пакетов со сплавом АН2,5, который близок по своим свойствам к сплаву ACM.

При прокатке биметаллических пакетов сплав АО20-1— сталь зависимость прочности сцепления слоев от условий прокатки и геометрии пакета аналогична зависимостям, имеющим место при прокатке пакетов со сплавом ACM (рис. 53). Однако благодаря более высоким рабочим напряжениям неразрушающееся соедине­ ние образуется здесь при несколько меньших обжатиях (25—35%).

104

при прокатке пакетов со спла­ вом АО20-1, поскольку у этих сплавов нет существенного различия

по прочностным свойствам и по способу подготовки поверхности

ксварке.

Ккатаным биметаллическим полосам алюминиевые антифрик­ ционные сплавы — сталь предъявляются жесткие требования по

допуску на толщину стального основания. Помимо применения ка­ либрованных заготовок, одним из основных условий получения биметалла с точным соотношением толщины слоев является пра­ вильный учет неравномерности распределения послойной дефор­ мации при прокатке биметалла.

Рассматривая вопрос о распределении послойной деформации при прокатке полосового биметалла, следует различать два случая: прокатку биметаллической полосы или слитка с прочно связанными между собой слоями и прокатку биметаллического пакета, в кото­ ром прочная межслойная связь отсутствует.

В первом случае благодаря наличию прочной металлической связи между составляющими неравномерность послойной дефор­ мации (искривление полосы, сползание металла с концов и по кром­ кам полосы) сравнительно невелика. Практически можно принять, что при прокатке на валках большого диаметра достаточно широ­ кой и сравнительно тонкой биметаллической полосы послойная деформация распределяется одинаково и деформация слоев равна общей деформации полосы.

При прокатке биметаллического пакета металлическая связь между составляющими биметалла образуется в процессе прокатки, со стороны входа в очаг деформации она вообще отсутствует, и

105

поэтому неравномерность послойной деформации здесь может быть весьма большой.

Величина неравномерности послойной деформации при прокатке биметаллического пакета определяется следующими факторами:

степенью различия сопротивлений деформированию составляю­

жения при рулонной прокатке; воздействие на полосу со стороны приемного стола на выходе из валков, в результате чего меняется прогиб полосы, и др.).

В настоящее время предложен ряд теоретических способов оп­ ределения неравномерности послойной деформации при прокатке биметаллических пакетов [60, 15], однако точность их недостаточна (погрешность составляет 10—20%), и эти методы можно использо­ вать лишь для качественных или приближенных определений.

Обычно для получения более точных результатов проводят экспериментальные исследования зависимостей распределения по­ слойной деформации при прокатке биметалла [8].

Весьма точно неравномерность послойной деформации выра­ жается с помощью коэффициента неравномерности к, за который принимается отношение разности послойных деформаций к общей деформации биметалла, т. е.

тяжка) .

Определение толщины слоя мягкого металла hi в прокатанной биметаллической полосе производится по формуле (2), полученной после преобразований выражения (1):

где Н0— толщина биметаллического пакета; п — соотношение толщин слоев в пакете.

106

где Я 1 и Я 2 — толщина заготовки соответственно мягкого и жест­ кого металла.

Определить толщину заготовки мягкого металла можно с по­ мощью формулы (3), которая получается также после преобразо­

толщины слоя мягкого металла к толщине твердого).

Рис. 54. Графики для выбора тол­ щины исходной заготовки мягкого металла по значению коэффи­ циента к:

а, б и в — при обжатии пакета соответст­ венно 45,50 и 55%; сплошные линии — для соотношения толщины слоев в полосе 1 : 3, штриховые — 1:4, штрих-пунктирные — 1 :5

Толщ ина п л а к и р о вк и в полосе,

мм

107

Так как коэффициент неравномерности послойной деформации определяется в зависимости от геометрии и величины обжатия па­ кета, то при определении толщины заготовки нужно использовать метод последовательных приближений. Для облегчения подбора толщины исходной заготовки применяют соответствующие графики

(рис. 54).

На рис. 55 и 56 показано изменение величины коэффициента неравномерности послойной деформации к при прокатке пакетов сплав ACM — сталь и сплав АО20-1 — сталь.

Пакеты со сплавом ACM прокатывались на станах Дуо 300 и Дуо 700 (валки — чугунные; чистота поверхности — V7; смазка — керосин; окружная скорость — 0,46 м/сек и 0,54 м/сек соответст­ венно). Обжатие при прокатке пакетов составляло от 31,6 до 55,2% за проход.

При изучении распределения послойной деформации для широ­ кого сортамента прокатываемого биметалла было установлено, что неравномерность послойной деформации при прокатке биметалли­ ческих пакетов сплав ACM — сталь уменьшается с увеличением обжатия пакета и отношения ///гср (прокатка одинаковых пакетов на валках разного диаметра), а также с уменьшением толщины слоя плакировки.

