/
Tags: металлургия
Text
goavLruo
w
Э. Р. ШОР, А. И. КОЛПАШНИКОВ
ПРОИЗВОДСТВО
листов
ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ
СПЛАВОВ
Й
Издательство
„МЕТАЛЛУРГИЯ"
МОСКВА 1967
УДК 669. 017.12 62-41
АННОТАЦИЯ
В книге рассмотрено производство
листов из алюминиевых сплавов — про-
цессы прокатки, а также термической
обработки листов и рулонов, выполняю-
щиеся в прокатном цехе. Описано со-
временное оборудование прокатных це-
хов для производства листов из алю-
миниевых сплавов. Приведена характе-
ристика дефектов листовой продукции
и мероприятия, предупреждающие их
появление. Дана технология прокатки
и оборудование для производства равно-
прочных листов переменного сечения.
Раздел книги посвящен технологии
прокатки и свойствам листов из спечен-
ных алюминиевых порошков (САП).
Ввиду большого значения отделки и
качества поверхности листов из алюми-
ниевых сплавов рассмотрены методы
правки и защиты поверхности листов от
механических повреждений, а также
новейшие усовершенствования техноло-
гического процесса прокатки.
Книга будет полезна инженерно-тех-
ническим работникам прокатных цехов,
производящих листовую продукцию из
легких сплавов, а также студентам вузов
и техникумов, специализирующимся в
области прокатного производства.
3-10-3
80-67
ПОСВЯЩАЕТСЯ
ПАМЯТИ НАШЕГО ДРУГА И ТОВАРИЩА
ЕВГЕНИЯ СЕРГЕЕВИЧА РОНОТЯНА
Авторы
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие.................................... 7
Введение....................................... 9
глава I. Состав, свойства и непрерывное литье алюми-
ниевых сплавов............................................. 13
1. Классификация и химический состав алюми-
ниевых сплавов................................ 13
2. Основные физико-механические свойства де-
формируемых алюминиевых сплавов............ 15
3. Сравнительная оценка способов производства
листов из алюминиевых сплавов и современ-
ное состояние прокатки листов................. 16
4. Краткая характеристика конструкционных
свойств деформируемых алюминиевых сплавов 21
5. Сопротивление коррозии алюминия и его спла-
вов .......................................... 25
6. Деформируемые листовые алюминиевые сплавы 31
7. Непрерывное литье крупных слитков ... 40
Глава 11. Подготовительные операции перед горячей
прокаткой слябов........................................... 46
1. Гомогенизация слитков...................... 49
2. Прогладка, правка, разрезка и фрезерование
слябов........................................ 56
Г лава III. Элементы теории прокатки в гладких валках 58
1. Скорости и напряжения в прокатываемом металле 64
2. О неравномерности деформации при прокатке 78
3. Растрескивание боковых кромок горячекатаной
полосы ....................................... 80
Глава IV. Плакирование.................................... 84
Г лава V. Горячая прокатка алюминиевых сплавов ... 93
1. Нагрев слитков............................. 93
2. Обжатие при прокатке слябов и полос... 96
3. Горячая прокатка на полунепрерывном и непре-
рывном станах............................ 99
4. «Раскрытие» слябов..................... 108
5. Охлаждение и смазка валков при горячей про-
катке ........................................ ПО
Г лава VI. Холодная прокатка........................... 114
1. Скорость станов холодной прокатки . . . 114
2. Валки станов.....................• . . . 120
3. Охлаждение валков...................... 121
4. Технологическая смазка................. 124
5. Опыт применения эмульсии высокой концентра-
ции в качестве технологической смазки . . 125
6. Натяжение полосы при прокатке ............ 130
7. Разрезка рулонов на листы................. 130
Г лава VII. Термическая обработка листов и рулонов
в прокатном цехе.......................................... 133
1. Назначение термической обработки........ 133
2. Отжиг..................................... 135
3. Закалка.........• •....................... 141
4. Старение.................................. 146
Г лава VIII. Отделка, правка, контроль и упаковка листов 150
1. Травление ................................ 150
2. Прогладка и нагартовка листов...... 152
3. Способы правки ........................... 154
4. Линейный пластический изгиб........ 156
5. Правка многократным изгибом........ 157
6. Правка на многороликовой машине .... 159
7. Валковые листоправильные машины .... 164
8. Тонколистовые валковые правильные машины 168
9. Определение основных параметров листопра-
вильных машин.......................... 170
10. Мощность привода и крутящий момент. . 171
11. Скорость валковых правильных машин. . 173
12. Правка пластическим растяжением .... 174
13. Растяжные правильные машины................ 176
14. Обрезка, контроль и маркировка листов . . . 182
15. Консервация и упаковка листов.............. 184
16. Оклейка обшивочных листов бумагой . . . 185
Г лава IX. Дефекты на листах.................................. 186
1. Классификация дефектов........................ 186
2. Дефекты, вызывающие коррозию листов, и их
предупреждение............................... 190
3. Полосы, пятна и отпечатки от валков .... 191
4. Закаты........................................ 197
5. Плены......................................... 199
6. Царапины, потертость, черновины и другие ме-
ханические повреждения....................... 199
Г лава X. Усовершенствование технологии горячей и
холодной прокатки алюминиевых сплавов . . 201
1. Прокатка слябов без обрезки боковых кромок
горячекатаных полос.......................... 201
2. Холодная прокатка полос с плакированными и
неплакированными боковыми кромками . . . 209
3. Прокатка слябов в поперечном направлении
относительно литейной оси............... 211
4. Деформирование крупногабаритных слябов про-
каткой ...................................... 213
5. Прокатка плит из алюминиевых сплавов . . 220
6. Особенности производства листов из алюминие-
вых сплавов.................................. 224
Глава XI. Прокатка равнопрочных листов переменного
сечения....................................................... 231
1. Основные положения........................... 231
2. Принцип прокатки равнопрочных листов при
непрерывном изменении обжатия............. 234
3. Элементы теории процесса.................... 236
4. Определение толщины заготовки и величины
обжатия при прокатке полос и листов пере-
менного сечения............................. 242
5. Особенности измерительной аппаратуры,
примененной при экспериментальном иссле-
довании станов для прокатки листов пере-
менного сечения............................. 245
6. Экспериментальное исследование станов для
прокатки равнопрочных листов и полос . . 246
7. Исследование процесса прокатки листов с на-
тяжением ................................... 252
8. Натяжное устройство станов для прокатки
листов переменного сечения................ 253
9. Нагартовка листов переменного сечения . . 256
10. Правка листов переменного сечения........ 258
11. Сортамент листов переменного сечения . . . 259
12. Станы для прокатки листов переменного сечения 262
13. Электропривод станов..............• . . 269
14. Машина для правки листов переменного се-
чения ...................................... 272
15. Технология прокатки клиновидных широких
листов.................................«... 280
Глава XII. Листы из теплопрочного материала САП . . 283
1. Особенности обработки САПа.................... 285
2. Листовой плакированный САП.................... 286
3. Образование металлической связи САПа с раз-
личными плакирующими материалами . . . 289
4. Исследование плакированных листов САПа 293
5. Контактная электросварка плакированных
листов САПа....................................... 296
6. Механические свойства сварных соединений
из плакированного САПа ....................... 300
Приложения.................................................... 303
ПРЕДИСЛОВИЕ
Книга базируется на опыте производ-
ства листов из алюминиевых сплавов и
эксплуатации отечественного прокатного
оборудования, установленного в новейших
цехах для прокатки листов из алюминие-
вых сплавов.
В настоящее время основной проблемой,
стоящей перед отечественными заводами,
является освоение выпуска высококаче-
ственных листов, не имеющих дефектов
на своей поверхности, а также листов
с регламентированной величиной зерна,
фестонистостью, различной степенью на-
гартовки и листов с „зеркальной по-
верхностью11. Однако, несмотря на зна-
чительные достижения отечественной ме-
таллургической промышленности в этом
направлении, пока отсутствует твердо
установившаяся технология производства
таких листов. Книга в основном содержит
материалы и рекомендации, уже доста-
точно апробированные заводами.
Новейшие материалы содержатся в
главе, посвященной прокатке клиновидных
листов переменного сечения из алюминие-
вых сплавов, применение которых в про-
мышленности должно несомненно разви-
ваться. Систематизированы частично опу-
бликованные в различных книгах, жур-
нальных статьях и справочных изданиях
материалы, касающиеся проблемы произ-
водства листов из алюминиевых сплавов.
Несомненно, книга не лишена недостат-
ков, указания на которые будут с благо-
дарностью приняты авторами.
Авторы благодарят заслуженного дея-
теля науки и техники РСФСР, проф. докт.
техн, наук И. Л. Перлина и проф. докт.
техн, наук А. А. Королева, предварительно
ознакомившихся с планом книги и ее со-
держанием, за ценные замечания и реко-
мендации, учтенные авторами при подго-
товке рукописи к печати.
Ценные консультации и большую по-
мощь оказал авторам проф. докт. техн,
наук | Е. С. Рокотян . Авторы также
выражают глубокую признательность на-
учному редактору настоящей книги канд.
техн, наук М. 3. Ерманку.
Главы III, IV и XII написаны А. И. Колпаш-
никовым, глава X совместно А. И. Кол-
пашниковым и Э. Р. Шором, остальной
материал книги —Э. Р. Шором.
ВВЕДЕНИЕ
Алюминий является самым распространенным металлом
в природе. В земной коре содержится 7,5% алюминия, в то
время как железа имеется около 4,5%. Запасы алюминиевых
руд превышают разведанные запасы железа. В последние
годы процесс вытеснения стали алюминием идет весьма интен-
сивно.
По данным Европейской экономической комиссии ООН,
из всех алюминиевых полуфабрикатов приходится: на строи-
тельство 21 %; на изготовление хозяйственных предметов широ-
кого потребления 14%; на колесный транспорт 13%; на изго-
товление изделий электропромышленности 12%; на самолето-
строение и упаковочные материалы — по 7%; для судострое-
ния и нужд железнодорожного транспорта используется 3%;
для химической промышленности 3%; на остальные отрасли
промышленности приходится 10%.
За последние пять лет производство алюминия увеличилось
более чем в 5 раз, а стали — только в 2 раза.
Гидроэлектростанция, сооруженная на реке Волхов, послу-
жила базой для первого в СССР Волховского алюминиевого
завода. В годы войны и особенно в послевоенный период в Си-
бири и на Урале были построены новые предприятия алюминие-
вой промышленности. Введенные мощности обеспечивают уве-
личение производства алюминия к 1970 г. более чем в 3,5 раза
по сравнению с 1965 г.
В Директивах XXIII съезда КПСС по развитию цветной
металлургии на 1966—1970 гг. предусматривается дальнейшее
увеличение производства алюминиевых листов, труб, фасонных
профилей и проволоки.
Неограниченные сырьевые ресурсы для получения алюми-
ния, благоприятные условия производства и высокие конструк-
ционные свойства этого металла предопределяют широкое
применение алюминия и его сплавов во многих отраслях совре-
менной и новой техники. Ведущееся в текущей пятилетке строи-
тельство мощных гидро- и тепловых электростанций, расположен-
ных вблизи крупных алюминиевых комбинатов (в Красноярске,
Волгограде, Иркутске и Павлодаре), обеспечит быстрый рост
производства и снижение стоимости алюминия в течение бли-
жайших лет.
Большие успехи в развитии алюминиевой промышленности,
кроме СССР, имеют Венгрия и ГДР; быстро развивается алюми-
ниевая промышленность в Польше, Чехословакии и других
социалистических странах.
f К 1970 г. в этих странах предусматривается увеличение
производства алюминия более чем в 3 раза по сравнению
с 1965 г.
Развитие алюминиевой промышленности капиталистиче-
ских стран, находящейся под контролем крупных монополий
(Европейского объединения Американской алюминиевой ком-
пании — АЛКОА), характеризуется значительной неравномер-
ностью — подъем производства в годы первой и второй мировых
войн и упадок его, например, в период кризисов (1929—
1932 гг. и в 1957—1958 гг.). Для развития алюминиевой про-
мышленности характерны высокие темпы роста производства,
особенно в последние годы. Мировое производство алюминия
в капиталистических странах составило в 1952 г. 1770 тыс. т,
в 1953 г. 2133 тыс. т, в 1956 г. 2780 тыс. т и в 1960 г.
3575,7 тыс. т. В 1966 г. производство алюминия в капитали-
стических странах составило 6073 тыс. т, в том числе в США
3228 тыс. т, в Европе 1100, Азии 150, Африке 450 и Австра-
лии 30 тыс. т.
Алюминиевые сплавы являются широко распространенным
в промышленности и строительстве конструкционным материа-
лом: полуфабрикаты — листы, фасонные профили, прутки и
трубы, изготовляемые различными методами обработки давле-
нием из деформируемых алюминиевых сплавов, — в настоящее
время по своей прочности не уступают, а изготовленные из не-
которых новых высокопрочных сплавов (например, из спла-
вов В95, В96) даже превосходят обычные нелегированные
конструкционные стали. Алюминиевые сплавы имеют плот-
ность 2,65—2,85 г/сж3 и характеризуются высокой стойкостью
против коррозии. Технология изготовления полуфабрикатов
из алюминиевых сплавов отличается своей сравнительной про-
стотой, они обладают хорошим внешним видом и безукоризнен-
ной поверхностью. При низких температурах полуфабрикаты
из алюминиевых сплавов не охрупчиваются (в противополож-
ность стальным). Конструкции из алюминиевых сплавов обла-
дают повышенной сейсмостойкостью.
Такое исключительно благоприятное сочетание свойств
позволяет алюминиевым сплавам успешно конкурировать со
сталью или же с другими конструкционными материалами при
применении их для изготовления в особенности транспортных
машин (самолетов, морских и речных судов, ж.-д. вагонов
и т. п.).
В ряде случаев удается снизить стоимость конструкции
из алюминия и его сплавов до стоимости аналогичной стальной
или же даже железобетонной конструкции, несмотря на пока
еще сравнительно высокую исходную стоимость алюминиевого
сплава.
В книге приводится краткая характеристика отечественных
конструкционных алюминиевых сплавов, применяемых при из-
готовлении различных, главным образом транспортных, кон-
струкций (самолетов, вагонов и т. п.). Излагаются основы пове-
дения сплавов. Описываются технология и особенности обору-
дования, предназначенного для прокатки листов из различных
деформируемых сплавов. Излагаются основы расчета прокат-
ного оборудования и даются рекомендации по современному
технологическому процессу прокатки листов на непрерывных
и на одноклетевых реверсивных прокатных станах. Приводятся
типичные дефекты, возникающие на листах из алюминиевых
сплавов, и описываются способы их предупреждения.
Книга иллюстрируется в основном примерами из практики
производства листов из алюминиевых сплавов на передовых
заводах СССР, США, ФРГ, Англии, Франции и других стран.
Приводится описание отдельных элементов технологического
процесса прокатки листов из алюминиевых сплавов. Как выше
указано, алюминий является самым распространенным метал-
лом в природе, однако он очень легко окисляется и в природе
находится только в химически связанном состоянии, чаще всего
в виде алюмосиликатов и окиси алюминия — глинозема
(А12О3); последний является основным материалом для про-
мышленного получения алюминия. Глинозем имеет плотность
2,36 г/с ж3 и температуру плавления 2050° С.
Глинозема содержится в бокситах от 28 до 60%, нефелинах
от 15 до 25% и в меньшем количестве в других алюминийсодер-
жащих рудах.
В СССР, кроме добычи глинозема из бокситов, в 1957 г. раз-
работан и успешно применяется комплексный метод переработки
алюминиевых руд, в результате чего получается алюминий,
цемент, поташ, минеральные удобрения для сельского хозяй-
ства, а также редкие металлы. Авторам этого способа присуж-
дена Ленинская премия.
Пуск мощных станов листовой прокатки выдвигает перед
металлургами задачу получения крупногабаритных слябов
(плоских слитков) из алюминия и его сплавов. В настоящее
время имеются большие достижения в этой области. Серийно
отливаются слябы с поперечным сечением 200—300X1200—
1500 мм из сплавов Д1, Д16, АМг и др. Разработана технология
получения слябов сечением 300x2000 мм из сплавов Д16 и
АМг [1—3, 6, 7]. Установлено соотношение между критиче-
скими длинами для слябов различной толщины. Подтверждена
необходимость профилирования кристаллизатора для отливки
плоских слябов больших сечений.
На современных многоклетевых непрерывных прокатных
станах выпускаются листы из крупногабаритных слябов раз-
личных марок алюминиевых сплавов, широко используемых
во многих отраслях народного хозяйства СССР.
Все вышеизложенное характеризует масштабы производства
и современное состояние технологии производства листовой
продукции из алюминиевых сплавов.
В книге принята новая Международная система единиц
измерения (SI) в соответствии с ГОСТ 9867—61, согласно кото-
рому сила измеряется в ньютонах (н), работа, энергия, коли-
чество теплоты — в джоулях (дж), давление — в ньютонах на
квадратный метр (н/ж2), мощность в киловаттах (кет), ди-
намическая вязкость в ньютон-секундах на квадратный метр
(Н‘сек/м2)\ вместо веса дается масса в кг. Кратные и дольные
единицы образованы в соответствии с ГОСТ 7663—55.
Для связи новой системы единиц с применявшимися до
настоящего времени в книге приводятся данные как по си-
стеме SI, так и по существовавшим до сих пор; последние взяты
в скобки.
При пересчете применялись коэффициенты:
1 н = 0,102 кГ, 1 кдж = 0,239 ккал.
Попутно с введением Международной системы единиц изме-
нена и применявшаяся до сих пор терминология: 1) «удельное
давление» заменено термином «давление металла на валки»
(Мн/м2)} 2) «давление металла на валки» — термином «усилие
при прокатке», выраженной в килоньютонах (кн).
Глава I
СОСТАВ, СВОЙСТВА
И НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
1. КЛАССИФИКАЦИЯ
И ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Чистый алюминий применяется в химической и электротех-
нической промышленности. Он имеет низкую механическую
прочность = 59 Мн/м2 (6 кПмм2) —69 Мн/м2 (7 кПмм2'),
(Т0>2 = 19,6 Мн/м2 (2 кГ/мм2} —29,4 Мн/м2 (3 к/7лш2) и высо-
кую пластичность (6 = 60%)].
Алюминий хорошо сплавляется с большинством металлов
(кроме свинца): получаемые сплавы, как правило, обладают
более высокими механическими свойствами, чем чистый алю-
миний.
В связи с этим в промышленности и в строительстве обычно
применяют не чистый алюминий, а его сплавы с другими ме-
таллами, например медью, цинком, магнием, кремнием, мар-
ганцем и др., что позволяет получить ряд высококачественных
конструкционных сплавов с широким диапазоном свойств:
высокопрочных с пределом прочности до 680 Мн/мм2 (70 кГ/мм2)
и пределом текучести до 637 Мн/м2 (65 кГ/мм2)', коррозионно-
стойких, сваривающихся, ковочных, жаропрочных, литей-
ных и т. д.
Современные алюминиевые сплавы подразделяют на две
большие категории: сплавы, обрабатываемые давлением (де-
формируемые), и литейные.
Деформируемые сплавы применяют для производства ли-
стов, прессованных профилей, труб и прутков, а также для
изготовления деталей ковкой и штамповкой.
Механические свойства сплавов, обрабатываемых давлением,
повышают, во-первых, путем присадки к чистому алюминию
других элементов (магний, марганец, медь, цинк и др.), во-
вторых, путем нагартовки и, в-третьих, путем термической
обработки (закалки с последующим старением при комнатной
или повышенной температуре).
Литейные сплавы вследствие их низкой пластичности реко-
мендуется применять в конструкциях только опорных деталей
(например, сплав АЛ-8).
Современные отечественные деформируемые сплавы разде-
ляются на следующие группы и имеют соответствующую
этому маркировку:
а) технический алюминий (сплав с содержанием примесей
не более 1%) обозначается буквой А с цифрой (например,
А1 —99,5% А1);
б) алюминиевомарганцевый сплав — буквами АМц;
в) алюминиевомагниевые сплавы (магналии)—буквами АМг
с цифрой, обозначающей процент содержания магния в сплаве;
если цифры нет, то магния в сплаве содержится 2,5%. Сплавы
этих трех групп (а, бив) являются термически неупрочняемыми;
г) сплавы типа авиаль (на основе системы алюминий—ма-
гний—кремний) имеют обозначения АД31, АДЗЗ, АД35 и АВ
(последний сплав содержит немного меди);
д) сплавы типа дюралюминий (на основе системы алюми-
ний—медь—магний) обозначаются буквой Д с цифрой, указы-
вающей номер сплава (например, Д1, Д16);
е) высокопрочные сплавы на основе алюминий—цинк—
магний—медь обозначаются буквой В с цифрой, например В92
(без меди), В95 и др.;
ж) ковочные сплавы (жаропрочные) обозначают буквами АК
с цифрой (например, АК2, АК4), применяют их для изготовле-
ния поковок и штамповок.
Сплавы последних четырех групп (г, д, е, ж) упрочняют путем
термической обработки (закалки с последующим старением).
Кроме основных обозначений, указывающих марку сплава,
к ним добавляются еще буквы, обозначающие состояние изделий
или вид обработки. Нагартованное состояние обозначается
буквой Н, полунагартованное — П, отожженное — М; закалка
и естественное старение обозначаются буквой Т, закалка и
искусственное старение (при температуре 135—180° С) — Т1,
отсутствие обработки давлением (только для листов) — А,
обработка листов высокого качества — В, отсутствие плаки-
ровки — Б, наличие плакировки — плак.
Плакировка листов из алюминиевых сплавов заключается
в нанесении на них при прокатке тонкого слоя чистого алюминия
(по 4—5% от толщины листа с каждой стороны), предохраня-
ющего основной металл от коррозии.
Почти все дюралюминиевые листы выпускаются в СССР
плакированными, за исключением некоторых марок листов из
сплава Д16.
Дополнительные обозначения состояния изделий могут быть
добавлены к основному обозначению сплава.
Особые группы сплавов составляют спеченные алюминиевые
порошки (САП), а также пенистый алюминий, получаемый при
замешивании порошка гидрида титана в жидком алюминии.
Пеноалюминий имеет плотность 0,3—0,5 т!м? и хорошо ра-
ботает на сжатие, поэтому его можно применять в качестве за-
полнителя как высокоэффективный тепло- и звукоизоляцион-
ный материал.
Химический состав алюминиевых сплавов определен ГОСТ
4784—49, переизданным в мае 1956 г.
2. ОСНОВНЫЕ
ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
ДЕФОРМИРУЕМЫХ АЛЮМИНИЕВЫХ
СПЛАВОВ [1, 2]
а. Физические свойства (плотность, коэффициент линейного
расширения и т. д.) можно считать одинаковыми для всех алю-
миниевых сплавов, в то время как механические свойства каж-
дого из сплавов резко отличаются в зависимости от химического
состава и его термической обработки.
Плотность деформируемых сплавов в расчетах принимается
2,7 г!см?.
Коэффициент термического расширения деформируемых
алюминиевых сплавов в интервале 20—100° С равен в среднем
23-10"6 ^град, т. е. почти в два раза выше, чем у стали
(12 • IO"6).
Приблизительно одинаковыми для всех алюминиевых спла-
вов являются модуль продольной упругости, принимаемый
равным 69 600 Мн/м2 (7200 кГ/жж2), и модуль сдвига, прини-
маемый равным 26 500 Мн/м2 (2700 кГ/жж2) (также для всех
сплавов).
Коэффициент Пуассона принимается равным 0,33 для всех
сплавов.
б. Механические свойства современных отечественных и
зарубежных деформируемых алюминиевых сплавов средней
прочности близки свойствам нелегированной конструкционной
стали.
Значения предела текучести измеряются по нагрузке на
единицу площади начального сечения образца, вызывающего
относительную остаточную деформацию величиной 0,2 ?'6.
Относительное удлинение определяется как отношение оста-
точного удлинения, измеренного после разрыва образца, к его
первоначальной длине, выраженное в процентах. Для образца
из листового материала и из труб первоначальная расчетная
длина I = 11,3 ]/F, где F— площадь поперечного сечения
образца.
Твердость по Бринелю соответствует нагрузке в 49 Мн/м2
(5 кГ/мм2) и диаметру шарика 10 мм, выражается в н/м2.
Сопротивление срезу представляет значение одинарного
среза, полученное при испытании на двойной срез, и выра-
жается в н/м2 (кПмм2).
Предел выносливости приведен для 2 млн. циклов перемен-
ной нагрузки.
При увеличении температуры от 25 до 100° С предел проч-
ности понижается у сплава Д1-Т с 435 до 400 Мн/м2 (с 43,5 до
40 кГ / мм2), у сплава Д16-Т с 480 до 450 Мн/м2 (с 48 до 45 кГ/мм2)
и у сплава Д18-Т с 300 до 280 Мн/м2 (с 30 до 28 кПмм2). Поэтому
при работе конструкций при температуре от 25 до 80° С изме-
нение прочности и несущей способности конструкции из алю-
миниевых сплавов можно не учитывать.
Понижение температуры ниже нуля благоприятно влияет на
механические свойства алюминиевых сплавов: у них увеличи-
ваются не только пределы прочности и текучести, но и зна-
чительно повышается относительное удлинение, чем алюминие-
вые сплавы выгодно отличаются от конструкционной стали.
По зарубежным данным, ползучесть алюминиевых сплавов
при температуре ниже 150° С практически не обнаруживается.
3. СРАВНИТЕЛЬНАЯ ОЦЕНКА СПОСОБОВ
ПРОИЗВОДСТВА ЛИСТОВ
ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
И СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ
ПРОКАТКИ ЛИСТОВ
Высокие требования к качеству и свойствам листовых полу-
фабрикатов определяют сложность и многооперационность тех-
нологического процесса их изготовления. В зависимости от
особенностей оборудования, программы выпуска, свойств спла-
вов, технических условий на готовую продукцию и т. д. на за-
водах технологические процессы изготовления листов могут
быть различными. Однако основы для каждого процесса яв-
ляются общими. Типичную схему производства листов из алю-
миниевых сплавов можно разбить на следующие стадии:
1) отливка слитков;
2) подготовительные операции;
3) плакирование;
4) горячая прокатка;
5) холодная прокатка;
6) термическая обработка;
7) отделочные операции.
При проектировании технологического процесса изготовле-
ния листов необходимо учитывать установленные требования
к качеству готовой продукции. Эти требования включены в стан-
дарты и технические условия.
Государственные стандарты и технические условия на
листовые полуфабрикаты обычно включают следующие разделы:
1) сортамент (размеры выпускаемых изделий и допускаемые
отклонения от этих размеров);
2) технические условия (химический состав, состояние по-
ставки, внешний вид, плоскостность, механические свойства,
технологические свойства и т. д.);
3) правила приемки и методы испытаний;
4) упаковку и маркировку.
Кроме этого, на заводах разрабатываются внутризаводские
технические условия, нормали и рабочие инструкции.
Развитие алюминиевой металлообрабатывающей промышлен-
ности идет по пути увеличения веса и размеров сляба. Крупный
сляб, во-первых, позволяет более полно использовать мощность
и производительность современных прокатных станов, и, во-
вторых, из крупного сляба даже при относительно невысоком
его качестве за счет больших суммарных обжатий можно полу-
чить высококачественный лист.
Однако тенденция все большего укрупнения сляба имеет
и существенные отрицательные стороны. Крупный сляб не всегда
может повысить эффективность всего цикла производства и
качество готовых листов. Большое увеличение массы жидкого
металла при литье крупных слитков приводит к значительному
замедлению кристаллизации, в результате чего ухудшаются
структура и свойства литого металла.
Несмотря на большое количество работ, проводимых по
улучшению качества крупных слябов, свойства их остаются
относительно низкими и проблема крупного высококачествен-
ного сляба находится в центре внимания металлургов.
Укрупнение сляба вызывает необходимость дополнительной
деформации металла, а следовательно, добавочные потери
металла; увеличенный расход энергии и установление более
мощного дополнительного основного и вспомогательного обо-
рудования.
Максимальный эффект сможет быть обеспечен в том случае,
если удастся получать листы высокого качества с минимальной
степенью деформации и при минимальном количестве применяе-
мого для этого уникального дорогостоящего основного обору-
дования.
Имеется несколько направлений решения этой проблемы.
Одним из ранних направлений является метод получения непо-
средственно из жидкого металла длинной, тонкой и широкой высо-
кокачественной заготовки, пригодной для дальнейшей прокатки
с относительно малой степенью деформации на готовый размер.
Идею бесслитковой прокатки листов выдвинул впервые
в 1857 г. английский металлург Бессемер. Бесслитковая про-
катка исключает из технологического процесса производства
листов производство слитков, не требует применения слябингов
и других обжимных станов черновой прокатки.
Однако бесслитковая прокатка имеет существенные недо-
статки.
К ним можно отнести, например, сильную обратную ликвацию.
Большие давления в сочетании с высокой температурой и непо-
средственным воздействием на оборудование горячего металла
вызывают быстрый износ прокатного оборудования. Изложенное
значительно ограничивает области применения этого процесса.
В последнее время получило развитие весьма оригинальное
и перспективное направление усовершенствования технологи-
ческого процесса производства полуфабрикатов из алюминие-
вых сплавов и других металлов при улучшении их свойств —
бесслитковая прокатка гранулированных металлов и сплавов.
Интерес к получению компактных полуфабрикатов из гра-
нулированных алюминиевых сплавов возник главным образом
в связи с непрерывностью процесса, легкостью автоматизации
и другими технологическими преимуществами по сравнению
с общепринятым методом получения полуфабрикатов из
слитка [2, 3].
Новый процесс дает возможность увеличить производство
полос из алюминия с минимальным количеством оборудования
и резко сократить капитальные вложения и расходы на передел.
Этот процесс состоит из получения мелких эллипсовидных
частиц (гранул) путем разливки расплавленного металла через
барабан с отверстиями (Iron and Steel Engineer, April, 1963).
Затем гранулы посредством пневматики передаются в печь
предварительного нагрева, где их нагревают за несколько
секунд до температуры прокатки и далее прокатывают в непре-
рывную плотную высококачественную полосу. Другим преиму-
ществом по сравнению с обычным методом прокатки слябов
является возможность производства алюминиевых полос в ру-
лонах неограниченной длины и различных размеров по
толщине.
Гранулирование открывает широкие перспективы приго-
товления сплавов с высоким содержанием труднорастворимых
компонентов, повышения прочности и теплопрочности, а также
температуры рекристаллизации алюминиевых сплавов. Метод
получения сплавов из гранул, являясь более производитель-
ным и экономичным по сравнению, например, с методом полу-
чения компактных полуфабрикатов из «пульверизатора», позво-
ляет устранить следующие дефекты: ликвацию, усадочные
раковины, поры, трещины и т. д., имеющие место при литье
слябов (слитков).
Весьма интересные результаты по гранулированию сплавов
были получены на сплавах типа дюралюминий с повышенным
содержанием легирующих элементов, а также примесей железа
и кремния на сплавах системы алюминий — железо (А1—Fe),
на сплавах типа АК-4, дополнительно легированных хромом,
титаном, цирконием и другими труднорастворимыми элемен-
тами, и на сплавах Си—А12О3 [8, 9].
Гранулирование сплавов обеспечило повышение прочност-
ных свойств при комнатной и повышенных температурах и по-
вышение пластических характеристик в готовых полуфабрика-
тах. Характерная особенность полуфабрикатов, полученных из
гранул расплава, — исключительно мелкозернистая структура.
Этот метод получения полуфабрикатов безусловно найдет
широкое применение в промышленности, так как обеспечивает
получение новых марок сплавов с высокими механическими
свойствами при комнатной и повышенной температурах и высо-
кой технологичностью.
Примерная структура применения алюминиевых сплавов
в технически развитых капиталистических странах
Структура потребления алюминиевых сплавов приведена
ниже.
Отрасль %
Станкостроение ............................... 18,5
Транспорт ......................................17,5
Электро- и радиосвязь ......................... 16,0
Бытовые нужды............................... Ц,9
Строительство.................................. 8,3
Сельскохозяйственная техника и производство во-
локон ..................................... 2,2
Прецизионные машины и приборостроение .... 1,9
Пищевая промышленность......................... 1,7
Химическая промышленность ..................... 1,2
Табачная промышленность........................ 0,5
Санитария и медицина .......................... 0,3
Судостроение .................................. 0,3
Самолето- и моторостроение .................... 0,1
Прочие.........................................10,5
Экспорт ....................................... 9,1
Наибольший удельный вес в общем объеме производства
алюминиевых полуфабрикатов занимают листы, ленты и полосы.
таблица 1. допуски Еще в 1932 г. прокатка алюми-
НА ТОЛЩИНУ листов
В СССР И США
Толщина листа мм Поле допусков на толщину, мм
стандарт СССР стандарт США
0,8 0,14 0,25
1,0 0,17 0,25
1,5 0,25 0,30
2,0 0,26 0,30
3,0 0,34 0,35
5,0 0,37 0,55
10,0 0,50 1,00
ниевых листов производилась на
простейших станах, на которых
можно было прокатывать листы
шириной только до 700 мм. В 1938 г.
на первом советском заводе алюми-
ниевого проката было установлено
самое современное для того време-
ни прокатное оборудование. Стан
горячей прокатки трио с длиной
валков 1500 мм, многовалковые
станы холодной прокатки для ру-
лонов шириной 1000 мм, новые
типы печей и другое оборудование
были новинкой не только для этого
завода, но и для заводов алюми-
ниевого проката Европы и Аме-
рики. На этом заводе впервые в СССР было налажено произ-
водство дюралюминия в рулонах на шестивалковых станах и
на станах кварто и разработана прогрессивная технология тер-
мической обработки.
В 1940 г. впервые в мировой технике на заводах СССР были
установлены прокатные станы кварто с длиной рабочей части
валка 2800 мм для рулонной горячей и холодной прокатки
с первоклассным вспомогательным оборудованием.
В проекте этого цеха были заложены основы для строитель-
ства целого ряда подобных цехов в СССР и в других странах.
Большим достижением явилось создание прокатного стана
непрерывной горячей прокатки с длиной валков 2800 мм,
станов тандем холодной прокатки, станов для прокатки листов
переменного сечения с механизированными автоматически
управляемыми линиями резки, с новыми оригинальными тер-
мическими печами и со специализированными (с высоким
уровнем автоматизации) линиями отделки. Все оборудование
полностью сконструировано советскими специалистами и изго-
товлено на отечественных заводах.
Одной из характеристик уровня прокатной техники яв-
ляется величина допусков на размеры выпускаемых листов.
В табл. 1 приведены поля допусков на толщину листов алюми-
ниевых сплавов по союзному стандарту и по стандарту АЛКОА.
Как показывает таблица, допуски на толщину листов по
стандарту СССР в 1,5—2 раза уже, чем по американскому стан-
дарту.
В настоящее время ведутся исследования и эксперименты
по освоению прокатки новых сплавов и видов изделий. Продол-
жаются работы по дальнейшему увеличению развеса сляба, по
повышению скоростей и увеличению обжатий при прокатке, по
дальнейшей механизации и автоматизации производства.
4. КРАТКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА
КОНСТРУКЦИОННЫХ СВОЙСТВ
ДЕФОРМИРУЕМЫХ
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ [1, 2, 8, 9]
Для решения вопроса о возможности применения алюминие-
вых сплавов в конструкциях требуется сопоставить этот ма-
териал с другими материалами, уточнить преимущества и недо-
статки алюминиевых сплавов и определить технико-экономи-
ческую эффективность их применения.
Основными требованиями, предъявляемыми к конструк-
ционному материалу из алюминиевых сплавов, являются
высокая технологичность, обеспечивающая получение полу-
фабрикатов необходимой формы; надежность и долговечность
работы.
Алюминиевые сплавы отличаются высокой удельной проч-
ностью, простотой изготовления из них полуфабрикатов, вы-
сокой стойкостью против коррозии, повышенными пластиче-
скими характеристиками при низких температурах, изделия
из них не дают искр при ударе. Конструкции из алюминиевых
сплавов обладают высокой сейсмостойкостью и огнестойкостью
и имеют хороший внешний вид.
Такое сочетание преимуществ алюминиевых сплавов дает
возможность создать из них конструкции различной^формы
назначения: ограждающие, несущие и сочетающие в себе
свойства ограждающих и несущих одновременно. Про-
мышленность может выпускать стационарные, сборно-раз-
борные и специальные конструкции из алюминиевых спла-
вов. Из этого материала изготовляются различные декора-
тивно-отделочные и санитарно-технические детали и обору-
дование.
Высокая удельная прочность является основным преимуще-
ством алюминиевых сплавов. Сравнение удельной прочности
алюминиевых сплавов и других современных конструкционных
материалов показывает, что по своей удельной прочности кон-
струкции из алюминиевых сплавов значительно превосходят
конструкции из других материалов, включая высокопрочную
сталь.
Следует отметить, что прочностные характеристики алюми-
ниевых сплавов зависят от ряда факторов. Сюда относятся:
тип, марка и состояние сплава; вид, форма и размеры полуфабри-
катов (например, наличие и толщина плакирующего слоя);
наличие меди в сплавах типа авиаль; повышение температуры
(свыше 50° С) и т. д. Наиболее ярким примером влияния формы
полуфабрикатов на прочность сплава может служить сплав
В92-Т, для которого расчетное сопротивление прокатанных
листов составляет 166,5 Мн/м2 (1700 кГ/сыР), а для прессован-
ных профилей и труб вследствие так называемого «пресс-
эффекта» 245 Мн!м2 (2500 кГ1см*).
Широкий диапазон свойств алюминиевых сплавов позволяет
выбирать в зависимости . от назначения и условий работы
конструкции оптимальные марки сплавов.
Высокая стойкость против коррозии (в 10—20 раз превы-
шающая стойкость обычной конструкционной стали) позволяет
применять алюминиевые сплавы для многих назначений. Эти
сплавы применяют также для замены стали при работе в агрес-
сивной среде. Толщину элементов конструкции при этом можно
назначать минимальную, т. е. в соответствии с требованиями
прочности или устойчивости, а не с требованиями защиты
против коррозии, которыми обусловливаются минимальные
размеры элементов стальных конструкций.
Повышенная сейсмостойкость алюминиевых конструкций
обусловливается меньшим их весом по сравнению со стальными,
что влечет за собой уменьшение сейсмических нагрузок. В связи
с этим не только увеличивается долговечность сооружений,
возводимых в сейсмических районах, но и снижается их стои-
мость. Рекомендуется, например, применять алюминиевые
сплавы для районов с сейсмичностью до 9 баллов.
Отсутствие искр при ударе по алюминиевым конструкциям
используется при подземном строительстве (нет опасности
взрыва).
Конструкции из алюминиевых сплавов при низких темпе-
ратурах становятся менее хрупкими, что имеет большое значе-
ние в северных и восточных районах нашей страны.
Алюминиевые конструкции мало подвержены разрушению
пламенем, они обладают повышенной огнестойкостью. .
Перечисленные свойства алюминиевых сплавов обеспечи-
вают и ряд дополнительных преимуществ конструкций из них.
Так, малый вес несущих конструкций позволяет уменьшить
размеры и вес поддерживающих конструкций (колонн, фунда-
ментов) или механизмов движения (мостовые краны, разводные
мосты, ворота ангаров, передвижные радио- и телемачты и др.),
улучшить условия компоновки сооружений путем увеличения
пролета несущих конструкций. Кроме того, благодаря неболь-
шому объемному весу алюминия сокращаются транспортные
расходы и, наконец, можно шире применять новые виды подъем-
но-транспортных средств (например, вертолеты и т. д.). Имеются
и другие примеры дополнительных преимуществ алюминиевых
конструкций.
Основными недостатками алюминиевых сплавов являются
сравнительно низкий модуль упругости, высокий коэффициент
линейного расширения и относительная сложность выполнения
соединений.
Вследствие сравнительно низкого модуля упругости при-
ходится принимать специальные меры по обеспечению жест-
кости, общей и местной устойчивости элементов конструкции.
К числу таких мер можно отнести выбор и разработку новых
систем сооружений, имеющих повышенную жесткость.
Расширяется применение смешанных сталеалюминиевых
конструкций и изыскиваются конструктивные формы, обеспе-
чивающие повышение общей и местной устойчивости элементов
(увеличение радиуса инерции и ограничение гибкости сжатых
стержней).
Следует отметить, что низкий модуль упругости не всегда
является отрицательной характеристикой. Так, например, по-
ниженный модуль упругости является дополнительной причи-
ной сейсмостойкости алюминиевых конструкций. Например,
при землетрясении в 1957 г. в г. Мехико здания, построенные
из различных материалов, были в значительной мере разру-
шены, за исключением фасадов зданий (в том числе высотных),
выполненных с применением полуфабрикатов из алюминиевых
сплавов.
Благодаря более низкому модулю упругости алюминия
совместная работа его с железобетоном (например, алюминиевые
балки, объединенные с железобетонной плитой) значительно
более эффективна, чем объединение стали с железобетоном, так
как отношение модулей упругости алюминия и железобетона
составляет около 3, а стали и железобетона 8—10.
Наконец, предварительное напряжение алюминиевых кон-
струкций может дать больший экономический эффект, чем
стальных, из-за того, что модуль упругости высокопрочного
стального элемента в несколько раз больше модуля упругости
алюминиевого сплава.
Коэффициент линейного расширения принимается равным
для всех алюминиевых сплавов 0,0000231/° С. Это приводит при
изменении температуры к увеличению деформации конструкций
из алюминиевых сплавов по сравнению с деформациями анало-
гичйых стальных конструкций, что необходимо учитывать в кон-
струкциях опор, ферм и при расположении деформационных
швов в конструкции.
Относительная сложность выполнения соединений в кон-
струкциях из алюминиевых сплавов обусловливается следу-
ющими обстоятельствами: ограниченной областью применения
сварки, особенно в конструкциях из термически упрочняемых
сплавов, поскольку расчетное сопротивление сварных швов все
еще оказывается ниже расчетного сопротивления основного
металла, а установление и уменьшение зоны термического
влияния остается сложной проблемой; производственными труд-
ностями при постановке холодных монтажных заклепок боль-
шого диаметра; слабой изученностью прочих видов соединений
(клеевых и др.).
Сложность выполнения соединений усугубляется исключи-
тельно широким диапазоном конструкций из алюминиевых
сплавов, различающихся по маркам сплавов, толщине и кон-
структивным формам, в связи с чем единый тип наиболее эффек-
тивного соединения, пригодного для всех условий, до сих пор
не создан. Поэтому при проектировании необходимо добиваться
уменьшения количества соединений путем увеличения размеров
прокатанных листов, применения длинных крупногабаритных
профилей, прессованных панелей, профилированных листов
с высокой «волны» до 200 мм и других комплексных профилей
или же применять высокопрочные болты, являющиеся наилуч-
шим видом монтажного соединения для алюминиевых кон-
струкций.
Дополнительным недостатком является относительно низ-
кое значение предела выносливости ряда алюминиевых спла-
bob, ограничивающее их применение в конструкциях, работа-
ющих при большом числе циклов переменной и знакоперемен-
ной нагрузки, например в подкрановых балках в цехах с тя-
желым режимом работы.
Высокая стоимость алюминиевых сплавов имеет временный
характер. Этот недостаток является конъюнктурным, не зави-
сящим от физико-механических свойств материала. Учитывая
реальность ближайших перспектив снижения на новых заводах
стоимости полуфабрикатов, можно ожидать значительного
изменения соотношения единичных стоимостей конструкций
из алюминиевых сплавов и стальных при дальнейшей тенденции
резкого уменьшения этого соотношения.
Указанные недостатки алюминиевых сплавов не могут огра-
ничить применение алюминиевых сплавов и алюминиевых кон-
струкций. Вследствие исключительного сочетания преимуществ
алюминиевых сплавов умелое использование их в конкретных
условиях позволяет добиться значительного технико-экономи-
ческого эффекта даже при существующей, пока еще высокой
стоимости алюминиевых сплавов.