Это означает, что чем больше влияние сил трения (как меж­ слойного, так и контактного), которые ^стремятся выравнить по­ слойную деформацию, тем равномернее распределяется послой­ ная деформация при прокатке биметаллического пакета.

Сравнивая данные, полученные при прокатке пакетов со сталью, толщиной 5 мм на стане Дуо 300 и пакетов со сталью толщиной 10 мм на стане Дуо 700, можно сделать вывод, что при прочих рав­

108

прокатанных при одном и том же отношении l/hcр, распределяется одинаково. Этот вывод весьма важен при моделировании процесса прокатки биметалла.

Из экспериментальных данных по распределению послойной де­ формации при прокатке пакетов сплав ACM. — сталь видно, что для случая обжатия пакетов на 50% величина коэффициента к изме­ няется от 0,25 до 0,4. Практически можно считать, что величина к при плакировочной прокатке биметалла со сплавом ACM находится в пределах 0,25—0,35. При подборе заготовок для тонкого биме­ талла и для биметалла с утоненным слоем сплава ACM следует пользоваться меньшими значениями коэффициента к, а для толстого биметалла и для биметалла с утолщенным слоем сплава — боль­ шими значениями. При приближенных расчетах можно принимать к = 0,3. Тогда

где Ндом — толщина заготовки сплава ACM в пакете;

Ла с м — толщина слоя сплава ACM в полосе' после плакировоч­ ной прокатки с обжатием на 50%.

Результаты, которые получаются при расчете заготовок по при­ ближенному равенству (4), близки к результатам, полученным при использовании равенства

выведенного А. В. Лаписом при обработке данных по распределе­

При прокатке пакетов сплав АО20-1 — сталь (алюминированные карточки сплава имели наклеп 70%, сталь применялась в отожжен­ ном состоянии) закономерности распределения послойной дефор­ мации качественно такие же, как и при прокатке пакетов со сплавом ACM (рис. 56). Но так как сопротивление деформирова­ нию нагартованного сплава АО20-1 значительно превышает сопро­ тивление отожженного сплава ACM, то распределение послойной деформации здесь более равномерное. В этом случае величина ко­ эффициента неравномерности послойной деформации составляет

0,15—0,25.

Для приближенных расчетов целесообразно принимать к = 0,2. Тогда

^АО20-1 : 2,2, ЛАО20-1

где / / АО201 — толщина заготовки сплава АО20-1 в пакете; Ла02о-і — толщина слоя сплава АО20-1 в полосе после плаки­

ровочной прокатки пакета с обжатием 50%.

109

не превышают 10%. Однако при прокатке полос с недостаточным сцеплением слоев сопротивление деформированию было значи­ тельно меньше среднепропорционального. Еще большие отклонения обнаружены при прокатке биметаллических пакетов, что вызвано различной величиной деформации слоев, причем в этом случае зна­ чительное влияние на величину рабочих напряжений оказывало изменение условий трения на межслойных поверхностях. С увели­ чением толщины слоя мягкого металла, а также с уменьшением сил межслойного трения величина рабочих напряжений при про­ катке биметаллических пакетов уменьшается.

В настоящее время предложен ряд аналитических формул для расчета рабочих напряжений при прокатке биметалла [20, 60, 15, 109]. Эти формулы были выведены с помощью метода силового, равновесия или вариационных методов. При выводе формул вво­ дились различные допущения, существенно упрощающие сложные условия, имеющие место при прокатке биметаллического пакета. Поэтому предложенные способы расчета применимы лишь для частных случаев прокатки биметалла.

Для расчета величины давления металла на валки при плаки­ ровочной прокатке биметаллических пакетов с алюминиевыми антифрикционными сплавами нами были предложены две фор­ мулы, полученные исходя из силового равновесия мягкого слоя биметаллической пары [71]. При выводе этих формул принимали следующие допущения:

биметаллического пакета. Межслойную поверхность считали плоской (рис. 57, 58), что подтверждается экспериментально.

2. Напряжения трения на контакте с валком t и напряжения межслойного трения т/ направлены к нейтральному сечению и имеют предельное значение.

3. Сопротивление деформированию постоянно и составляет

111

заготовки антифрикционного сплава составляет 35—45% общей толщины.

При больших обжатиях, которые имеют место при прокатке биметаллического пакета, мягкий алюминиевый подслой может деформироваться с напряжениями, близкими к предельным (0,5К).

Расчет величины давления металла на валки при прокатке пакетов с алюминиевыми антифрикционными сплавами, которые имеют сопротивление деформированию существенно больше, чем

112