5. СОПРОТИВЛЕНИЕ КОРРОЗИИ
АЛЮМИНИЯ И ЕГО СПЛАВОВ [10]
Алюминий обладает высокой электропроводностью, тепло-
проводностью, коррозионной стойкостью и малым удельным
весом. Он отлично обрабатывается давлением в холодном и го-
рячем состояниях. Эти свойства обеспечивают ему широкое рас-
пространение в промышленности: в электротехнике для провод-
ников тока, в пищевой промышленности (фольга), в пиротехнике
и алюминотермии (порошок). Сплавы на основе алюминия бла-
годаря своей прочности и малому удельному весу особенно ши-
роко применяются в виде различного рода прессованных и про-
катанных полуфабрикатов в авиапромышленности, а также для
изготовления предметов широкого потребления.
Примеси оказывают значительное влияние на электропро-
водность, теплопроводность, а также на механические, корро-
зионные и технологические свойства технического алюминия
и его сплавов.
Железо наряду с кремнием является основной примесью
в торговых сортах алюминия. Железо незначительно раство-
ряется в алюминии в твердом состоянии. При температуре
эвтектики (655° С) растворимость железа достигает 0,52%.
С понижением температуры граница твердого раствора резко
сдвигается в сторону алюминия. Поэтому железо в алюминии
присутствует в виде самостоятельной фазы (Al3Fe).
Железо является вредной примесью в алюминии, а также
в сплавах алюминия с кремнием и магнием, оно снижает кор-
розионную стойкость, электропроводность и пластические ха-
рактеристики, но несколько повышает прочность. Однако в жа-
ропрочных алюминиевых сплавах железо (совместно с никелем)
является весьма полезным.
Кремний является обычной примесью в алюминии. В сплавы
на алюминиевой основе кремний наряду с медью, магнием,
цинком, а также марганцем, никелем и хромом (второстепенные
добавки) вводится в качестве основного компонента. Обра-
зующиеся при этом соединения (CuA12, MgSi, CuMgAl2 и др.)
являются эффективными упрочнителями алюминиевых спла-
вов. На механические и физико-химические свойства алюминия
кремний влияет в том же направлении, как и железо.
Примеси кальция и ванадия, присутствующие в стандартных
марках алюминия в ничтожном количестве, не имеют практи-
ческого значения. Незначительные добавки церия, натрия или
титана оказывают существенное влияние на структуру и свой-
ства алюминиевых сплавов.
Водород хорошо растворяется в расплавленном алюминии;
он вызывает брак литья по пористости.
Водяной пар, диссоциирующий при 500° С и выше, также
оказывает на алюминий весьма вредное действие. Азот, окись
углерода, углекислый и сернистый газы при высоких темпера-
турах могут вступать в реакцию с алюминием с образованием
тугоплавких соединений.
Кислород энергично реагирует с алюминием с образованием
тугоплавкого окисла.
Алюминий и его сплавы отличаются весьма высокой корро-
зионной стойкостью в атмосферных условиях. Сернистый газ,
сероводород, аммиак и другие газы, находящиеся в воздухе
промышленных районов, не оказывают заметного влияния на
коррозионную скорость алюминия и его сплавов.
Алюминий практически не корродирует в дистиллирован-
ной и чистой пресной воде даже при высоких температурах
(до 180° С). Воздействие пара на алюминий и его сплавы также
весьма незначительно. Вода, содержащая примеси щелочей,
резко повышает скорость коррозии алюминия.
Алюминий и его сплавы, не содержащие меди, достаточно
стойки в естественной морской воде. На этих сплавах обычно
наблюдается лишь точечная коррозия, а потому устойчивость
алюминия и его сплавов в морской воде определяется не по из-
менению веса образцов и не по скорости проникновения корро-
зии, а по изменению механических свойств этих сплавов. Серно-
кислые нейтральные соли магния, натрия, аммония, а также ги-
посульфит практически не действуют на технический алюминий.
Скорость коррозии алюминия возрастает в присутствии в воде
солей ртути, меди или ионов хлора, разрушающих защитную
окисную пленку на алюминии.
Следует отметить, что алюминий и однофазные сплавы на
алюминиевой основе более коррозионно стойки, чем двухфаз-
ные и многофазные сплавы. Алюминиевомедные сплавы с гру-
быми выделениями А12Си|3 корродируют быстрее вследствие
того, что потенциал растворения этого соединения отличается
от потенциала растворения твердого раствора. Однако алюми-
ниевомарганцевые сплавы в присутствии фазы А16Мп (по дру-
гим источникам А17Мп) устойчивы, так как потенциалы раство-
рения этого соединения и основного твердого раствора весьма
близки.
Алюминий в контакте с большинством технических метал-
лов и сплавов, являющихся более благородными по ряду напря-
жений, будет служить анодом и, следовательно, коррозия его
в электролитах будет прогрессировать.
В морской воде или в растворе хлористого натрия коррозия
алюминия в контакте с обычной сталью будет ускоряться,
то же самое произойдет и в контакте с нержавеющей сталью,
но в несколько меньшей степени.
Высокопрочные алюминиевые сплавы под общим названием
дюралюминий составляют большую группу сплавов, в которых
содержание основных легирующих элементов колеблется в сле-
дующих пределах, %:
Медь............... 2,2—5,2
Магний.............0,25—1,75
Марганец...........0,25—1,0
Вследствие сочетания высоких механических свойств с ма-
лым удельным весом эти сплавы в качестве конструкционного
материала особенно широко применяются в авиационной про-
мышленности. Сравнительно небольшой запас прочности от-
ветственных деталей самолетных конструкций и работа их под
большими нагрузками предъявляют весьма строгие требования
к коррозионной стойкости материала конструкции.
Ввиду наметившейся в последние годы тенденции повыше-
ния механических свойств дюралюминия посредством приме-
нения искусственного старения, нагартовки, уменьшения тол-
щины плакирующего слоя на листовом материале, а также
выпуска самолетов без применения лакокрасочных покрытий
возникли новые вопросы, связанные с сопротивлением дюралю-
миния коррозии.
По своему положению в электрохимическом ряду напря-
жений алюминий является электроотрицательным металлом.
Если измерять химическую активность алюминия количеством
теплоты, выделяющейся при реакции окисления, то он должен
быть отнесен к числу наиболее активных металлов. Однако
вследствие образования на алюминии плотной окисной пленки
его сопротивление коррозии значительно увеличивается. Уже
на воздухе на алюминии образуется пленка окиси А12О3,
толщина которой достигает 5—20 нм (50—200 А). Еще более
толстые пленки образуются на алюминии в процессе прокатки
и термической обработки. Пленка предохраняет металл от не-
посредственного действия на него электролита и резко повышает
электродный потенциал металла в нейтральных растворах. Если
нормальный потенциал алюминия составляет 1,34 в, то в 3 %-ном
растворе NaCl он становится равным 0,63 в (по отношению к во-
дородному электроду).
Естественно, что всякие нарушения целостности и непре-
рывности пленки, образующейся на алюминии, должны привести
к понижению коррозионной стойкости, что и происходит у алю-
миниевых сплавов, поверхность которых вследствие гетеро-
генности состава не может иметь такую же непрерывную плот-
ную окисную пленку, какая свойственна чистому алюминию.
Этим же главным образом объясняется различие в коррозион-
ном поведении чистого алюминия в зависимости от степени его
чистоты.
Экспериментально доказано, что далеко не вся покрытая
окисной пленкой поверхность алюминия и его сплавов электро-
химически активна. Различают на этой поверхности:
1) незначительные по площади участки, какими являются
поры и трещины в защитной пленке, на которых идет анодный
процесс растворения;
2) участки, покрытые тонкой пленкой, не пропускающей
ионы, но способной пропускать электроны, на которых проис-
ходят катодные процессы;
3) участки, покрытые более толстой окисной пленкой, —
электрохимически инертные.
Электрохимическая гетерогенность поверхности, связанная
со структурной гетерогенностью дюралюминия, представля-
ющего собой пересыщенный твердый раствор меди в алюминии,
вызывается присутствием таких структурных составляющих,
как СиА12 (или фаза S), FeAl3 и более сложных интерметалли-
ческих соединений, играющих роль катодов по отношению к ос-
новному твердому раствору, MgSi и МпА1б, играющих роль
анодов. Практически поверхность дюралюминиевых полуфабри-
катов бывает загрязнена посторонними закатами и включениями
металлического и неметаллического характера.
Следовательно, влияние различных коррозионных агентов
на алюминий и алюминиевые сплавы находится в непосред-
ственной зависимости от поведения в данной среде окисной
пленки, покрывающей алюминий и его сплавы, и от характера
электрохимических реакций, возникающих при коррозии в дан-
ной среде.
Так как наличие естественной окисной пленки является
основным фактором, определяющим химическую стойкость
алюминиевых сплавов вообще, то интенсивность коррозии этих
сплавов зависит от воздействия коррозионной среды на окисную
пленку. Наибольшего разрушения следует ожидать при корро-
зии в таких средах, которые растворяют поверхностную пленку
на алюминиевых сплавах. Коррозия алюминия, как и корро-
зия всякого другого металла, состоит в переходе металла в со-
единения неметаллического характера (преимущественно
в гидраты окислов), например А1 (ОН)3, а также и соли, на-
пример А1С13. Для протекания коррозионного процесса чрезвы-
чайно большое значение имеют растворимые или нерастворимые
продукты коррозии, которые образуются при этом процессе.
При растворимых продуктах начавшийся процесс коррозии
будет протекать без существенных изменений, а при нераство-
римых продуктах коррозии и при условии осаждения их на
металлической поверхности процесс коррозии может резко
замедлиться или даже вовсе прекратиться.
Дюралюминий разных марок различается между собой по
количественному содержанию основных легирующих компо-
нентов (главным образом меди и магния), однако различия
в химическом составе в значительно меньшей степени влияют
на сравнительную коррозионную стойкость разных марок дюр-
алюминия, чем различия в применяемой термической обработке.
Очевидно, это изменение количественного содержания меди
в закаленном и, естественно, состаренном сплаве в довольно
широких пределах не сказывается существенным образом на его
коррозионной стойкости. Благоприятное влияние повышенного
содержания магния в сплаве Д16 хотя и заметно, но в общем
различие в коррозионной стойкости сплавов Д1 и Д16 также
невелико. В то же время применение разной термической обра-
ботки к образцам дюралюминия (Д16), взятым от одного листа,
практически не влияя на исходное значение прочности, вызы-
вает совершенно различное изменение ее в процессе коррозии.
Наиболее благоприятной для коррозионной стойкости дюр-
алюминия термической обработкой является закалка после
гомогенизирующего нагрева при температуре 500±5 ° С с по-
следующим естественным старением (вылеживанием при ком-
натной температуре). Однако и после такой термической обра-
ботки не удается получить вполне гомогенную структуру
сплава, и поверхность дюралюминия, подвергающаяся воздей-
ствию коррозионной среды, остается неоднородной.
У неплакированного дюралюминия даже в морской атмо-
сфере (на берегу) механические свойства существенно изме-
няются, особенно в начальный период. Еще более резко падают
механические свойства в условиях погружения в морскую воду.
Плакированные алюминиевые сплавы в литературе из-
вестны под разными названиями: плакированный дюралюми-
ний (СССР), алклэд (США, Англия), албондур, дуралплат,
бондурплат, аллауталь (Германия), ведал (Франция) и т. д.
Все эти названия соответствуют материалам или вовсе не отли-
чающимся один от другого (плакированный дюралюминий,
алклэд, албондур, ведал), или же отличающимся в общем
незначительно по составу основного сплава или по составу
сплава плакировки.
Плакированный дюралюминий представляет собой биметалл,
сердцевину которого составляет дюралюминий, а плакирующий
слой — чистый алюминий. Принятый на наших металлургиче-
ских заводах метод плакирования состоит в том, что на дюр-
алюминиевую плиту, с которой продукты обратной ликвации
сняты фрезеровкой или шабровкой, накладывается с обеих
сторон по листу чистого алюминия, после чего плита (вместе
с обкладкой из чистого алюминия) подвергается горячей про-
катке, в процессе которой при первом же пропуске алюминие-
вые листы свариваются с дюралюминиевой сердцевиной, и
в дальнейшем прокатка ведется так же, как и в случае дюралю-
миния неплакированного. Прочность сцепления алюминия
плакирующего слоя со сплавом сердцевины настолько высокая,
что отставания плакировки почти никогда не наблюдается.
Основное преимущество плакированного дюралюминия перед
неплакированным в том, что у первого непосредственному
воздействию коррозионного агента подвергается не дюралю-
миний, плохо сопротивляющийся коррозии, а алюминий пла-
кирующего слоя, коррозионная стойкость которого значи-
тельно выше коррозионной стойкости дюралюминия. Другое
преимущество плакированного дюралюминия заключается
в способности алюминия плакирующего слоя защищать дюр-
алюминиевую сердцевину электрохимически. В паре алюми-
ний—дюралюминий анодом является алюминий. Благодаря
этому в случае нарушения плакировки и обнажения сплава
сердцевины коррозия в условиях электролита должна идти за
счет разрушения алюминия, а дюралюминий (обнаженный
участок сердцевины) как катод корродировать не должен или
может подвергаться лишь слабой коррозии. Поскольку же
коррозия ограничивается в основном плакирующим слоем,
сколько-нибудь значительного снижения механических свойств
материала в результате коррозии обычно не происходит.
Выпускаемый нашими металлургическими заводами листо-
вой дюралюминий имеет различную толщину плакирующего
слоя. У листов толщиной до 2,5 мм включительно толщина
плакирующего слоя на каждой стороне ~4% от толщины листа
и у листов толщиной выше 2,5 мм ~2%.
Предел прочности при растяжении (оь) у плакированного
материала ниже, чем у неплакированного. Понижение предела
прочности пропорционально толщине плакирующего слоя и
разнице в значениях предела прочности сплава сердцевины
и сплава плакировки.
Практически при 4 %-ной плакировке у тонких листов пони-
жение прочности несколько меньше, что объясняется диффузией
составляющих сердцевины в плакирующий слой.
6. ДЕФОРМИРУЕМЫЕ
ЛИСТОВЫЕ АЛЮМИНИЕВЫЕ СПЛАВЫ
[1, 2, 6, 7, 9, 48J
Деформируемые алюминиевые сплавы разделяются на две
основные группы:
а) сплавы, не упрочняющиеся термической обработкой;
б) сплавы, упрочняющиеся термической обработкой.
К первой группе относятся технический алюминий, сплавы
алюминия с добавками марганца (сплав АМц) и сплавы с до-
бавками магния (сплавы типа магналий). Сплавы с добавками
марганца и технический алюминий весьма пластичны, отлично
обрабатываются давлением, хорошо свариваются и обладают
высокой коррозионной стойкостью; прочность их невысока.
Сплавы типа магналий имеют относительно высокую прочность
и пониженную пластичность.
Ко второй группе упрочняемых сплавов практически можно
отнести все остальные стандартные сплавы на алюминиевой
основе.
ТАБЛИЦА 2. ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ ЛИСТОВЫХ
Основные компо
Марки сплавов алюми- ний медь магний марганец кремний ЦИНК титан
АДОО 99,70* 1—
АДО 99,50* " — —- —-
АД1 99,30* — > - . 111
АД 98,80* — — — — — ——•
ММ Основа —— 0,2—0,5 1,0-1,4 — — 11
АМц* » — — 1,0—1,6 —— —
АМцС*2 » 1,0-1,4 0,15—0,35 «— —
Д12 » 0,8—1,3 0,9—1,4 —- —-
АМг1 » — 0,5—1,8 —— — —
АМг2 » 1,8—2,8 0,2—0,6 1 ' —-
АМгЗ » 1 3,2—3,8 0,3—0,6 0,5—0,8 —- —
АМг5 » 11 1 4,8—5,8 0,5—0,8 — 0,02—0,10
АМгбП » —— 4,7-5,7 0,2—0,6 —— —
АМгб » — 5,8—6,8 0,5—0,8 — — 0,02—0,10
АД31 » 0,4—0,9 ' 0,3—0,7 -
АДЗЗ » 0,15—0,40 0,8—1,2 к 0,4—0,8 —-
АВ » 0,1—0,5 0,45—0,90 Или хром 0,15—0,35 0,5—1,2 — —
Д1 » 3,8—4,8 0,4—0,8 0,4—0,8 —— — —
Д1П » 3,8—4,5 0,4—0,8 0,4—0,8 " — "1 '*
Д16 » 3,8—4,9 1,2-1.8 0,3—0,9 — —*
Д16П » 3,8—4,5 1,2-1,6 0,3—0,7 — —-
В65 » 3,9—4,5 0,15—0,30 0,3—0,5 "" —- —
ВД17 » 2,6—3,2 2,0—2,4 0,45—0,70 — —— —
Д18 » 2,2—3,0 0,2—0,5 — — —
Д19 » 3,8—4,3 1,7-2,3 0,5—1,0 1 1 —
Д19П » 3,2—3,7 2Д—2,6 0,5—0,8 "
Д20 » 6,0—7,0 — 0,4—0,8 —• — 0,1—0,2
В93*3 » 0,8—1,2 1,6—2,2 « 1 6,3—7,3 1 "
В94 » 1,8-2,4 1,2-1,6 — 5,9—6,8 0,02-0,08
В95 » 1,4-2,0 1,8—2,8 0,2—0,6 5,0—7,0 —
АЦпл » — — — 0,9—1,3
АД35 » 0,8—1,4 0,5—0,9 0,8—1,2 — —
АМг4 » 3,8—4,8 0,5—0,8 — 0,02—0,1
АСМ » —— 0,3—0,7 — —* - ——-
Примечани е. При применении сплавов для изготовления пищевой посуды.; i
♦ Не менее.
*2 Основные компоненты; железа — 0,25—0,45%. 4
*3 Основные компоненты; железа — 0, 20—0,45%. «1
- -
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ ПО ГОСТ 4784—65
ненты, %
Примеси, % (не более)
2, s
S т;
месе
магний
бериллий
медь
титан
цинк
хром
крем-
ний
мар-
ганец
желе-
зо
S д
>»о л
U4S
0,16 0,16 0,015 0,02 0,08 0,05 0,03 0,30
. 1 1 0,30 0,30 0,02 0,025 0,1 0,1 0,05 0,50
* 0,30 0,30 0,05 0,025 0,1 0,15 0,05 0,70
' — 0,50 0,50 0,1 0,1 0,1 0,15 0,1 1,20
—— 0,6 1,0 0,2 0,1 0,1 —
— — “ 0,7 0,6 0,2 — 0,1 0,2 0,05
1 — —— 0,1 0,1 0,1 0,05 —
— 0,7 0,7 0,1 — 0,1 0,1 » —
— — 0,05 0,05 0,01 * ——
— - 0,4 0,4 0,1 — 0,2 0,1 — —
— — — 0,5 0,1 — 0,2 0,1 * —
— 0,0002—0,005 0,5 0,5 0,1 0,2 1 — —
— — 111 0,4 0,4 0,2 •——• ' ' — — —
— 0,0002—0,005 0,4 0,4 0,1 — 0,2 —— — —
—— 0,5 0,1 0,1 0,2 0,15 —• *
0,15—0,35 0,7 — 0,15 0,25 0,15 — ——
— 0,5 —• — — 0,2 0,15 0,05
0,7 0,7 II— 0,1 0,3 0,1 0,05
— 0,5 0,5 —— "" 0,1 0,1 0,05
- I — — 0,5 0,5 ' 11 ' 0,1 0,3 0,1 0,05
— 0,5 0,5 — — 0,1 0,1 0,05
—- 0,2 0,25 — — —— 0,1 0,1 0,05
- — — 0,3 0,3 — 1 1 0,1 0,1 0,05
— —• 0,5 0,5 II,- — 0,2 — 0,1 0,1 0,05
—- 0,0002—0,005 0,5 0,5 — — 0,1 0,1 0,05
- 0,0002—0,005 0,3 о,3 1 1 11 — - 0,1 0,1 0,05
—— 0,3 0,3 — — 0,1 Цирконий 0,2 0,05
— 0,2 — 0,1 — — 0,1 0,05
— — 0,2 0,2 — 0,1 — ' ' Хром 0,05 0,05
0,1—0,25 — 0,5 0,5 — — — 0,05
— 0,3 0,3 " 0,025 1 —- 0,15 0,05
— * — 0,5 —— 0,1 — — 0,2 0,15 0,05
0,05—0,25 0,0002—0,005 0,4 0,4 0,05 —— > 0,2 — 0,05
— Сурьма 3,5—6,5 0,75 0,5 0,1 0,2 —— 0,1 — — —
содержание свинца не должно превышать 0,15%, мышьяка 0,015%.
Сплавы с добавками меди, магния и марганца (Д1, Д6, Д16
и др.) отличаются повышенными механическими свойствами.
Термически обработанные сплавы этого типа с успехом приме-
няются в конструкциях, работающих при температуре до 200° С.
Сплавы алюминия с добавками магния, кремния и меди обла-
дают достаточно хорошими механическими свойствами. Меха-
нические свойства этих сплавов значительно повышаются под
влиянием как естественного, так и искусственного старения.
Сплавы алюминия с добавками цинка, магния и меди
(сплав В95 и др.) являются наиболее прочными из алюминие-
вых сплавов и широко применяются в ответственных конструк-
циях в виде листов и других полуфабрикатов. Однако сплавы
этого типа имеют пониженные коррозионные свойства и жаро-
стойкость и рекомендуются для применения в конструкциях,
работающих при температуре не выше 120° С.
В табл. 2—6 приведен химический состав, физические и
механические свойства листовых алюминиевых сплавов в раз-
личных состояниях.
ТАБЛИЦА 3, МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЛИСТОВ
ИЗ ДЕФОРМИРУЕМЫХ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ ПО ГОСТ 4977—52
Марка сплава Наименова- ние Состояние материала Толщина им Предел проч- ности при растяжении Мн/м2 (кГ/мм2) Предел текучести, Мн/м2 (кГ /мм2), не менее Относитель- ное удлине- ние, %
Д1 О 2 к >т< Мягкие » Закаленные и естественно состаренные То же 0,3—3 3,1—10 0,3—2,5 2,6—10 225 (23) * 235 (24) * 363 (37) ** 373 (38) ** 186 (19) 196 (20) 12 12 15 15
Д16 Листы плакирова! Мягкие » Закаленные и естественно состаренные - То же » » Нагартованные после закалки и естествен- ного старения То же 0,3—2,5 2,6—10 0,3—2,5 2,6—6 «,1—10 0,8—2,5 2,6—6,5 225 (23) * 235 (24) * 407 (41,5) ** 426 (43,5) ** 426 (43,5) ** 426 (43,5) ** 456 (46,5) ** 270 (27,5) 274 (28) 274 (28) 333 (24) 343 (35) 10 10 13 11 10 10 8
* Не ** Не более. менее.
ТАБЛИЦА 4. ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА НЕКОТОРЫХ
ЛИСТОВЫХ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ, ИХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ
СВОЙСТВА И СОПРОТИВЛЕНИЕ КОРРОЗИИ
Сплав Режим термической обработки Технологические свойства и сопротивление коррозии
А АМц АМг Термической обработкой не упрочняется. Отжиг при 350—410° С То же То же
Д1 Закалка с 490—505° С в воде. Естественное старение не менее 4 суток. Отжиг 340—370° С
Д16 Закалка с 490—500° С в воде. Естественное старение не менее 4 суток. Отжиг при 340—370° С
АВ Закалка с 515—525° С в воде. Естественное старение или искусственное старение при 150—160° С в течение 6 ч. Отжиг при 340— 370° С
В95 > Закалка с 465—475° С в воде. Искусственное старе- ние при 120—125° С в тече- ние 24 ч. Отжиг при 420— 440° С
Пластичность высокая. Сваривае-
мость хорошая. Обрабатываемость
резанием неудовлетворительная
Пластичность в отожженном со-
стоянии высокая. Свариваемость хо-
рошая. Обрабатываемость резанием
неудовлетворительная. Сопротивле-
ние коррозии высокое
Пластичность в отожженном состо-
янии высокая. Свариваемость хоро-
шая. Обрабатываемость резанием
в мягком состоянии неудовлетвори-
тельная, в нагартованном — удовле-
творительная. Сопротивление корро-
зии высокое
Пластичность в отожженном и
свежезакаленном состоянии средняя.
Свариваемость удовлетворительная.
Обрабатываемость резанием в соста-
ренном состоянии удовлетворитель-
ная, в отожженном — пониженная.
Сопротивление коррозии среднее
Пластичность в отожженном и све-
жезакаленном состоянии средняя.
Свариваемость удовлетворительная.
Обрабатываемость резанием в соста-
ренном состоянии удовлетворитель-
ная, в отожженном — пониженная.
Сопротивление коррозии среднее
Пластичность в горячем и в ото-
жженном состояниях высокая, в со-
старенном — средняя. Свариваемость
хорошая. Обрабатываемость резани-
ем в мягком состоянии неудовлетво-
рительная, в состаренном — удовле-
творительная
Пластичность в отожженном и све-
жезакаленном состояниях средняя.
Обрабатываемость резанием в соста-
ренном состоянии удовлетворитель-
ная. Сопротивление коррозии сред-
нее
ТАБЛИЦА 5. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЛИСТОВ
ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Марка сплава Состояние листов Шифр, учи- тывающий марку сплава и состояние поставки Толщина листов мм Предел прочности при рас- тяжении Мн/м1 (кГ/мм2) Предел текучести Мн/м2 (кГ /мм2) Относитель- ное удлине- ние д, % /=11,3 ]/" F
Л и < АДА АД1А АМцА АМгА АВА АВА Д16А г т ы из ал Отожжен- ные Нагарто- ванные Отожжен- ные Нагарто- ванные Отожжен- ные Нагарто- ванные То же Отожжен-, ные Нагарто- ванные То же Отожжен- ные Закален- ные и есте- ственно со- старенные Закален- ные и ис- кусственно состарен- ные Листы и Отожжен- ные Закален- ные и есте- ственно со- старенные Ю М И Н И Я I АДА-М АДА-Н АД1А-М АД1А-Н АМцА-М АМцА-П АМцА-П АМгА-М АМгА-П АМгА-Н АВА-М АВА-Т АВА-Т1 з сплава н е п л а к и Д16А-БМ Д16А-БТ 1 а л ю м 0,3—0,8 0,8—10 0,3—10 0,3—0,8 0,8—10 0,3—10 0,3—3 0,3—3 0,3—0,5 0,5—0,8 0,8—1,2 1,2—4,0 0,3—3,0 0,3—3 0,3—0,8 0,3—5 0,3—0,6 0,6—3 3,0—5 5,0—10 0,3—5 5,0—10 т и п а д [рован 0,3—3 3,1—10 0,3—1,5 1,6—6 6,1—10 и н и е в ы Не более 108 (11) 108—147 (П-15) 147—216 (15—22) 186 (19) 225 (23) 235 (24) 264 (27) 147 (15) 196 (20) 176 (18) 294 (30) ю р а л ю ные Не более 235 (24) Не более 235 (24) 441 (45) 441 (45) 441 (45) х с п л а м и н и й, 289 (29,5) 289 (29,5) 289 (29,5) ВОВ 20 25 6 20 25 6 20 6 1 2 3 4 16 4 3 20 18 20 18 16 10 8 12 11 14 13 12
Продолжение табл. 5
Марка сплава Состояние листов Шифр, учи- тывающий марку сплава и состояние поставки Толщина листов мм Предел прочности при рас- тяжении Мн/м2 (кГ/мм2) Предел текучести Мн/м2 (кГ/мм2) Относитель- ное удлине- ние д, % /=11,3
Д16А Л Д16А Д1А В95А Закален- ные и на- гартован- ные путем холодной прокатки исты из Отожжен- ные Закален- ные и есте- ственно со- старенные Нагарто- ванные по- сле закал- ки и есте- ственного старения Отожжен- ные Закален- ные и есте- ственно со- старенные Листы и Отожжен- ные Закален- ные и ис- кусственно состарен- ные Закален- ные и ис- кусственно состарен- ные с улуч- шенной вы- каткой Д16А-БТН сплава т1 п л а к и р < Д16А-М Д16А-Т Д16А-ТН Д1А-М Д1А-Т з сплава В95А-М В95А-Т В95А-ТВ 0,8—1,5 1,6—3 3,1—6,5 d п а дю ) в а н н ы 0,3—2,5 2,6—10 0,3—2,5 2,6—10 0,3—2,5 2,6—6,5 0,3—3,0 3,1—10 0,3—2,5 2,6—10 В95, п л 0,3—10 0,3—2,5 0,3—2,5 2,6—10 475 (48,5) 475 (48,5) 475 (48,5) э а л юм1 е 1 Не более 225 (23) Не более 235 (24) 407 (41,5) 426 (43,5) 426 (43,5) 456 (46,5) Не более 225 (23) Не более 235 (24) 362 (37,0) 372 (38,0) а к и р о в Не более 245 (25) 480 (49) 480 (49) 490 (50) 358 (36,5) 358 (36,5) 358 (36,5) I н и й, 270 (27,5) 274 (28) 333 (34) 343 (35) 186 (19,0) 196 (20,0) а н н ы е 402 (41) 402 (41) 412 (42) 11 10 9 12 12 13 11 10 8 12 12 15 15 10 7 7 7
1 Для образцов, вырезанных в направлении поперек прокатки.
ТАБЛИЦА 6. ФИЗИЧЕСКИЕ И МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
Марка сплава Состояние материала Плотность, г/см* Коэфф ного и О о о 7 о со ициент j расшир Х10“б и о О сЗ 1 о со гтиней- ения х и О О со 1 а Коэффициент теплопроводно- сти, кал/см-сек °C
А АМц АМг Д1 Д6 Д16 Д16 АВ В95 Отожженный Нагартованный Отожженный Нагартованный Отожженный Нагартованный Закаленнный и естественно со- старенный Отожженный Плакированный и закаленный естественно состаренный .... Плакированный отожженный Закаленный и естественно соста- ренный Отожженный Закаленный и естественно со- старенный Отожженный Плакированный Отожженный Закаленный и искусственно со- старенный Закаленный Отожженный Закаленный и искусственно со- старенный Отожженный Плакированный закаленный и искусственно состаренный .... Плакированный отожженный 2,71 2,71 2,73 2,73 2,67 2,67 2,8 2,8 2,8 2,8 2,8 2,8 2,8 2,8 2,8 2,8 2,69 2,69 2,69 2,8 2,8 24 24 24 24 23,4 23,4 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 23,4 23,4 23,4 23,2 23,2 24,8 24,8 24,8 24,8 24,5 24,5 23,4 23,4 23,4 23,4 23,4 23,4 23,4 23,4 23,4 23,4 24,5 24,5 24,5 24,3 24,3 25,9 25,9 25,9 25,9 25,4 25,4 24,8 24,8 24,8 24,8 24,8 24,8 24,8 24,8 24,8 24,8 25,4 25,4 25,4 25,9 25,9 0,54 0,52 0,45 0,38 0,30 0,30 0,28 0,41 0,28 0,45 0,28 0,45 0,41 0,50 0,28 0,28
Ф 00
►u сл oi ch оо
сл о о о о
CD
to
to
00
to 00
•— to
to >—
to
to
to
00
00
00
to
to
00 00
to
to
to
СП
to
to
сл
to b— 00 •— to
co co о to О CO
00 00 W 00 4^
00
00
00
CD
to
to to —
4^ to to
I—*
00
00
00
СЛ
СЛ
О
о
СЛ to II CD СЛ to I I СЛ OO 4^ I
ООО II сл о о I I СЛ О ОО I
о
to
00
о
сл
'| 1 Ф* 00 ф^ Ф> I СЛ СЛ СЛ 1 1 СЛ О О О I О -4 О Электропровод- ность , % от электропровод- ности меди
— 00 to Ф ND — —• >— 1—> ^4 ->4 О ND Ф^ С0 СЛ ND 00 00 ОЭ 00 CD tO СЛ CD *4 ^0 00 ТВ ТВ ТВ ТВ "— "— ЗВ s22 >29 >22 ТВ >2? >29 >2^ Предел прочно- сти при растя- жении, (кГ/мм2)
— ND — ND ND _ — О— ООО О CD ND Ф» СО ND ООО 00 СЛ О 00 ^4 СО 00 CD - ТВ ТВ ТЗ "— "— "о "— ТВ .о >29 >2 Предел текуче- сти, А4н/л«2 (кГ/мм2)
» О 00 b3 О СЛ Ф> 00 О0 со 00 00 Ф» Ф» СО СО I I > z—> ^^> z—> z—>> Z—> z—> z—> 1 1 *^4 —1 ।—‘ ।—‘ о СЛ СЛ Ф» сл Р Р F сл сл >29 >2) >23 Предел устало- сти на базе 5 -107 циклов, М.н!м.г (кГ/мм2)
।—1 >—>> >—* 1—• ND — ND — 00 0000 0000 О 00 о О ND о Относительное удлинение, %
I СЛ 00 I 1 СЛ -ч I I 1 ND 00 СЛ 1 1 СЛ О 1 1 Относительное сужение пло- щади попереч- ного сечения, %
фь СО Ф» СО СЛ Ф> 00 ND 00 ND Ф> 00 Ф> 00 00 Ф» СО СО — ф» — О — О 00 — ND Ф» Ф- сл Ф- Ф- ।—1 О Ф Ф> ОО w to СЛО СЛО О СЛ О О ND СЛ - Твердость по Бринелю, Мн/м2 (кГ/мм2)
ЛИСТОВЫХ ДЕФОРМИРУЕМЫХ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
7. НЕПРЕРЫВНОЕ ЛИТЬЕ
КРУПНЫХ СЛИТКОВ
В настоящее время слитки из алюминиевых сплавов изго-
товляются методом непрерывного литья.
Главное преимущество этого метода по сравнению с литьем
в водоохлаждаемые изложницы — резкое увеличение скорости
кристаллизации металла, которая является основным факто-
Скорость кристаллизации .м/ц
Рис. 1. Влияние скорости кристал-
лизации на механические
свойства слитков (/) и ли-
стов (2) из сплава Д16
ханических свойств не только
ром, определяющим качество
слитка.
Предел прочности на разрыв
образцов из слитков, отлитых
методом непрерывного литья,
в среднем на 10% выше, чем
отлитых в водоохлаждаемые из-
ложницы, исключительно за
счет более высокой скорости
кристаллизации металла.
Увеличение скорости кри-
сталлизации улучшает струк-
туру вследствие более равно-
мерного распределения в ней
интерметаллических фаз, боль-
шей общей поверхности их со-
прикосновения с твердым рас-
твором, более тонкого строе-
ния зерна слитка. Результатом
этого является улучшение ме-
литого металла, но также и гото-
вого закаленного листа, прошедшего прокатку и все отделоч-
ные операции (рис. 1).
Трещинообразование при литье определяет как толщину
слитка в зависимости от скорости литья, так и отношение
ширины к толщине при данной скорости литья.
Оптимальная скорость литья сплавов типа дюралюминий
и В95 определяет наиболее выгодную толщину слитка в преде-
лах 200—300 мм, которая и является общепринятой. При литье
пластичных сплавов (АД1, АМц, АМг) толщина слитка может
достигать 400 мм. Ширина слитка имеет тенденцию к непре-
рывному росту.
Если в начале внедрения метода непрерывного литья отно-
шение ширины к толщине составляло 3—4, то теперь это соот-
ношение достигает 5—6 и даже 6—7, т. е. для прочных сплавов
(Д1, Д16, В95) ширина слитков доходит до 1500—2000 мм.
Длина слитка составляет 2,5—7 м. Некоторые типичные раз-
меры слитков приведены в табл. 7.
Передача в эксплуатацию на отечественных заводах мощных
непрерывных станов для прокатки листов выдвигает перед
металлургами задачу получения крупногабаритных плоских
слитков из алюминиевых сплавов.
В настоящее время серийно отливаются слитки сечением
210x480 из сплавов Д1, Д16, АМгб и других сплавов. Ниже
приведена технология
изготовления слитков
сечением 300x2000 мм
из сплавов Д16 и АМгб.
На рис. 2 показана схе-
ма отливки плоского
слитка.
Основным дефектом,
препятствующим отлив-
ке доброкачественных
слитков, являются «го-
рячие» трещины, возни-
кающие при кристалли-
зации сплава, и «холод-
ные» трещины, появля-
ющиеся при охлаждении
слитка до низких тем-
ператур.
Горячие трещины
располагаются, как пра-
вило, на поверхности
широкой грани слитка.
Такие трещины в ряде случаев могут быть выявлены визуаль-
ным осмотром поверхности после литья, но значительно чаще
определяются только после фрезерования поверхности слитка.
К холодным трещинам относятся донные, боковые и голов-
ные трещины. Холодные трещины обычно возникают в процессе
литья, и образование их сопровождается выбросом металла из
кристаллизатора. Иногда холодные трещины возникают при
хранении слитков, а также в процессе гомогенизации.
В первоначальный момент по выходе слитка из кристалли-
затора объемы металла у боковых граней охлаждаются быстрее,
чем объемы, прилегающие к центральной части. В результате
этого в объемах металла у боковых граней возникают растяги-
вающие напряжения, которые могут вызвать появление микро-
и макротрещин. Эти дефекты являются участками концентрации
ТАБЛИЦА 7. РАЗМЕРЫ И МАССА СЛИТКОВ ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ
СПЛАВОВ, ОТЛИВАЕМЫХ МЕТОДОМ НЕПРЕРЫВНОГО ЛИТЬЯ
Группа сплавов
Размеры слитка, мм
толщина d ширина b длина
ч
о
о
CJ £
> 03
о к <и о
М си 03 ic
Е- s И Н
у су S S
й Q. Ч Ч
Е ю н о
® о о
Ч * х
3 «о 2
аз S
Д1, Д16, АМгЗ, АМг5, АМгб 250 300 1400 2000 6,84 6000 2500 4,83 2
Фр а j АМц, АД1, АМг, АВ I ц и я, 200 И с с 1280 у а р 6,4 6000 4,3 2
Д1, Д16, В95, АД1, АМг 220 1100 5,0 7000 4,72 2
А н г л и Д1, Д16, В95 Я, Ро, 500 д ж е р 500 Стоу 1,0 н 2000 1,4 2
Д1, АК8, АМц, АД1 203 1220 6,03 3050 2,12 2
238 1220 5,13 2240 1,82 2
305 1520 5,0 3100 4,0 1
спь Д1, Д16, В95 л у 300 И 3 в и 1000 л л 3,33 2650 2,23 ' 2
АД1, АМц и др. 400 1150 2,88 2650 3,42 2
АМг5 и др. 200 900 4,5 2650 1,35 2
США Д1, Д16, В95 Д а 1 300 з е н п 1200 орт 4,0 3300 3,32 3
АД1, АМц и др. 400 1750 4,37 3800 7,45 2
сш. Д1, Д16 А, Тр 203 е н т в 1540 уд 7,6 2750 2,4 3
Д1, Д16 250 1100 4,4 2800 2,16 3
Швеция, Ф Д1, Д16 | 200 ИНГС 1050 п о н г 5,25 3600 2,0 —
С LLM АД1, АМц, АМг и др. l, Pai 204 з е н с I 1120 3 у д 2,76 3660 4,54 2
Рис. 3. Схема кристаллизатора для отливки слитка
сечением 300X2000 мм
напряжений и способствуют появлению трещин при дальней-
шем охлаждении сляба.
При повышении скорости литья толщина затвердевшего
слоя у боковых граней уменьшается в момент выхода сляба
из кристаллизатора и вследствие этого снижается вероятность
образования трещин.
В. А. Ливановым и его сотрудниками [6, 7] разработан кри-
сталлизатор для отливки плоских слитков сечением 300 X
Х2000 мм с вырезами по узким граням, показанный на рис. 3.
Действие вырезов аналогично увеличению скорости литья, но
более эффективно. Для предупреждения образования холодных
трещин необходимо повышать пластичность отливаемого сплава
при низких температурах, что достигается регулированием
химического состава сплава по основным компонентам и при-
месям.
Опыт показывает, что образование холодных трещин соот-
ветствует тому моменту времени, когда слиток достигает опре-
деленной длины. Так, например, для слитка сечением 205X
X 1400 мм такой критической длиной является 1000—1100 мм.
Этому моменту соответствует охлаждение опасного сечения до
практически постоянной температуры, равной 50—70° С.
В. А. Ливановым [7] высказано предположение, что возникно-
вение трещин в слитках любого сечения будет происходить при
охлаждении его до одной и той же постоянной температуры.
Очевидно, слитки большого сечения будут охлаждаться до этой
температуры дольше, и при одинаковых скоростях литья длина
слитка до опасного сечения должна возрастать.
Соотношение между длинами слитков до момента появления
трещин прямо пропорционально соотношению скоростей литья
и квадрату соотношений толщин слитков; для слитков из
различных материалов соотношение длин пропорционально
отношению коэффициентов теплопроводности.
Чем больше коэффициент линейного расширения сплава и
разница температур наружной и внутренней сторон корки
слитка, тем меньше ее радиус кривизны.
С увеличением толщины корки на выходе слитка из кристал-
лизатора радиус кривизны увеличивается. Таким образом,
с уменьшением толщины корки на выходе из кристаллизатора
деформация ее слоев со стороны жидкого металла увеличивается.
Аналогичным образом влияют увеличение коэффициента ли-
нейного расширения и разность температур внутренних и на-
ружных слоев корки.
В том случае, если пластичность металла с внутренней сто-
роны корки недостаточна для осуществления необходимых пере-
мещений, то происходит образование трещин, которые могут
быть частично устранены при заливке расплава. Сопротивление
торцовых частей сляба усадке увеличивает вероятность обра-
зования трещин.
Таким образом, для борьбы с поверхностными трещинами
можно рекомендовать повышение пластичности металла при
температурах затвердевания и увеличение толщины корки на
выходе слитка из кристаллизатора. Первое достигается приня-
тым в промышленности регулированием химического состава
сплава по основным компонентам и примесям. Увеличение тол-
щины корки достигается уменьшением скорости литья.
Неравномерное охлаждение поверхности широких граней
слитка, возникающее вследствие засоров системы охлаждения,
приводит к локальному уменьшению толщины корки и радиуса
кривизны. Поэтому эти участки являются наиболее вероятными
местами образования трещин.
Таким механизмом деформирования корки можно объяс-
нить также большую неравномерность усадки по широким гра-
ням. Измерения показали, что усадка у боковых граней состав-
ляет 2,5%, в то время как величина ее в средней части дости-
гает 7%. Это вызывает необходимость профилирования кристал-
лизаторов для получения плоской поверхности слитка. Ком-
плект технологической оснастки для литья слитков состоит из
охладителя, линейной коробки, поддона и кристаллизатора,
причем кристаллизатор изготовляется специального профиля
(рис. 3). Рекомендуемые режимы литья приведены в табл. 8.
При литье слитков наблюдается неравномерная усадка:
середина больших граней получает большую усадку, чем края.
Для компенсации этого явления с целью получения парал-
лельности больших граней слитка большие стороны кристалли-
ТАБЛИЦА 8. ПРИМЕНЯЕМЫЕ РЕЖИМЫ ОТЛИВКИ
СЛИТКОВ СЕЧЕНИЕМ 300X2000 мм
Марка сплава Температура литья °C Скорость литья мм/мин Размеры кристалли- затора, мм (рис. 3) Подлив алюми- ния на поддон
Н h В -
Д16 АМг 670—680 665—670 117—124 60—75 220 220 70 70 350 350 С ПОДЛИВОМ » »
затора делают выпуклыми — примерно по 3—5 мм на сторону.
Малые грани слитков с целью снижения концентрации напря-
жений выполняют закругленными.
Глава II
ПОДГОТОВИТЕЛЬНЫЕ
ОПЕРАЦИИ
ПЕРЕД ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКОЙ
СЛЯБОВ
Технология горячей прокатки прочных алюминиевых спла-
вов (типа Д16 и В95) в значительной степени определяется слож-
ностью их фазового состава. При затвердевании сплавов обра-
зуется большое количество интерметаллических соединений,
причем компоненты и примеси соединяются не только с основой
сплава — алюминием, но и друг с другом.
Кристаллизация этих сплавов происходит в широком диапа-
зоне температур; при этом первым из расплава выпадает обед-
ненный твердый раствор, а низкоплавкие хрупкие интерметал-
лические соединения, нарушающие однородность слитка, вы-
падают в последнюю очередь и располагаются между ветвями
дендритов [3—5].
В областях, затвердевающих последними, т. е. на границах
кристаллитов, иногда появляются поры и пустоты. Если при
этом расплав содержал газы, то поры могут заполниться водо-
родом. Поры могут оказаться закрытыми со всех сторон, выход
газа из них будет невозможен, тогда в процессе деформации
они не заварятся и при термической обработке в листах могут
возникнуть пузыри.
Гомогенизирующий отжиг слитков необходим для снятия
напряжений, возникающих во время литья, и для устранения
внутрикристаллической ликвации, появляющейся при затвер-
девании.
Фрезерование поверхности необходимо для удаления ликва-
ционных наплывов, развивающихся при затвердевании вслед-
ствие наличия в составе сплавов легкоплавких фаз и эвтектик.
Плакирование чистым алюминием необходимо вследствие
того, что сложный фазовый состав создает в сплавах большое
количество гальванических микроэлементов. Под действием
агрессивных сред (влаги, морской атмосферы) начинается кор-
розия, сопровождающаяся быстрым снижением прочности.
С целью защиты от коррозии применяется плакирование слябов
чистым алюминием.
Необходимо строго контролировать температуру при на-
греве вследствие высокой чувствительности сплавов к пере-
греву. Перегрев вызывает оплавление низкоплавких эвтектик,
расположенных по границам зерен, что сопровождается обра-
зованием горячих трещин и резким падением механических
свойств изделий.
Отжиг с очень медленным охлаждением перед холодной про-
каткой необходим для укрупнения мелкодисперсных упроч-
няющих фаз, неполностью выпадающих в процессе горячей
обработки и вызывающих частичную закалку сплава.
Существует несколько вариантов технологии, предусматри-
вающих различную последовательность выполнения подгото-
вительных операций.
В табл. 9 приведено три варианта технологии подготовки
слябов из прочных сплавов алюминия, наиболее часто приме-
няемых на практике.
Из трех вышеуказанных вариантов технологии второй
требует минимума подготовительных операций. Для его осуще-
ствления необходим, однако, слиток, свободный от литейных
напряжений, который может выдержать холодную резку сразу
после литья. Если такой слиток не удается получить, то эта
технология дает повышенное количество отходов.
Последний из трех вариантов по сравнению с предыдущими
включает дополнительные операции: прогладку гомогенизиро-
ванного слитка, последующую роликовую правку и обязатель-
ное разделение операций гомогенизации и нагрева перед про-
каткой.
Третий вариант технологического процесса производства
листов из алюминиевых сплавов включает:
1. Подготовительные операции. Заготовками для прокатки
служат слитки, отлитые полунепрерывным методом, толщиной
от 200 до 300 мм, шириной от 900 до 1600 мм и длиной до
10 000 мм.
Несмотря на то что заводы при производстве листов при-
меняют слитки, отлитые прогрессивным методом полунепрерыв-
ного литья, их перед горячей прокаткой нужно подвергать го-
могенизации, прогладке, правке и фрезерованию, т. е. выпол-
нять подготовительные операции.
2. Плакирование (для сплавов Д1, Д16,.В95 и др.).
3. Нагрев.
4. Горячую прокатку сляба со сверткой полосы в рулон.
Например, сляб толщиной 200 мм за определенное число
ТАБЛИЦА 9. ТЕХНОЛОГИЯ ПОДГОТОВКИ СЛЯБОВ
И ИХ ГОРЯЧАЯ ПРОКАТКА
Варианты технологии
первый второй третий
1. Фрезерование 2. Наложение пла- кирующих планшет 3. Гомогенизирующий отжиг совместно с на- гревом перед прокаткой 4. Первая горячая прокатка на обжимном стане с толщины 200 мм до толщины 90 мм 5. Обрезка переднего и заднего концов по- лосы и резка на части 6. Подогрев сляба 7. Вторая горячая прокатка до толщины около 3 мм на черно- вом стане и отделочной многоклетевой линии 1. Холодная резка литого сляба на ча- сти с обрезкой кон- цов 2. Фрезерование 3. Наложение пла- кирующих планшет 4. Гомогенизирую- щий отжиг совместно с нагревом перед про- каткой 5. Горячая прокат- ка до конечной тол- щины 6 мм 1. Гомогенизирующий отжиг 2. Прогладка горя- чая на двухвалковом стане с незначительны- ми обжатиями с целью выравнивания больших граней перед фрезеров- кой 3. Правка горячая на роликовой правиль- ной машине 4. Горячая резка сля- ба на части с обрезкой концов 5. Фрезерование 6. Наложение пла- кирующих планшет 7. Нагрев перед про- каткой 1 8. Горячая прокатка до конечной толщины 6 мм и тоньше при наличии непрерывного стана
пропусков (в зависимости от сплава) прокатывается до тол-
щины 6 мм на одноклетевых реверсивных станах и до толщины
2,5—3,5 мм на многоклетевых станах.
5. Холодную прокатку горячекатаной полосы на требуемый
выходной размер с применением предварительного и проме-
жуточного отжигов. Схема обжатий выбирается в зависимости
от свойств прокатываемого металла и размеров полосы по ши-
рине и толщине. После этих операций рулоны поступают на
линию резки для разрезки на листы требуемой длины.
6. Термическую обработку листов в зависимости от состояния
поставки, например окончательный отжиг для состояния М
(мягкий) или закалку и старение для состояния Т (термически
обработанный, твердый).
7. Отделочные операции для твердых листов. Обычно они
включают правку на правильной машине, прогладку на двух-
валковом стане, правку на растяжной машине, окончательную
резку на нужный размер и, если требуется по состоянию по-
ставки, нагартовку.
8. Складирование, включающее промасливание листов и их
упаковку.
1. ГОМОГЕНИЗАЦИЯ СЛИТКОВ
Целью гомогенизации является уменьшение неоднородности
слитка по химическому составу и снятие остаточных термиче-
ских напряжений, возникающих при полунепрерывном литье
и резком охлаждении. В результате гомогенизации происходит
значительное возрастание пластичности слитка, что делает
его более пригодным для горячей прокатки.
Слитки, полученные методом непрерывного литья, подвер-
гаются горячей и холодной деформации, в процессе которой
радикальным образом изменяется структура и свойства полу-
фабрикатов. Тем не менее высокие и однородные структурные
и механические свойства слитков имеют большое значение.
Механические свойства слитков (в основном показатели пластич-
ности) определяют поведение их при деформации в горячем
состоянии. Высокие и стабильные по сечению сляба пластиче-
ские характеристики позволяют применять повышенные сте-
пени деформации и скорость при обработке, а также обуслов-
ливают снижение геометрических и технологических отходов
и повышение выхода годной продукции. Кроме того, чем выше
и однороднее пластические характеристики металла слитка,
тем благоприятнее распределение напряжений и тем меньше
расход энергии, затрачиваемой при прокатке.
В настоящее время о целесообразности гомогенизации как
в технической литературе, так и на заводах существует единое
мнение. Гомогенизация слитков сплавов Д1, Д16, В95 и других
марок является необходимой операцией технологического про-
цесса производства листов, улучшающей не только качество
слитков, но и обрабатываемость металла на всех последующих
операциях технологического цикла.
Гомогенизация осуществляется путем нагрева слитков до
температуры, близкой к линии солидуса (по диаграмме состоя-
ния данного сплава), длительной выдержки при этой темпе-
ратуре и медленного охлаждения.
Гомогенизацию выполняют, чтобы:
а) улучшить свойства слитков (повысить пластичность для
облегчения процесса деформирования);
б) улучшить качество полуфабрикатов (например, гомоге-
низация слитков из сплава АМц повышает механические свой-
ства и улучшает структуру отожженных листов);
в) уменьшить анизотропию механических свойств, возни-
кающую при прокатке;
г) снять внутренние напряжения;
д) повысить антикоррозионные свойства листовой про-
дукции.
В целом гомогенизация способствует получению более одно-
родного сплава. Однородность химического состава слитка опре-
деляет его поведение при дальнейшей обработке давлением,
а также физико-химические свойства готовых полуфабрикатов.
В структуре литого слитка (например, дюралюминия)
обычно имеются первичные кристаллы, представляющие собой
чистый алюминий или бедный компонентами твердый раствор,
их окружает сетка второй фазы или эвтектической смеси, состоя-
щей из нескольких фаз. Эта сетка резко снижает способность
металла к обработке давлением. Таким образом, как при литье,
так и при гомогенизации, предшествующих горячему деформи-
рованию, наблюдается нарушение сплошности этой сетки и
уменьшение количества свободных составляющих сплава.
Гомогенизация представляет собой сложный процесс. При
нагреве слитка и выдержке его при температуре гомогенизации
происходят:
а) процессы растворения, сопровождающиеся диссоциацией
химических соединений и отводом атомов металла путем диффу-
зии в глубь твердого раствора;
б) выравнивающие диффузионные процессы, уменьшающие
ликвацию элементов.
При охлаждении слитка, а в некоторых случаях и при его
нагреве имеет место процесс, приводящий к распаду твердого
раствора и к коагуляции и сфероидизации химических соедине-
ний, также сопровождающийся перемещением атомов металла,
т. е. процессом диффузии. Таким образом, диффузия лежит
в основе процесса гомогенизации.
К явлениям, сопровождающим процесс гомогенизации,
следует отнести: растворение фаз, распад пересыщенного твер-
дого раствора, коагуляцию и сфероидизацию структурных
составляющих сплава.
Основным является температурно-скоростной фактор: ско-
рость нагрева металла до необходимой температуры гомогени-
зации, температура гомогенизации, продолжительность гомо-
генизации и скорость охлаждения до окончания процесса.
Температура гомогенизации принимается всегда ниже темпе-
ратуры плавления данного неравновесного сплава. Температура
плавления неравновесного сплава характеризуется темпера-
турой плавления эвтектики, которая имеется в его структуре.
Если температура гомогенизации выше температуры плавления
эвтектики, то последняя образует жидкую фазу (эвтектика рас-
полагается между дендритными осями и по границам зерен);
при этом в сплаве могут обнаружиться следы пережога.
Выбор оптимальной температуры гомогенизации промышлен-
ных сплавов типа дюралюминий представляет большую слож-
ность, так как:
а) эти сплавы обычно характеризуются четверными диа-
граммами состояния;
б) примеси в сплавах оказывают влияние на температуру
плавления эвтектики;
в) условия затвердевания металла при литье оказывают
значительное влияние на обратную и внутрикристаллическую
ликвацию.
На практике температуру гомогенизации (верхний предел)
обычно устанавливают с помощью кривых охлаждения сплава
или путем последовательного подбора температур до начала
пережога (металлографически).
Полное протекание процесса гомогенизации, кроме темпе-
ратуры, определяется также и продолжительностью. Продол-
жительность гомогенизации зависит от температуры и ха-
рактера распределения составляющих сплава. Процесс гомо-
генизации также зависит и от величины зерна: чем меньше ве-
личина зерна, тем больше скорость диффузии.
Кроме того, на процесс гомогенизации оказывают влияние
плотность слитка, направление кристаллизации и т. д.
Производственная практика показала, что слитки из спла-
вов Д1, Д16, В95 и системы алюминий—магний необходимо
подвергать гомогенизации. Гомогенизация слитков из спла-
вов АМц и АВ применяется не всегда, хотя это и желательно.
По влиянию гомогенизации слитка на структуру и механи-
ческие свойства дюралюминия (Д16 и Д17) известна работа
С. М. Воронова [1]. Исходным материалом при проведении
этой работы были слитки размером 400x380x50 мм, отлитые
в чугунные изложницы. В результате проведенной работы
был установлен оптимальный режим гомогенизации для спла-
bob Д16 и Д17: температура 495±5° С, выдержка 18—24 ч.
Однако, например, относительное удлинение сплава Д16 в ли-
том состоянии в зависимости от продолжительности выдержки
(до 72 ч) изменялось от 0,5 до 1,5%, а при выдержке 18—24 ч
составляло 1,3%. Малые значения показателей пластичности
металла обусловливались низким уровнем техники литья слит-
ков (1938—1940 гг.).
На одном из заводов проведено исследование с целью опре-
деления роли гомогенизации (в процессе прокатки). При про-
катке негомогенизированных слябов выявились некоторые
особенности их поведения. Например, оказалось необходимым
повысить температуру начала горячей прокатки и сузить тем-
пературный интервал прокатки. Если оптимальная температура
прокатки гомогенизированных слябов сплава Д16 находится
в пределах 430—460° С, то для негомогенизированных слябов
эти пределы составляют 450—470° С; но и при таких темпера-
турах металл значительно окисляется. При температуре на-
чала прокатки 440° С негомогенизированные слябы в процессе
прокатки дают рваную кромку и раскрываются.
При невозможности проведения гомогенизации нужно по-
высить температуру отжига как горячекатаных, так и холодно-
катаных рулонов.
При закалке и отделочных операциях не наблюдается замет-
ного различия. Механические свойства листов, полученных из
негомогенизированных слябов, отличаются показателями проч-
ности, повышенными на ~20 Мн/м2 (~2 кГ/мм2), и показате-
лями пластичности, пониженными на 3—4% [2].
С целью выяснения влияния режимов гомогенизации на
свойства металла слитки сплавов типа дюралюминий отли-
вались методом непрерывного литья размером 200 X1400 X
Х5200—6010 мм (по действующим заводским режимам),. Отли-
тые слитки после охлаждения подвергались гомогенизации
в современных мощных отечественных электропечах с цирку-
ляцией воздуха [111.
В электропечах с воздушной циркуляцией были проверены
ранее известные режимы гомогенизации.
Механические свойства слитков испытывали в поперечном
к оси литья направлении на круглых образцах диаметром ра-
бочей части 8 мм в трех точках по толщине слитка. Испытания
образцов показывали, что предел прочности, предел текуче-
сти и относительное удлинение у края слитка выше, чем в сере-
дине.
Продолжительность гомогенизации оказывает большое влия-
ние на пластичность металла при небольшом изменении предела
прочности. Например, у негомогенизированных слитков из
сплава Д1 относительное удлинение равно 2,7%, а после го-
могенизации при 490° С с выдержкой 36 ч достигает 8%. У не-
гомогенизированных слитков из сплава Д16 относительное
удлинение равно 2,6%, а после гомогенизации при 490°С с вы-
держкой 36 ч 7,8%, т. е. повышается так же, как и у слитков
из сплава Д1, в два раза.
Слитки, гомогенизированные при 440—460° С, имеют отно-
сительное удлинение, очень близкое к наблюдающемуся у ли-
тых негомогенизированных слитков. Например, у негомоге-
низированных слитков из сплава Д16 относительное удлинение
равно 2,6%, а после гомогенизации при 440—460° С и выдержке
6 ч достигает 3,1%, т. е. повышается только на 12—20%.
Установлено, что увеличение времени выдержки при данных
температурах (400—460° С) до 36 ч почти не повышает относи-
тельного удлинения. Вполне удовлетворительные значения от-
носительного удлинения получены у слитков, гомогенизирован-
ных при температуре 500±5° С с выдержкой 6—12 ч.
При исследовании макроструктуры до и после гомогениза-
ции не установлено различия в разных зонах слитка. Исследо-
вание микроструктуры показывает четко выраженный эффект
гомогенизации, который заключается в исчезновении сплошной
сетки свободных составляющих сплава и переходе их в твердый
раствор. Из сравнения микроструктуры различных слитков
выявлено, что процесс диффузии составляющих в твердый рас-
твор зависит от температуры и продолжительности гомоге-
низации.
Гомогенизация, например, при 400° С с выдержкой 2 ч почти
не улучшает структуру сплавов Д1 и Д16. Гомогенизация при
440—460° С дает очень незначительное растворение химических
соединений. За счет частичного растворения химических соеди-
нений сплошность сетки в отдельных участках нарушается.
Этим объясняется незначительное увеличение пластичности
(на 12—20%) литого сплава Д16 после гомогенизации при 440—
460° С. Гомогенизация при 440—460° С незначительно изме-
няет микроструктуру литого сплава Д16 даже после выдержки
при этой температуре до 36 ч. Значительное уменьшение коли-
чества свободных составляющих у сплавов Д1 и Д16 становится
заметным после гомогенизации при температуре490° Сс’выдерж-
кой 12 ч. Дальнейшее ^увеличение продолжительности гомо-
генизации при 490° С сказывается на полноте диффузии состав-
ляющих в твердый’раствор и сфероидизации отдельных кристал-
литов, свободных составляющих сплава в местах стыка зерен.
При температуре гомогенизации 500° С благоприятная
тура как для сплава Д16, так и для сплава Д1 получается уже
при выдержке 6 ч. Дальнейшее повышение температуры и вы-
держки при гомогенизации приводит к возникновению значи-
тельных скоплений свободных составляющих сплава, что может
отрицательно влиять на пластичность.
Указанные изменения микроструктуры сплавов при гомо-
генизации являются одной из основных причин изменения ме-
ханических и пластических свойств сплавов Д1 и Д16 в литом
и деформированном состояниях.
Анализ механических свойств и структуры и наблюдение за
технологичностью металла при горячей прокатке позволяют
сделать вывод, что оптимальным режимом гомогенизации для
сплавов Д1 и Д16 является температура 500±5° С и выдержка
6—12 ч.
Исследование влияния режимов гомогенизации на свойства
и технологичность производства листов из сплавов Д1 и Д16
позволило сделать следующие выводы.
Гомогенизация улучшает качество металла на всех операциях
технологического процесса, значительно повышает прокаты-
ваемость металла при сохранении необходимых механических
свойств.
Применение этого режима гомогенизации, улучшая струк-
туру и свойства металла, позволяет применять повышенные
обжатия при горячем и холодном деформировании, сохраняя
высокие качества исходного металла.
Гомогенизация расширяет температурный интервал горячего
деформирования. Повышение температуры начала и конца го-
рячего деформирования положительно влияет на прокатывае-
мость металла. При этом максимально используется мощность
оборудования, сокращается цикл обработки и создаются пред-
посылки для ликвидации отжига перед холодным деформирова-
нием.
Гомогенизация значительно снижает температуру начала
рекристаллизации сплавов Д1 и Д16. Например, гомогенизация
при 490° С с выдержкой 36 ч снижает температуру рекристал-
лизации сплава Д1 на 35 град и сплава Д16 на 75 град по срав-
нению с негомогенизированным состоянием.
Режим гомогенизации слитков сплавов Д1 и Д16 при тем-
пературе 500±5 °C и выдержке 6—12 ч обеспечивает вполне
удовлетворительные пластические свойства металла от слитка
до готового листа.
Применение указанного режима обеспечивает:
1) значительное повышение пластичности листового металла
(относительное удлинение негомогенизированных слитков
сплава Д16 равно 2—2,5%, а гомогенизированных при темпе-
ратуре 500±5 °C 6—8%); это позволяет прокатывать слябы
с большими обжатиями за пропуск и сократить число пропу-
сков при горячей прокатке без увеличения мощности оборудо-
вания;
2) гомогенность структуры и более равномерные механи-
ческие свойства по сечению слитка;
3) повышение пластичности металла после горячей прокатки
(относительное удлинение горячекатаной полосы из негомоге-
низированных слитков сплава Д16 равно 6—8%, а из гомоге-
низированных при температуре 500±5 °C 13—14%);
4) повышение относительного удлинения после горячей про-
катки и отжига до 18—21 %, что позволяет применять большие
обжатия по пропускам при холодной прокатке и увеличить
степень деформации между отжигами;
5) повышение механических свойств готовых листов во всех
состояниях поставки;
6) расширение температурного интервала горячей про-
катки. При проведении опытной работы выявлены хорошие экс-
плуатационные характеристики электропечей с воздушной цир-
куляцией отечественной конструкции. Эти печи обеспечивают
высокую скорость нагрева металла и равномерность распределе-
ния температуры в рабочем пространстве печи (максимальное
отклонение температуры составляет ±5 град). Нагрев металла
в воздушном потоке полностью исключает окисление поверх-
ности слитков.
Рекомендуемые режимы гомогенизации слитков по В. А. Ли-
ванову приведены в табл. 10.
ТАБЛИЦА 10. РЕЖИМЫ ГОМОГЕНИЗАЦИИ СЛИТКОВ
ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ ЛИСТОВ
(по В. А. Ливанову)
Сплав Режим гомогенизации Сплав Режим гомогенизации
А1 550—570° С, 12^ АМгЗ 465—480° С, 10 ч
АМц 600—620° С, 12 ч АМг4 465—480° С, 10 ч
Д16 500—515° С, 10 ч МАг5В 465—480° С, 10 ч
Д19 500—515° С, 10 ч АМгб 445—460° С, 12 ч
Д1 500—515° С, 10 ч АМгб 445—460° С, 16 ч
А Кб АПБА 445—460° С, 16 ч
АВ 515—530° С, 14 ч
2. ПРОГЛАДКА, ПРАВКА, РАЗРЕЗКА
И ФРЕЗЕРОВАНИЕ СЛЯБОВ
Прогладка необходима для выравнивания поверхности слит-
ков, ликвидации разнотолщинности, воздействия на поверх-
ностные дефекты и тем самым обеспечение минимально возмож-
ного съема металла при последующем фрезеровании.
Ликваты на поверхности слитков служат помехой и затруд-
няют качественную приварку планшетов, а при последующей
обработке могут вызвать диффузию ликвирующих компонентов
(Си, Mg) в плакирующий слой, что понижает коррозионную
стойкость листа. В сплаве Д16 ликваты имеют следующий хи-
мический состав: 2,0% Си, 2,5% Mg и 1% Si. При горячей
прогладке (1-й горячей прокатке) пластичность ликватов повы-
шается, но твердость их выше твердости основного металла.
В процессе деформации ликваты измельчаются и внедряются
в основной металл.
При литье в прямоугольный кристаллизатор происходит
неравномерная усадка слитка. В средней части слитка усадка
больше, чем по краям.
При литье широких и длинных слитков может иметь место
некоторый поворот слитка относительно его оси.
В процессе прогладки разнотолщинность слитка устра-
няется, так как обычно применяемые обжатия достаточны для
ликвидации линейной усадки слитков.
Обычно применяют следующие технологические режимы
процесса прогладки: а) температура слитков сплавов Д1, Д16
400° С, АМгЗ, АМг5 460—470° С; б) температура валков
40—60° С; в) прогладку производят в 3—7 проходов с абсолют-
ным обжатием за каждый проход 1—2 мм.
Характерной особенностью процесса прогладки является
то, что очень малому обжатию подвергаются сравнительно
толстые слитки (200—300 мм) с литой малопластичной структу-
рой. На основании результатов исследования влияния степени
обжатия за пропуск на характер течения металла [2] установ-
лено, что такое незначительное обжатие за один пропуск и сум-
марное за прогладку вызывает значительную неравномерность
распределения деформаций по высоте сляба. При таком обжа-
тии в процессе горячей прогладки происходит деформация
исключительно только в поверхностных его слоях, вызывая
неравномерное распределение напряжений по высоте сляба.
Можно считать, что при таких условиях деформации прогладка
не улучшает пластические свойства металла, а ухудшает.
В результате исследования процессов прогладки и правки
12, 11 ] установлено, что операцию прогладки и правки вполне
удовлетворительно можно выполнить на правильной машине
при условии получения из литейного цеха слитков строго пря-
моугольной формы и с минимальными по величине ликватами.
Правка слитков на отечественных девятивалковых правиль-
ных машинах обеспечивает по-
лучение качественных слябов
без применения операции про-
гладки.
После правки слябы из спла-
вов Д1, Д16, В95, АМгЗ и др. об-
разают и разрезают с помощью
дисковой пилы. Операции обрез-
ки и разрезки выполняют в зави-
симости от принятого техноло-
гического процесса. Например,
при прокатке слитка в попереч-
ТАБЛИЦА 11. ДЛИНА
СЛЯБОВ В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ ШИРИНЫ ЛИСТОВ
Ширина готовых листов мм Длина слябов, мм
Д1. Д16 АМгЗ, АМг5
1200 1310 1330
1500 1610 1630
2000 2110 2130
ном направлении длина разре-
занных слябов зависит от ширины горячекатаной полосы(табл .11).
Для разрезки слябов обычно применяют быстроходные ди-
сковые пилы с подвижной рамой.
Ликвационные наплывы должны быть удалены с поверх-
ности слябов, для чего слябы подвергают сплошной двусто-
ронней фрезеровке со снятием с каждой стороны слоя толщиной
3—10 мм в зависимости от химического состава сплава.
Слябы прочных плакируемых сплавов обычно фрезеруют
на глубину 5—10 мм, слябы пластичных неплакируемых спла-
вов — на глубину 3—5 мм.
Возможно фрезерование при высоких скоростях, достига-
ющих 1000—2000 м!мин с подачей 0,1—0,4 мм.
Фрезерованные слябы имеют обычно следы от инструмента,
не превышающие глубину 0,1 мм, что достаточно для последу-
ющего качественного плакирования.
Эти особенности алюминиевых сплавов объясняются их
сравнительно невысокой прочностью и твердостью, а также
большой теплопроводностью, в результате чего режущий ин-
струмент мало нагревается при работе.
При фрезеровке неплакируемых сплавов фрезу охлаждают во-
дяной эмульсией, тогда как слябы из твердых алюминиевых спла-
вов, подвергающиеся плакированию, обычно фрезеруют всухую.
Для фрезеровки слябов используют специальные торце-фре-
зерные станки с горизонтальным или вертикальным шпинделем.
Наиболее широкое распространение в промышленности по-
лучили горизонтально-шпиндельные станки.
Глава III
ЭЛЕМЕНТЫ
ТЕОРИИ ПРОКАТКИ
В ГЛАДКИХ ВАЛКАХ
Отечественными и зарубежными учеными всегда уделялось
большое внимание теоретическому и экспериментальному изу-
чению характера распределения скоростей движения металла,
деформаций и напряжений при прокатке, что объясняется
научной и практической важностью этого вопроса. Знание за-
конов пластической деформации и природы физико-механиче-
ских процессов, протекающих в металле при прокатке, необхо-
димо как при проектировании и эксплуатации прокатных ста-
нов, так и при выборе наиболее рационального технологического
процесса обработки. Благодаря исследованиям отечественных
ученых, изучавшим характер деформации металла, представ-
ления о механизме пластической деформации при прокатке
являются достаточно полными.
Ведущим научно обоснованным направлением в этом во-
просе является комплекс исследований, проводимый под руко-
водством А. И. Целикова [13, 18, 20, 22]. Необходимо также
отметить исследования Т. М. Голубева [23, 24], М. Л. Заро-
щинского [25], А. П. Чекмарева [55], И. Л. Перлина [27]
и др. [12, 15—17].
Исследование [30] процесса продольной прокатки произво-
дилось методом киносъемки и совместно с И. И. Ивановым
[31 ] методом рекристаллизованного зерна.
Из слябов сплавов Д16 и АМц горячей прокаткой получали
заготовки толщиной 15, 30 и 150 мм, из которых вырезали
образцы 15X25X150, 30x60x250, 30x90x250 и 150Х800Х
Х1100 мм для опытной прокатки. Прокатка проводилась на
лабораторных станах с диаметром рабочих валков 70, 245
и 380 мм и на промышленном четырехвалковом стане с диаме-
тром рабочих валков 700 мм с киносъемкой координатной
сетки, нанесенной на боковую поверхность образцов.
Для определения величины деформации проводились за-
меры деформированной координатной сетки с одновременным
замером координат по осям х и у, что позволяло одновременно
производить замер скоростей движения металла.
Протяженность зоны прилипания определялась замером
расстояний между рисками на боковой грани заготовок и на
торцевой поверхности валков.
Метод киносъемки, применяемый для исследования про-
цесса прокатки, имеет следующие преимущества: фиксирует
кинематику процесса деформации во времени, обеспечивает воз-
можность применения для исследования промышленных спла-
вов, а также позволяет исследовать деформацию металла при
прокатке в лабораторных и производственных условиях.
Метод «рекристаллизованного зерна» заключается в том, что
образцы, вырезанные из холоднокатаной полосы и отожженные
при температуре рекристаллизации, прокатываются с затор-
маживанием в валках, после чего производится рекристалли-
зационный отжиг и изучается характер распределения макро-
структуры по сечению образцов в очаге деформации.
Для исследования влияния степени обжатия на распро-
странение деформации в геометрическом очаге и за его преде-
лами заготовки из алюминия прокатывались в горячем состоя-
нии при обжатии с 200 до 50 мм. Затем заготовки разрезались на
темплеты 50x65x300 мм, которые в холодном состоянии про-
катывались с 50 до 30 мм. Из полученных полос вырезались
образцы размером 30x30x220 мм.
Образцы, деформированные с обжатием 50%, отжигались:
1) при температурах 550 и 570° С с выдержкой 2ч\ 2) при темпера-
туре 570° С с выдержкой 20, 40, 50, 60 мин, 1,5 ч и 10 ч.
Опыты позволили установить, что рекристаллизация при
температуре 570° С и выдержке 1,5 ч наиболее четко выявляет
структуру металла, причем при этой выдержке размер зерна
почти не отличается от получаемого после отжига в течение 10 ч.
Прокатка производилась на станах с диаметром валков
290, 420 и 810 мм.
Применялись степени деформации от 0,5 до 80%, причем
до суммарного обжатия в 10% прокатка производилась с на-
растающими обжатиями через 1%.
К преимуществам метода рекристаллизованного зерна можно
отнести следующие: структурные изменения, возникающие
в процессе прокатки металлов и сплавов, дают истинную кар-
тину распределения деформаций; становится возможным изу-
чать явления, происходящие на боковой грани и в различных
сечениях деформируемого металла.
Рис. 4. Распределение деформации в зависимости от величины обжатия, %,
при прокатке образцов алюминия на стане с диаметром валков 300 мм
(метод рекристаллизованного зерна):
а — 0,66; б — 1; в — 2; г — 3; д — 4; е — 5; ж — 6; з — 7; и — 8; к — 9;
л — 10; м — 20; н — 30; о — 40; п — 50; р — 60; с — 70; Г — 80
а 8 в г д е
Д/7 0/ ho '° 2.8 6.7 12,2 18,9 20,Ь 25,3
hep 0.3 0,Ь5 0.6 0,92 1,0 1,25
Рис. 5. Эпюры распределения деформаций по высоте сечения сляба из
сплава Д16 при горячей прокатке с разными обжатиями и раз-
личным отношением -т~
Исследования процесса продольной прокатки методами
киносъемки и рекристаллизованного зерна при условии
значительной ширины полосы по сравнению с длиной дуги
захвата и ее высотой позволили сделать следующие основные
выводы:
1) реальный процесс прокатки сопровождается неравно-
мерным распределением скоростей движения металла по по-
перечно-вертикальным сечениям в очаге деформации. Неравно-
мерное распределение скоростей начинается еще до входа ме-
талла в зев валков и оканчивается за плоскостью, проходящей
через центры валков. Характер неравномерности распределения
скоростей движения металла зависит от условий деформации
(степени обжатия за проход, коэффициента трения на контакт-
ной поверхности, скорости прокатки, отношения длины дуги за-
хвата к средней толщине сляба);
2) пластическая деформация, так же как и скорости движе-
ния металла, распределяется в очаге деформации неравномерно
в зависимости от условий прокатки (рис. 4, 5);
3) установлены границы фактического очага деформации
в зависимости от степени обжатия, скорости прокатки и коэф-
фициента внешнего трения (рис. 6, 7);
4) протяженность и положение зоны прилипания зависят
от условий деформации (рис. 8);
Геометрический
Очаг деформации
-0.05м/сек
г* 6,77.
Сухие балки
£--16.97.
Фактический
очаг деформации
=0,10м/сек Геометрический I
очаг деформации
Смазка веретенным маслом
Фактический
очаг деформации
'= 0,30м/сек Геометрический
очаг деформации
£--2537.
Фактический
очаг деформации
. 6. Влияние степени обжатия, скорости прокатки и смазки на протя
женность фактического очага деформации (метод киносъемки
Рис. 7. Структура алюминиевого сляба (120Х620Х 1300мм), про-
катанного на четырехвалковом стане с диаметром рабочих
валков 700 мм (метод рекристаллизованного зерна)
Валки су кие
Рис. 8. Протяженность и положение зоны прилипания в зависимости
от условий прокатки (метод киносъемки)
5) установлена протяженность зон затухания пластической
деформации до входа и после выхода металла из валков в за-
висимости от условий прокатки.
Закономерности распределения пластической деформации
при прокатке, полученные методом киносъемки, хорошо со-
гласуются с результатами исследования, полученными методом
рекристаллизованного зерна. Результаты исследования под-
тверждают правильность основных принципиальных положений
современной теории процесса прокатки, разработанной А. И. Це-
ликовым 154].
Проведенные исследования течения металла в фактическом
очаге деформации при прокатке с применением методов скоро-
стной киносъемки и рекристаллизованного зерна, а также ре-
зультаты большого количества теоретических и эксперимен-
тальных исследований других авторов позволили определить
закономерности в распределении скоростей и напряжений
в реальных условиях прокатки промышленных сплавов. Рас-
смотрение ведется при условии, что полоса имеет значительную
ширину по сравнению с длиной дуги захвата и высотой; влия-
нием уширения пренебрегаем.
1. СКОРОСТИ И НАПРЯЖЕНИЯ
В ПРОКАТЫВАЕМОМ МЕТАЛЛЕ
Эпюры распределения скоростей движения металла, пред-
ставленные на рис. 9, соответствуют случаю прокатки при от-
ношении длины дуги захвата к средней высоте сечения Z : hcp >>
> 1, когда деформация сжатия распространяется по всей высоте
сечения.
Фактический очаг деформации
Иг VB
Зона
возбуждения
Зона
отставания
Зона Зона
опережения затухания
Рис. 9. Эпюры распределения скоростей движения металла при / : /zcp> 1'
vK — скорость металла в наружном (контактном) слое; vQ — скорость ме-
талла в середине полосы; va — окружная скорость валков; v* — горизон-
В в
тальная составляющая окружной скорости валков; — вертикальная
составляющая окружной скорости валков
Фактический очаг деформации разделен на пять участков,
из которых три средних находятся в зоне контакта полосы
с валками («контактная» деформация) и два крайних вне этой
зоны («внеконтактная» деформация). Эпюры наглядно показы-
вают неравномерность распределения скоростей движения ме-
талла по высоте любого вертикального сечения во всех зонах.
Зона возбуждения или возникновения неравномерности ско-
ростей (сечение 2) расположена до геометрического очага де-
формации, когда полоса еще не попала в валки. При захвате
полосы обжатие охватывает только поверхностные слои. Это
приводит к возникновению неравномерности распределения ско-
ростей по вертикальным сечениям (цк >> ц0).
В зоне отставания (сечения За, 36) разность скоростей по-
верхностных и внутренних слоев увеличивается. Более быстрое
движение поверхностных слоев начинает распространяться
внутрь металла, причем на контактной поверхности скорость
металла меньше скорости валков (vb > > Vo), т. е. наблю-
дается скольжение (отставание) металла по отношению к валкам»
Зона прилипания (сечение 4) охватывает в основном поверх*
ностный (контактный) слой, который как бы выжимает вну-
тренние слои, образующие опережающий поток металла. В зоне
прилипания скорость движения металла равна окружной ско-
рости валков, т. е. скольжение отсутствует (vK = vB\ vQ > vK).
При пересечении кривых ик и цв скорость движения всего
вертикального сечения прокатываемой полосы одинакова.
Опережающий поток внутренних слоев металла постепенно
увлекает за собой промежуточные и поверхностные слои, и в зоне
опережения (сечение 5) скорость поверхностных слоев металла
больше окружной скорости валков (цк > Vb), т- е- наблюдается
скольжение металла относительно валков.
За геометрическим очагом деформации скорость опережения
(по А. И. Целикову)
v = (s + 1) vB (1)
или
V = VB cos Y, (2)
где s — конечное опережение (относительная величина);
hH — высота нейтрального сечения металла;
у — нейтральный угол.
В зоне затухания (сечение 6) неравномерность движения
металла постепенно уменьшается, а полное выравнивание ско-
ростей (v0 = vK) наступает за зоной затухания (по направлению
прокатки).
Объем прокатываемого металла, проходящий через любое
сечение за 1 сек, должен быть постоянным:
hxP
V = /zHvH = У Vxdy ^х^хср, (3)
-hxP
где hx — высота сечения х;
uxcp — средняя скорость движения сечения х;
Л1 и — высота сечения и скорость металла после пропуска
полосы.
Рассмотрим характер распределения скоростей движения
металла по вертикальным сечениям прокатываемой полосы
в фактическом очаге деформации.
Для всех сечений принимаем прямоугольную систему ко-
ординат: ось х — в направлении прокатки, ось у перпенди-
кулярна направлению прокатки.
1. В сечении 1 (до фактического очага деформации) скорость
движения металла по всему сечению одинакова, т. е.
vx = Vo- (4)
2. Для эпюр зоны возбуждения (сечение 2) характерны па-
раболические кривые распределения скоростей движения ме-
талла по вертикальному сечению, т. е.
vx = Vo + ky\ (5)
где k — коэффициент параболы, который можно выразить через
скорость vK на контактной поверхности.
Подставив вместо текущей скорости скорость vK, получим
VK = VO+ k (6)
\ Ал J
откуда
^к —
hl
В зоне возбуждения сх = + 0,0008 у2.
3. Для эпюры зоны отставания (сечение За) характерна
также параболическая кривая
vx = »о + ky*. (8)
Частное уравнение будет иметь вид
vx = v0 + 0,0016 у2.
Для эпюры в сечении 36 характерна синусоидальная кривая
типа
(9)
где А — максимальная амплитуда скорости.
Частное уравнение для этого сечения имеет вид
vx =(^o + 6) + 6sin (у-------------
Амплитуда в этом уравнении А = 6, пределы интегрирования
от —л до л.
Выразим амплитуду А через контактную скорость движения
металла:
vK = (v0 + А) + A sin (t/np — -f-).
откуда
^К — ^0___________
/ Л \ ’
1 ( //пр-----)
(10)
где упр — предельное значение у (в рад), соответствующее ве-
личине hJ2.
Таким образом, для данного сечения
vx = (п0 + Л) — A cos у (11)
и
Ок —Р»
1 — COS Упр
(12)
В частном решении
vx = (^о + 6) — 6 cos у.
4. Для эпюры в сечении 4 кривая представляется двумя
уравнениями:
а) в зоне прилипания
vx = Пк. (13)
Область определения данного уравнения от —hx!2 до гра-
ницы прилипания в нижней половине полосы и от границы при-
липания в верхней половине полосы до +Лх/2;
б) в середине полосы
vx = (о0 — Л) + Л cos У- О4)
Находим амплитуду А через ик аналогично предыдущему:
Л „ vo vk /1К\
1— cos//пр ’ (15)
гДе Упр — предельное значение, соответствующее расстоянию
от начала координат до границы зоны прилипания.
Пределы интегрирования этого уравнения — от границы
зоны прилипания в нижней половине полосы до границы зоны
прилипания в верхней половине.
Частные уравнения для эпюры в сечении 4:
а) в зоне прилипания vx = vK, пределы интегрирования
от —Лг/2 до —0,285 hx и от 0,285 hx до h J2;
б) в середине сечения полосы vx = (у0 — 4,5) + 4,5 cos у,
пределы интегрирования от—л до л, где л соответствует 0,285 hx.
5. Эпюра скорости в зоне опережения (сечение 5) имеет вид
параболы vx = а0 — ky2.
Частное уравнение
vx = у0 — 0,005 у2. (16)
6. Для эпюры в зоне затухания (сечение 6), как и в зоне
опережения, зависимость vx = f (у) параболическая, а частное
уравнение
vx = vQ - 0,0045 у2. (17)
Для эпюр зон опережения и затухания коэффициент k оп-
ределится из уравнений
vK^v.-k (18)
\ мг /
k = 4
Vo — VK
hi
At
7. В сечении 7 за фактическим очагом деформации скорость
движения металла по вертикальному сечению постоянна, т. е.
(19)
Уравнения в общем виде для скоростей движения металла при
соотношении /: Аср > 1 сведены в табл. 12.
Эпюры распределения скоростей, приведенные на рис. 10,
соответствуют случаю прокатки при отношении I : Лср <0,5,
когда деформация сжатия распространяется не на все сечение
полосы»
ТАБЛИЦА 12. УРАВНЕНИЯ СКОРОСТЕЙ ДВИЖЕНИЯ МЕТАЛЛА
ПРИ СООТНОШЕНИИ I : Я > 1 (рис. 9)
ср
Сечение Формула Пределы интегрирования
у Vx = Vq От — hx/2 до hx/2
2 Vx = Vo + ky2 То же
За Vx = Vo + ky2 »
36 Vx=(vo+A) — A cos у »
Продолжение табл. 12
9 Сечение Формула Пределы интегрирования
4 а) Vx = VK> б) vx — (v0—А) + A cosy От —hx/2 до границы зоны прилипания в нижней части сечения и от границы зоны прилипания в верхней части до 4-Лх/2 Между границами зон при- липания в нижней и в верх- ней частях сечения
5 vx = fo—ky* От —hx/i до hx/2
6 vx = VO + ky2 То же
7 Vx = Vi »
Фактический очаг деформации, как и в первом случае
(см. рис. 9), разделен на пять участков. Характерная особен-
ность эпюр — повышенная скорость металла в промежуточных
слоях. Такое соотношение скоростей сохраняется на участке
от зоны отставания до плоскости выхода металла из валков.
Уравнения в общем виде для случая I : /гср <0,5 сведены
в табл. 13.
Из таблицы видно, что для сечений 1—3, 4а и 7 уравнения
в общем виде и пределы интегрирования такие же, как. в пре-
дыдущем случае (см. табл. 13); в уравнении для сечения 46 из-
меняются знаки, а в сечениях 5 и 6 уравнения выражают сину-
соидальный характер эпюр (как и в сечении 46).
Частные уравнения эпюр и пределы интегрирования для
соотношения /: Аср <0,5 приведены в табл. 14.
Таким образом, кривые распределения скоростей движения
металла по вертикальным сечениям листа при прокатке соот-
ветствуют уравнениям трех видов:
а) уравнение прямой
vx = vx = vK1 vx = Clf,
б) уравнение параболы
vx = v0 ± ky2;
в) уравнение кривой синусоидального типа
vx = (v0 ± А) + A cos у.
ТАБЛИЦА 13. УРАВНЕНИЯ СКОРОСТЕЙ ДВИЖЕНИЯ МЕТАЛЛА
ПРИ СООТНОШЕНИИ I :h < 0,5
Сечение Формула Пределы интегрирования
у VX = ^0 От —hx/2 до hx/2
2 Vx = Яо + ky* To же
За Vx = Vo + ky* »
36 vx = (v0—Л)—A cos у »
4 a) vx = oK; X 6) vx = (о0+Л)—A cosy От —hx/2 до границы зоны прилипания в нижней части сечения и от границы зоны прилипания в верхней части до +Лд/2 Между границами зон при- липания в верхней и нижней частях сечения
5 vx = (vo+Л)—Л cos у От — hx/2 до hx/2
6 vx = (Vo+Л)—A cos у То же
7 VX= Vi »
ТАБЛИЦА 14. УРАВНЕНИЯ ЭПЮР СКОРОСТЕЙ
И ПРЕДЕЛЫ ИНТЕГРИРОВАНИЯ ПРИ СООТНОШЕНИИ I: h < 0,5
Сечение Уравнение и пределы интегрирования
2 vx = ^о4-О,ООО65г/2 (от — hx/2 до hx/2)
За vx = уо+0»001 у2 (от — hx/2 до hx/2)
36 vx — (Уо+7,8)—7,8 cos у (от —л до л = hx/2)
4 a) vx — vK (от —hx/2 до —0,375Ах и от +375 hx до Лх/2); б) vx = (у0+3) —3 cos у (от —л до л; угол захвата л соот- ветствует высоте 0,375ftx)
5 vx ~ (^о+5) —5 cos у (от —л до л hx/2)
6 vx — (Уо+2,8)—2,8 cos у (от —л до л — hx/2)
7 Vx = V1 (от —hx/2 №3 hx/2)
Найдем выражение скорости в середине полосы в зависимости
от скорости металла в контактном слое vK.
В уравнении параболического типа vx = v0 + ky2 коэф-
фициент
k = 4
У к — t'o
Л2
х
Подставив это
М2
значение в уравнение
(13), получим
4(Ук —
/г2
«•V
у2 dy = hiVi,
v0 = 1,5 vr — 0,5ок,
(20)
где Vi — скорость движения металла за очагом деформации;
h± — высота сечения полосы после пропуска (минимальное
расстояние между валками).
Аналогично для параболического уравнения, где
vx = v0 — ky2,
h. — 4 VQ — VK
h2 ’
X
получим
Лх/2
f Vo--------4 (г,°АГ Vk)- yz dy = hjVi,
L * J
v0= 1,5-A- vi-0,5vK. (21)
Таким образом, для уравнений вида vx = v0 ± ky2 зави-
симость v0 от vK одинакова. Согласно уравнению (1), скорость
Vi можно заменить через окружную скорость валков vB,
тогда
У1 = (s + 1) vB;
Vq see 1,5
hl
hx
(s+ 1) vB — 0,5wK.
(22)
Найдем зависимость скорости движения металла в середине
полосы, когда кривая выражается уравнением синусоидального
типа
Vx = (v0 + Л) — A cos у.
В общем случае, когда интегрирование ведется в пределах
от —ал до ал (—hx/2; hx/2)
Vk — a0 .
1 — cos an ’
Vk — Vq
1 — cos an
v
vK — Щ
cos y;
1 — cos ал ’
(23)
-hxP
Отсюда
Vk — Vq
1 — cos an
Vk — Vq
1 — cos an
h
пх р
2ап J
—ап
V1
v0 = —
hi ,, ч .
-7-^(1’— cos ап) ап — vKan + sin ап
а*
sin ал — an cos an
(24)
По этой формуле найдем решения для сечений 36 (см. рис. 9 и 10)
и 6 (см. рис. 10). Для этих сечений а = 1. Тогда
Vi (1 — cos ап) л — икл + vK sin л
"х
о —
sin л — л cos л
v0 = 2
hi
~h7V1~~VK
или
0 hi
Для сечения 5 (см. рис. 10) а = 3/2 и
3
hi
VK----ir
K hv
Найдем формулу для v0 в случае распределения скоростей
движения металла по уравнению
В общем случае при интегрировании в пределах от —ал до ал
(- V2; hx/2)
^Q—
1 — cos ал
Ук— Щ
1 — cos an
х
uK — u0
7—------COS y,
1 — cos ал
т. е. получено уравнение, аналогичное уравнению (23), которое
легко преобразуется в уравнение (24).
Таким образом, формула (24) справедлива для распределе-
ния скоростей движения металла по вертикальным сечениям
полосы, выраженных уравнением синусоидального типа с пре-
делами интегрирования от —ал до ал (—Ах/2; hx!2).
Найдем зависимость скорости от vK в случае распределе-
ния скоростей движения металла по двум уравнениям: vx =
= vK (в зоне прилипания) и vx = (vQ ± Л) =й A cos у (в се-
редине полосы). Используя данные, полученные для скорости
в середине полосы, получим
М2 hx/2
[ vKdyf к~~ \ dy —
J к । j \ о 1 1 — cos ал /
~hxP
^к— Рр
1 — cos ал
г aJZ
2отГ J COSZ/dt/=y1/l1,
—arc
где hx — расстояние от границы нижней зоны прилипания до
верхней;
hr — высота сечения;
ал — расстояние hx, выраженное в радианах.
Отсюда
^кЬ'Х I 1 /1 \ I I
—/-----г ук ял (1 — cos ял) + и^ал + vк sin ал
sin ал — ал cos ал
Частные решения относительно будут:
а) для сечения 4 по рис. 9
= 7 -j- Vi — 6vK;
б) для сечения 4 по рис. 10
vQ = 5,34 ----4,34^к.
0 ’ hx > к
Таким образом, все кривые, описывающие скорости движения
металла в очаге деформации, можно выразить уравнением вида
vx (v0 + А) — A cos у,
(26)
где А— максимальная амплитуда скорости, которая в зависи-
мости от сечения принимает знак плюс или минус, а при
одинаковой по высоте сечения скорости равна нулю.
Для нахождения амплитуды А необходимо знать пределы ин-
тегрирования в каждом сечении, которые в свою очередь зави-
сят от условий прокатки.
Силы трения между валками и прокатываемой полосой вы-
зывают неравномерность в распределении напряжений по вы-
соте сечений полосы, а напряжения определяют характер рас-
пределения скоростей движения металла. Таким образом, ско-
рости и напряжения в прокатываемой
На рис. 11 дана схема процесса
прокатки. Определим среднюю ско-
рость прокатываемого металла:
полосе взаимосвязаны.
^хср^х v±h
(27)
после
V
где £4 — скорость металла
/11
а
пропуска;
— высота сечения полосы
после пропуска;
— радиус валка;
— угол захвата.
В формуле (27) переменной вели-
чиной является угол а, т. е. ухср —
Рис. 11. Схема процесса про-
катки:
hx — высота рассма-
триваемого сечения;
г — радиус валков
Величина угла а зависит от горизонтальной проекции дуги
захвата х:
cos а
X2
тогда
^хср
С1Л1
При известном характере распределения скоростей движения
металла по вертикальным сечениям можно определить напряже-
ния в прокатываемой полосе.
Нас интересуют напряжения по направлению прокатки, т. е.
<т3. При суммировании этих напряжений по высоте сечения по-
лучим
hxP
2 $3 = ^хср^л*
Неравномерность распределения напряжений по высоте се-
чения вызывает неравномерность скоростей. Там, где меньше
сопротивление движению металла, скорость будет увеличи-
ваться быстрее, т. е. будет максимальное ускорение.
Среднему напряжению ахср соответствует среднее ускорение
_ ^хср /____________^1^1______V .
ХСР dt \/?i + 2r(l — cos а) / ’
sin а
[hi + 2r (1 — cos а)]3 cos а ’
При дальнейшем анализе перед обозначением напряжения сжатия
будем ставить минус, а перед напряжением растяжения—плюс.
Напряжениям, меньшим среднего напряжения, будут со-
ответствовать ускорения движения металла, большие среднего
ускорения:
-+• <*3 + $хср О И > ^хср*
или
Напряжениям сжатия, большим среднего напряжения, бу-
1
d
•I
"fl
1
s
•
дут соответствовать ускорения, меньшие среднего ускорения:
если — о3 — (—oxeD) < 0 или — о3 + oXCD < О, то .
а \ хер/ а । хер \ > dt dt
Если —О3 — —Ох £р
ствующие ускорения
или +о3 = +<гхср, то равны и соответ-
dvx dvx ср
dt dt 9
oyge деформации
Puc. 12. Схема распределения напряжений при / : /icp> 1
7^
Рис. 13. Схема распределения напряжений при I : Лср < 0,5
Таким образом, можно решить и обратную задачу: зная за-
кон распределения скоростей по сечению, построить эпюру рас-
пределения напряжений:
1) если ------_^хср = 0 или ах — dXCD = О,
7 at at х лер »
то напряже-
ние равно среднему напряжению сжатия, т. е. —о3 =—о
хср>
2) если —-ту
' dt
—f,cg- > 0 или ах — аХСр < О
dt х хер
жение сжатия будет больше среднего напряжения
, то напря-
сжатия, т. е.
3) если
^херь
dvx dvxcp
dt
dt
О или ах — ахср > О
то напряже-
ние растяжения и напряжение сжатия меньше среднего на-
пряжения сжатия, т. е. [—о3] < [—охср].
Для нахождения значения среднего напряжения сжатия
можно использовать следующую формулу:
2k v\hX sin а
^хср ~
g [Л1 + 2г(1 — cos a)]3 cos а ’
где 2k — сопротивление деформированию прокатываемого ме-
талла;
— средняя скорость сечения полосы на выходе из валков;
hr — высота сечения полосы после прохода;
г — радиус валков.
Рассмотрение напряжений в сечениях полосы при Z : Аср <
<0,5 и Z : йср > 1 позволило построить схемы распределения
напряжений (рис. 12 и 13).
На основании изложенного неравномерность распределения
скоростей движения металла, деформаций и напряжений по вы-
соте сечений прокатываемой полосы следует считать законо-
мерностью процесса прокатки.
2. О НЕРАВНОМЕРНОСТИ
ДЕФОРМАЦИИ ПРИ ПРОКАТКЕ
В литературе опубликовано большое количество результатов
исследований, подтверждающих теоретически и эксперимен-
тально, что пластическая деформация распределяется внутри
деформируемого металла неравномерно.
Изучение неравномерности высотной и продольной деформа-
ции в неразрывной связи с неравномерностью поперечной де-
формации в зависимости от условий прокатки и причин, вызыва-
ющих эту неравномерность, во многом определяет успешное
проведение процесса прокатки.
Неравномерность деформации необходимо особенно учи-
тывать при горячей прокатке крупных слябов, особенно из мало-
пластичных алюминиевых сплавов (Д16, В95 и др.). С неравно-
мерностью деформации крупных слябов малопластичных спла-
вов при горячей прокатке связано появление различного рода
дефектов: раскрытие слябов вдоль горизонтальной оси при вы-
ходе металла из валков, появление трещин на поверхности сля-
бов, растрескивание и разрывы боковых граней слябов и кромок
горячекатаной полосы и т. д. При горячей прокатке слябов из
пластичных металлов и сплавов (алюминий, сплав АМцидр).
также имеют место дефекты, но в значительно меньшей степени.
В связи с этим особое внимание необходимо уделять усло-
виям получения исходного слитка из малопластичных сплавов
с гомогенной структурой и с наибольшей пластичностью.
Исследования деформации металла при прокатке крупных
слябов из алюминиевых сплавов показали, что при применении
относительно малых обжатий процесс прокатки имеет специ-
фические особенности.
При прокатке крупных слябов в первых пропусках пласти-
ческая деформация сжатия начинается с контактных слоев и рас-
пространяется с определенной скоростью, затухая на некоторой
глубине. Глубина проникновения деформации сжатия зависит
от геометрических и технологических параметров процесса про-
катки. В практике при первых пропусках второй горячей про-
катки и в особенности при первой горячей прокатке деформа-
ция сжатия по высоте распределяется неравномерно, даже не
достигая внутренних слоев сляба. Согласно характеру рас-
пределения скоростей движения металла по вертикальным се-
чениям, промежуточные слои металла при прокатке крупных
слябов получают повышенную деформацию. Это подтверждается
также и конфигурацией боковой грани сляба — преимуще-
ственное уширение (выпуклости) имеют промежуточные слои.
При дальнейшей прокатке, т. е. с увеличением суммарного
обжатия и, следовательно, с уменьшением высоты проката, де-
формация по высоте выравнивается в силу более интенсивного
обжатия внутренних слоев. При этом неравномерность деформа-
ции по высоте сляба уменьшается, максимальное значение дефор-
мации сохраняется в поверхностных и промежуточных слоях.
В последующих пропусках при горячей прокатке (на толщинах
6—30 мм) наблюдается перераспределение максимального зна-
чения деформации.
Согласно эпюре распределения скоростей движения металла
по вертикальным сечениям (рис. 9, 10), максимальную дефор-
мацию получают внутренние слои металла. При сравнении ха-
рактера распределения деформации по высоте сляба у алюминия
и сплава Д16 установлено, что при прочих равных условиях
у алюминия степень неравномерности распределения деформа-
ции меньше, чем у сплава Д16.
Таким образом, распределение скоростей течения металла
по вертикальным сечениям и характер распределения дефор-
мации по высоте слябов связаны с уширением металла на боко-
вых гранях.
По ширине заготовки деформация также распределяется
неравномерно. Из поперечного разреза заготовки (рис. 14)
видно, что максимальную глубину распространения деформации
имеют центральные слои металла с постепенным уменьшением
ее к краям заготовки.
При прокатке слитков алюминия и сплава Д16 с начальной
толщиной 200 мм деформация сжатия проникает на всю тол-
щину при суммарном обжатии соответственно около 10—15%.
Результаты большого количества теоретических и экспери-
ментальных исследований фактического очага деформации при
прокатке показывают, что последняя всегда сопровождается
неравномерным распределением скоростей движения металла,
деформаций и напряжений как по высоте, так и по ширине про-
катываемого металла.
Опыты по прокатке слябов алюминия, проведенные Ф. Ка-
цем и Р. Варлеем [32], подтверждают правильность выводов
о неравномерности распределения деформации при прокатке
Рис. 14. Распределение деформации по ширине заготовки •
относительно толстых и широких слябов. По данным Ф. Каца 1
и Р. Варлея, вследствие неравномерности деформации по вы- |
соте скорость рекристаллизации в поверхностных слоях ме- |
талла выше, так как они испытывают большую деформацию, i
чем внутренние слои. |
Рентгеноструктурные исследования этих авторов показали, J
что поверхностные слои рекристаллизуются в течение каждого 1
пропуска горячей прокатки, а внутренние слои рекристалли- I
зуются не более 2—3 раз. Различия в степени упрочнения 1
поверхностных и внутренних слоев подтверждаются испытанием I
на твердость, которая составляет у поверхности 274 MhIm2, |
(28 кПмм2\ а во внутренних слоях 225 Мн1м? (23 кПмм?). 1
3. РАСТРЕСКИВАНИЕ БОКОВЫХ КРОМОК
ГОРЯЧЕКАТАНОЙ ПОЛОСЫ
Растрескивание боковых кромок горячекатаных полос яв-
ляется результатом неравномерности течения металла при про-
катке. После горячей прокатки боковые кромки горячекатаных
полос с трещинами и рванинами необходимо обрезать, так как
они могут привести к обрывам полос при последующей рулон-
ной холодной прокатке. Количество отходов на боковые кромки,
например, у дюралюминия марок Д1 и Д16 может достигать
до 10% от первоначальной массы сляба [28—301.
Рассмотрение характера течения металла при прокатке круп-
ных слитков алюминиевых сплавов (Н = 200 4-300 мм) пока-
зало, что при применяемых на практике обжатиях (до 20—25%)
наибольшую скорость движения и деформацию получают про-
межуточные слои металла как в направлении прокатки (вы-
тяжка), так и в поперечном направлении (уширение). Правиль-
ность полученных экспериментальных данных подтверждает из-
менение конфигурации боковой грани слябов в процессе про-
катки (рис. 15). Выпуклость промежуточных слоев металла на
боковой грани при прокатке является причиной образования
трещин и разрыва металла по боковым кромкам.
Это связано с тем, что выступающие части контура попереч-
ного сечения на боковой грани сляба при прокатке не деформи-
руются по высоте, а удлиняются ввиду вытяжки основного ме-
талла, вследствие чего на боковых кромках появляются зна-
чительные растягивающие напряжения, которые вызывают рас-
трескивание и нарушение сплошности металла.
Эффективной мерой борьбы с растрескиванием кромок яв-
ляется применение прокатки в вертикальных валках (эджеро-
вания), устанавливаемых на рабочей клети стана горячей про-
катки. Через эти валки в процессе прокатки несколько раз про-
пускается сляб.
Проведено исследование изменения структуры в контактных
и промежуточных слоях сляба после обжатия вертикальными
валками [33]. С этой целью сляб алюминия, имеющий размеры
116x1300x2600 мм, подвергался ступенчатой прокатке в вер-
5-4/ пропуск
7-й пропуск
Рис. 15. Изменение конфигурации боковой грани сляба при про-
катке. Диаметр валков равен 700 мм, начальная толщи-
на сляба рдвна 200 мм
6 Зак. 1339
81
Рис. 16. Макроструктура боковой грани сляба после прокатки
в вертикальных валках:
а — обжатие 5 мм; б — обжатие 20 мм (метод рекристал-
лизованного зерна)
тикальных валках с разными обжатиями по ширине. После ре-
кристаллизации из участка каждой ступени были вырезаны
образцы, макрофотографии которых приведены на рис. 16, а, б.
На макрофотографиях наглядно видна эффективность прокатки
в вертикальных валках. При малых обжатиях крупнозернистая
структура сохраняется непосредственно по кромке или вблизи
ее. Чем больше обжатие, тем дальше отодвигаются области круп-
нозернистой структуры от кромки и тем более равномерна де-
формация металла по высоте сляба.
Следовательно, уменьшение до минимума растягивающих
напряжений по кромке зависит от величины обжатия и вели-
чины контактного трения между металлом и валками.
Таким образом, обжатие в вертикальных валках приводит,
во-первых, к выравниванию боковых граней слябов, получен-
ных в результате неравномерного уширения металла по высоте,
во-вторых, к улучшению структуры боковых граней и, в-третьих,
к изменению схемы главных напряжений, что способствует по-
вышению пластичности.
6*
Глава IV
ПЛАКИРОВАНИЕ
В реальных условиях прокатки пластическое деформирова-
ние сопровождается обязательным неравномерным распределе-
нием скоростей движения металла, деформаций и напряжений
как по высоте, так и по ширине фактического очага деформации
прокатываемого металла.
Эта неравномерность приводит к образованию различного
рода дефектов в процессе прокатки у слябов и горячекатаных
полос, особенно из малопластичных сплавов (раскрытие слябов,
растрескивание кромок и поверхности и т. д.), что в целом сни-
жает выход годной продукции и повышает ее себестоимость.
Результаты экспериментов показывают, что эффективной
мерой повышения выхода годных алюминиевых сплавов яв-
ляется их плакирование. Плакирование металлов и сплавов
позволяет сократить и даже ликвидировать такие дефекты, как
расслоение слябов, трещины и разрывы кромок и др.
В настоящее время плакирование металлов и сплавов в про-
цессе горячей прокатки представляет собой самостоятельную
технологическую операцию, успешное разрешение которой обес-
печивает не только повышение коррозионной стойкости листов,
но и устраняет возникновение многочисленных дефектов про-
ката.
Применение оптимальных режимов плакирования открывает
возможность:
а) получения качественных листовых полуфабрикатов из
малопластичных материалов и сплавов (например, получение i
листов из САП-1, САП-2 и САП-3); J
б) повышения прокатываемое™ листов; уменьшения токсич- |
ности спецсплавов; j
в) экономии дефицитных материалов и сплавов, например |
плакирование дорогостоящего САПа сплавом АМц 10% на |
84 1
сторону не снижает теплопрочность и коррозионную стойкость
листов;
г) повышения стабильности механических свойств листов;
Д) улучшения качества поверхности листов. Следовательно,
растрескивание боковых кромок при прокатке относительно
толстых слябов будет определяться в основном характером не-
равномерности уширения боковых граней по высоте и эффектив-
ностью прокатки в вертикальных валках.
При прокатке относительно тонких полос, когда прокатку
в вертикальных валках не применяют и максимальную дефор-
мацию имеют внутренние слои металла, на величину растяги-
вающих напряжений по кромкам оказывают влияние внешние
зоны полосы, на что указал А. И. Целиков. Благодаря действию
внешних зон в боковых участках полосы возникают продольные
напряжения растяжения. Растягивающие напряжения, возни-
кающие по кромкам полосы вследствие уширения, имеют наи-
большее значение на границах контактной зоны деформации
с внешними зонами, причем максимальные напряжения появ-
ляются перед входом прокатываемой полосы в валки. Опыты
по прокатке образцов с лаковым покрытием [19] подтвердили
правильность этих выводов и дали возможность А. И. Цели-
кову построить эпюры распределения движения металла по
ширине полосы, а также определить продольные напряжения
в сечениях входа и выхода, вызываемые внешними зонами
(рис. 17).
Растрескивание боковых кромок, кроме увеличения геоме-
трических отходов производства при обрезке, вызвало также
и увеличение технологических отходов. На улучшение каче-
ства кромок при внедрении поперечной прокатки большое влия-
ние оказало наличие ровных боковых граней слябов (после раз-
резки на пиле), очищенных от ликватов, что в свою очередь
создало более благоприятные условия для деформации металла
в вертикальных валках.
В реальных условиях прокатки пластическое деформиро-
вание сопровождается обязательным неравномерным распре-
делением скоростей движения металла, деформацией и напряже-
ний как по высоте, так и по ширине фактического очага дефор-
мации прокатываемого металла.
Эта неравномерность приводит к образованию различного
рода дефектов в процессе прокатки у слябов и горячекатаных
полос, особенно из малопластичных сплавов (раскрытие слябов,
растрескивание кромок и поверхности и т. д.), что в целом
снижает выход годной продукции и повышает ее себестои-
мость.
Рис. 17. Эпюры распределения скоростей движения металла по ширине по-
лосы и продольные напряжения в сечениях входа и выхода, вызы-
ваемые внешними зонами (А. И. Целиков):
а — распределение скоростей в широкой полосе; б — распределение ско-
ростей в узкой полосе; в — распределение напряжений в широкой полосе
Результаты экспериментов показывают, что эффективной
мерой повышения выхода годного алюминиевых сплавов яв-
ляется их плакирование. Плакирование малопластичных ме-
таллов и сплавов высокопластичными позволяет сократить
и даже ликвидировать такие дефекты, как расслоение слябов,
трещины и разрывы на боковых гранях, растрескивание поверх-
ности и боковых кромок и др.
В настоящее время плакирование металлов и сплавов в про-
цессе горячей прокатки можно рассматривать как самостоятель-
ную технологическую операцию, успешное разрешение которой
обеспечивает не только повышение коррозионной стойкости
листов, но и устраняет возможность возникновения дефектов
проката.
По плакированию при горячей прокатке в технической ли-
тературе имеется значительное количество работ, касающихся
технологических параметров плакирования, но не раскры-
вающих физической природы этого процесса.
Выяснение физической природы процесса плакирования сво-
дится к определению механизма образования прочного цельно-
металлического соединения двух различных металлов. Под
цельнометаллическим соединением понимается такое соедине-
ние металлов или сплавов, при механическом нарушении кото-
рого металлы или сплавы не приводятся в начальное состояние.
В противном случае мы имеем «склейку». С точки зрения физи-
ческой природы процесс плакирования металлов и сплавов иден-
тичен процессу «кузнечной» сварки.
Выдающийся русский ученый Д. К. Чернов еще в 1868 г.
предположил возможность диффузии в твердых телах, обсуждая
причины сваривания двух раскаленных кусков металла, осу-
ществляемого без их расплавления.
Работы [31, 33] показали, что процесс образования прочного
металлического соединения металлов для сплавов при плаки-
ровании основан на их взаимной диффузии.
Вопрос о том, является ли диффузионный механизм един-
ственно возможным механизмом образования цельнометалли-
ческого соединения, возник в связи с развитием процесса хо-
лодной сварки и появлением «пленочной» теории холодной
сварки.
Суть «пленочной» теории сводится к следующему: сваривае-
мость не зависит от свойств самого металла, а определяется
отношением твердости покрывающих металл пленок к твердости
основного металла; чем больше это отношение, тем сваривае-
мость лучше.
При совместном деформировании металлов окисная пленка
разрушается, участки обнаженного металла контактируются,
в результате образуется цельнометаллическое соединение.
Однако, по А. П. Семенову [35], непосредственный контакт
металлов, при котором расстояния между атомами соединяемых
поверхностей имеют порядок параметра кристаллической ре-
шетки, еще недостаточен для образования цельнометалличе-
ского соединения.
Автор этой гипотезы пишет: «Способность к схватыванию
поликристаллического металла соответствует его определенному
состоянию. Для схватывания необходимо, чтобы возникла
энергия определенного для данного металла уровня, который
можно назвать энергетическим порогом схватывания. При до-
стижении энергетического порога схватывания направленность
связей атомов, находящихся в узлах кристаллической решетки
поликристаллического металла, теряет определяющее значение,
между поверхностями образуются металлические связи и поверх-
ность раздела двух соприкасающихся объемов металла исчезает».
Авторы большинства остальных работ по холодной сварке
по существу стоят на позициях диффузионного механизма обра-
зования цельнометаллического соединения. Применительно
к процессу плакирования металлов и сплавов при горячей про-
катке диффузионный механизм образования цельнометалли-
ческого соединения является вполне обоснованным.
Для удобства рассмотрения процесс плакирования можно
условно разделить на три стадии:
а) образование контактной поверхности;
б) образование цельнометаллического соединения путем
взаимной диффузии атомов соединяемых металлов;
в) завершение образования цельнометаллического соеди-
нения путем рекристаллизации.
Образование контактной
поверхности
Необходимость тщательной очистки поверхностей соеди-
няемых металлов или сплавов от пленок жира и различных ино-
родных загрязнений вполне очивидна и не требует рассмотрения.
Возможны два случая образования контактной поверхности:
а) путем диффузионного роста контактных участков, воз-
никших при простом наложении одного металла на другой;
б) путем совместной пластической деформации поверхностей
двух соединяемых металлов.
Есть все основания утверждать, что второй путь является
при плакировании основным.
На поверхности металлов и сплавов в реальных условиях
всегда имеются окисные пленки. Толщина окисной пленки на
алюминии и его сплавах сравнительно невелика и составляет
при нормальной температуре около 0,01 мкм, а при темпера-
туре, близкой к температуре плавления, порядка 0,2 мкм.
Тем не менее окисные пленки безусловно являются основным
препятствием для схватывания при плакировании, в связи с чем
их поведение в процессе плакирования заслуживает специаль-
ного рассмотрения.
В литературе имеются указания, что окислы, остающиеся
в зоне соединения, полученного при холодной точечной сварке,
существенно ухудшают его качество.
Однако в случае плакирования окислы принципиально не
могут играть такой важной роли, как в случае холодной точеч-
ной сварки. Дело в том, что при плакировании имеет место
очень большая (сравнительно с точечной сваркой) деформация
контактной поверхности. Окисная пленка, обладая низкой
пластичностью, при значительной деформации контактной по-
верхности непрерывно разрушается на мельчайшие частички.
На микрофотографиях рис. 17 показано, что с увеличением сте-
пени деформации обнаруживаются последовательно: сплошная
ли ния раздела, прерывистая, отдельное «штрихи», микрочастички
(следы линии раздела) и полное отсутствие линии раздела.
Исчезновение линии раздела (окисной пленки) и образование
переходной зоны между двумя металлами можно объяснить
следующими простыми соображениями. В производственных
условиях прокатки плакированный сляб имеет площадь 3 м2
(1500x2000 мм). Поэтому попадание микрообъемов окисной
пленки в поле зрения микроскопа мало вероятно.
Кроме того, в литературе имеются указания, что частицы,
образовавшиеся при разрушении окисной пленки, не обяза-
тельно остаются в плоскости соединения. При достаточно вы-
сокой температуре и большой степени деформации частицы окис-
ной пленки могут мигрировать в толщу металла.
Образование цельнометаллического
соединения
Благоприятные условия для взаимной диффузии при плаки-
ровании обусловлены главным образом высокой температурой
и большой степенью пластической деформации.
Из работ С. Т. Конобеевского [361 и других исследовате-
лей известно, что дефекты кристаллической решетки металлов
и сплавов, в частности вносимые пластической деформацией,
могут резко увеличивать скорость диффузии. Так, например,
С. Т. Конобеевский наблюдал 1000-кратное увеличение скорости
диффузии никеля в медь, вызываемое деформированием медного
слоя. По расчетам А. М. Ратнера и Я- Е. Гегузина [37], наличие
в образце развитой сетки поверхностей раздела между элемен-
тами структуры, микрощелей и других дефектов должно при-
водить к увеличению коэффициента диффузии в 10—100 раз
по сравнению с коэффициентом диффузии в монокристалле.
Из этих представлений вытекает, в частности, что САП,
имеющий весьма малые линейные размеры элементов струк-
туры, а следовательно, массу внутренних поверхностей раздела,
должен хорошо свариваться в твердом состоянии с САПом,
алюминием, алюминиевыми сплавами и другими металлами.
Это положение нашло экспериментальное подтверждение, о чем
будет сказано ниже.
Наличие взаимной диффузии при плакировании сплавов
типа дюралюминий алюминием приводит к нелинейной зави-
симости величины снижения прочности листа от толщины пла-
кирующего слоя.
Теоретическое понижение предела прочности листа из
сплава Д16 при наличии плакирующего слоя из алюминия
выражается формулой
— уоо- (%цб ^ai)’ (30)
где Н — общая толщина плакирующего слоя, %;
абд1б — предел прочности при растяжении сердцевины сплава
Д16, Мн!м2 (кГ/мм2);
— предел прочности при растяжении алюминиевой пла-
кировки, Мн!м2 (кГ/мм2).
Таким образом, снижение предела прочности листа при пла-
кировке техническим алюминием теоретически составляет ?
t
Дст6 = (43 — 10) = 25 Мн/м2 (2,65 кГ/мм2). 1
Практически снижение предела прочности у листов сплава |
Д16 значительно меньше и составляет 10—14 Мн!м2 (1,0— j
1,4 кПмм2), что можно объяснить протеканием диффузии меди i
и магния из сплава Д16 в плакирующий слой.
Завершение образования
цельнометаллического соединения
путем рекристаллизации
Накопленные экспериментальные данные позволяют рас-
сматривать совместную рекристаллизацию основного и плаки-
рующего материала как завершающий, но не всегда необходи-
мый этап образования прочного цельнометаллического соеди-
нения при плакировании.
Поэтому следует указать на ошибочность мнения некоторых
исследователей, считающих рекристаллизацию основным меха-
низмом сварки в твердом состоянии.
Критика рекристаллизационной теории холодной сварки
дана, в частности, И. Б. Барановым [34], который указал, что
при холодной сварке исключается возможность нагреть металл
пластическим деформированием до температуры рекристалли-
зации. Кроме того, известно, что соединение металла при хо-
лодной сварке можно осуществлять при температуре —150° С.
К этому можно только добавить, что исходя из рекристаллиза-
ционной теории совершенно невозможно объяснить сварку в
твердом состоянии САПа с содержанием окиси более 6—8%,
в котором, как известно, рекристаллизация не проходит вплоть
до температуры 500° С. Таким образом, рекристаллизация не
является необходимым условием образования цельнометалли-
ческого соединения.
Рассмотренные выше три стадии образования прочного цель-
нометаллического соединения при плакировании нельзя рас-
сматривать как три последовательных процесса. В реальных
условиях они могут накладываться друг на друга.
При соединении разнородных металлов и сплавов методом
плакирования механизм образования цельнометаллического
соединения может осложняться их химическим взаимодей-
ствием.
Из вышесказанного следует, что процесс плакирования ме-
таллов и сплавов с точки зрения его физической сущности
можно определить как способ нанесения металлических по-
крытий термомеханическим методом.
По ГОСТ 4977—49 толщина плакирующего слоя для листов
из сплавов Д1 и Д16 тоньше 2,5 мм должна быть не менее 4%,
для листов толще 2,5 мм — не менее 2% на сторону. На практике
при толщине фрезерованного сляба около 200 мм обычная тол-
щина плакировочного планшета берется равной 9,5—10 мм,
ширина планшета обычно принимается равной ширине сляба.
При таком соотношении толщины планшета и сляба в первых
пропусках большей деформации подвергается плакирующий
лист. Поэтому длину плакирующего планшета обычно прини-
мают короче длины сляба на 25—30%. После первых пропус-
ков вся длина сляба закрывается плакирующим алюминием.
Основными дефектами плакированных листов являются:
1) пузыри между плакировкой и основным металлом;
2) повышенная диффузия меди в плакирующий слой;
3) закаты ликватов, царапины и другие механические по-
вреждения плакировки.
Чтобы избежать образования пузырей и неприваривания
планшет, необходимо следить за чистотой плоскости контакта
между плакирующим планшетом и слябом. Для этого приме-
няется механическая или химическая чистка планшетов и сляба,
чтобы уменьшить возможность попадания пыли до начала про-
катки. Важно также, чтобы при быстром нагреве холодного
сляба исключалась возможность попадания между слябом и
планшетом конденсата паров, поэтому недопустима посадка
плакированных слябов в холодную печь. По этой причине
нежелательно применение печей, работающих на жидком топ-
ливе, так как создается возможность попадания под плакиру-
ющий слой углеродистых соединений. Кроме того, при первых
двух пропусках на горячем стане необходимо полное прекра-
щение подачи эмульсии.
Обезжиривание слябов и планшет иногда не производят,
так как при длительном высокотемпературном нагреве при
гомогенизации, соединенной с нагревом под прокатку, пол-
ностью выгорают жиры и качество плакировки не снижается.
Если для плакирования применяются планшеты большой
толщины, например при прокатке более толстых слябов или
в связи с необходимостью увеличения толщины плакирующего
слоя, то приваривание планшет возможно лишь в том случае,
когда деформация проникнет за линию контакта между слябом
и плакирующим слоем.
Плакирование тяжелых слябов алюминиевых сплавов в
современных цехах производят на специальных механизирован-
ных линиях. Комплект оборудования, установленного на одной
из таких линий, включает:
1) подающий рольганг;
2) моечно-сушильный агрегат, состоящий из камеры для
промывки слябов горячим (90° С) раствором соды; чистильных
щеток из стальной проволоки, вращающихся со скоростью
200—300 об!мин\ отжимных гуммированных роликов; камеры
для промывки слябов горячей водой; отжимных роликов и
сушильного устройства с подачей горячего воздуха. Скорость
продвижения слябов через агрегат 0,9—2,7 м/мин\
3) укладчик планшетов, состоящий из рамы с вакуумными
подъемниками, передвигаемой по рельсам над стопой планше-
тов и участком рольганга линии;
4) переворачивающее устройство для кантовки на 180 гра-
дусов сляба, плакированного с одной стороны;
5) второй укладчик планшет такого же типа, как и первый,
на котором сляб плакируется с другой стороны.
Пройдя через эту линию, слябы с планшетами подаются по
рольгангу к нагревательным печам.
На заводах применяется плакирование боковых граней
слябов из высокопрочных алюминиевых сплавов с целью улуч-
шения качества боковых кромок полосы. Для этого слябы за-
крывают планшетами, ширина которых больше ширины слитка
на 30—50 мм.
Глава V
ГОРЯЧАЯ ПРОКАТКА
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
1. НАГРЕВ СЛИТКОВ
При некоторых технологических схемах гомогенизирующий
отжиг совмещают с операцией нагрева металла перед горячей
прокаткой. В этом случае перед выдачей металла из печей
необходимо понизить его температуру. Величину максимальной
температуры, при которой можно вести прокатку, устанавли-
вают с учетом структурного строения слитка. Присутствующие
в прочных сплавах сложные низкоплавкие эвтектики обуслов-
ливают прокатку при более низких температурах. Если пре-
высить допустимые температуры прокатки, то при температуре
образования эвтектик в металле создаются хрупкие ослаблен-
ные участки и в результате деформации возникают горячие
трещины. Для пластичных сплавов, у которых это ограниче-
ние отсутствует, допускаются более высокие температуры на-
грева.
Нижний предел температуры нагрева обусловлен тем, что
пластичность литого слитка падает с понижением темпера-
туры прокатки. Низкие температуры особенно недопустимы
в первых пропусках, когда сляб имеет недеформированную
структуру. При захолаживании сляба в процессе прокатки на-
чинается процесс трещинообразования. На поверхности сляба
трещины образуются в виде мелкой сетки, на кромках — в виде
глубоких надрывов. Прокатка при низких температурах не
допускает применения больших обжатий за пропуск, которые
уменьшают склонность слябов к раскрытию и обеспечивают
получение мелкозернистой структуры в готовом листе. Сниже-
ние температуры в процессе прокатки не приводит к дефектам,
так как деформированная структура обусловливает повышение
пластичности.
Температурно-скоростные условия горячей прокатки опре-
деляют структуру горячекатаной заготовки, т. е. размер и
ориентацию зерен, что в свою очередь влияет на свойства за-
готовки после отжига — ее прочность и пластичность. Для
стабильного получения этих свойств необходимо стремиться
ТАБЛИЦА 15.
ТЕМПЕРАТУРНЫЙ ИНТЕРВАЛ
ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ, °C
Сплав Обжимные клети для слябов Станы непре- рывной прокатки
АД1, АМц 495—400 455—150
АМг 495—400 455—260
Д1, Д16 455—400 455—315
АВ 455—400 455—345
В95 465—400 455—260
выдерживать температурные
диапазоны прокатки.
Из сказанного следует, что
нахождение оптимальной темпе-
ратуры горячей прокатки,зави-
сящей от механических и струк-
турных свойств сляба и в боль-
шой степени от конструкции и
механизации прокатного стана
и адъюстажного оборудования,
является сложной задачей.
Вследствие этого в каждом от-
дельном случае эту температуру
целесообразно определять экспе-
риментально. Некоторые типичные температурные пределы
горячей прокатки алюминиевых сплавов, применяемые на прак-
тике, приведены в табл. 15.
Нагревательные печи
Рис. 18. Электропечь для нагрева слябов
перед прокаткой
Слитки перед прокаткой нагревают (независимо от гомоге-
низации) в специальных печах (рис. 18) до температур, указан-
ных в табл. 15.
Наиболее распростра-
нены методические печи
с продвижением слитка на
цепных конвейерах или
толкателями на поддонах.
Так как нагретый алю-
миний очень мягок и его
поверхность может быть
легко повреждена, особое
внимание уделяется осто-
рожному транспортирова-
нию слитков через печь.
В конвейерных печах
слитки следует укладывать
на подкладки, в толкательных — на металлические поддоны. При
необходимости увеличить съем с 1 м2 пода печи применяют тол-
кательные печи, в которых слитки устанавливают в специаль-
ных поддонах, на ребро.
Высокая теплопроводность металла и низкая температура
его в начале нагрева позволяют применять в начальных зонах
печи большой тепловой напор: у входа температуру тепло-
носителя поддерживают около 600° С, на стороне выдачи тем-
пературу устанавливают на величину, допустимую для данной
марки сплава. Такой режим нагрева по длине печи легко осу-
ществить в печах с поперечной циркуляцией воздуха. Скорость
циркуляции воздуха в таких печах составляет 4—7 м!сек.
В табл. 16 приведены характеристики двух современных
печей для нагрева алюминиевых сплавов. .
ТАБЛИЦА 16. ХАРАКТЕРИСТИКА ПЕЧЕЙ ДЛЯ НАГРЕВА
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ ПЕРЕД ПРОКАТКОЙ
Параметр Тип печи
газовая толкательная электрическая толкательная
Установленная мощность, кет Расход газа, м3/ч Калорийность газа, кдж!м? (ккал/м3) Количество нагревательных зон Общая мощность электродви- гателей вентилятора, кет . . . . Емкость печи: т штук слябов Размеры рабочей камеры печи, м: длина ширина высота Наибольшие размеры слябов, мм Наибольшая масса слябов, т Схема расположения слябов в печи Схема движения воздуха в печи 1450 7250 (1730) 8 36,8 36,5 19 15,5 2,75 230X1220X2440 1,9 На поддонах в горизонтальном положении Продольная 3750 6 90 100 33 17,25 2,5 230X1525X3200 3,0 На поддонах в вертикальном положении Поперечная
При горячей прокатке сляб исходной толщиной 200—300 мм
превращается в горячекатаную полосу толщиной 2,5—8 мм,
являющуюся заготовкой для холодной прокатки.
Прокатку ведут с максимальными обжатиями за пропуск.
Помимо высокой производительности, большие обжатия обес-
печивают уменьшение раскрытия слябов и заготовка получается
с минимальным размером зерна. Кроме того, благодаря быстрому
протеканию процесса и тепловому эффекту деформации прокатка
заканчивается при более высоких температурах, что облегчает
процесс обжатия в валках и снижает расход энергии.
Сплавы марок АД1, АВ и АМц обладают высокой деформи-
руемостью и при прокатке их обычно не происходит растрес-
кивания кромок и трещинообразования на поверхности.
2. ОБЖАТИЕ ПРИ ПРОКАТКЕ
СЛЯБОВ И ПОЛОС
В экспериментальных исследованиях при прокатке образ-
цов из сплавов АД1 и АВ достигалось обжатие в 80% за пропуск
без трещинообразования. Однако на практике обжатие сверх
60% приводит к шероховатости боковых кромок вследствие
интенсивного уширения. Скорость прокатки не оказывает вли-
яния на трещинообразование.
Величина обжатия при прокатке высокопрочных алюми-
ниевых сплавов марок Д1, Д16 и В95 определяется двумя фак-
торами: трещинообразованием и усилиями прокатки, ограни-
ченными прочностью прокатной клети и моментом, развиваемым
приводным двигателем стана.
Существенные усовершенствования, внесенные за последние
годы в методы литья, настолько улучшили качество слитка,
что по металлургическим условиям величина обжатия ограничи-
вается лишь в первых 3—5 пропусках, в которых производится
приварка планшет (при прокатке плакированных слябов),
и приходится опасаться растрескивания граней. Кроме того,
применение очень больших обжатий в начале покатки ограни-
чивается углом захвата и налипанием металла на валки.
В отношении скорости прокатки следует отметить, что в пер-
вых пропусках не рекомендуется применять скорость прокатки
больше 1,0—1,2 м!сек, особенно при больших обжатиях, так
как вследствие интенсивного налипания значительная часть
наружной поверхности полосы может покрыться трещинами.
При дальнейшей прокатке величина обжатия лимитируется
только углом захвата и величиной усилий, возникающих при
прокатке. Поэтому обжатия по пропускам обычно распределя-
ются таким образом, что в начале прокатки они равны 8—10%,
а затем по мере дробления литой структуры и возрастания плас-
тичности сляба увеличиваются, достигая в последних пропус-
ках 45% и более.
Прокатка широкой заготовки из прочных алюминиевых
сплавов с применением высоких обжатий за пропуск сопровож-
дается очень большими давлениями металла на валок, дости-
гающими 9,8 Мн (1000 Т) и более на 1 м ширины прокатываемой
полосы. Это требует применения особо прочных клетей с боль-
шим крутящим моментом приводного двигателя.
При горячей прокатке получаются заготовки для дальней-
шей холодной прокатки или для непрерывной горячей прокатки.
В первом случае обычной технологией является прокатка на
горячем стане до толщины полос 6 мм, обрезка кромок и концов
и свертывание в рулон. Во втором случае, когда заготовку про-
катывают на непрерывном стане, горячую прокатку на обжим-
ном стане заканчивают при толщине полос 15—25 мм (в зави-
симости от числа клетей непрерывной группы). После непре-
рывного стана получается заготовка толщиной около 3 мм.
Масса сляба определяется наибольшей шириной, наимень-
шей толщиной и максимальной длиной горячекатаной полосы.
Современному машиностроению необходимы листы шириной
2000—2500 мм, что и определяет ширину горячекатаной полосы.
Толщина полосы при прокатке на реверсивных четырех
валковых клетях установлена практикой в 6 мм. Длина горя-
чекатаной полосы равна примерно 50 м (табл. 17).
ТАБЛИЦА 17. МАССА СЛЯБА ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ,
НЕОБХОДИМАЯ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ ШИРОКОЙ ГОРЯЧЕКАТАНОЙ ПОЛОСЫ
Ширина готового листа мм Ширина горяче- катаной заготовки (до обрезки кромок) мм Размер полосы Масса сляба m
толщина мм длина м
2000 2150 6 50 1,9
2500 2650 6 50 2,2
Для прокатки тяжелых слябов необходимо иметь реверсив-
ные клети, способные выдерживать большие давления прокатки
[в среднем 9,8 Мн (1000 Т) на 1 м ширины прокатываемой по-
лосы] с диаметром валков, обеспечивающим надежный захват
и высокое абсолютное обжатие. Общий вид стана, применяемого
для прокатки алюминиевых сплавов, показан на рис. 19.
На основании исследования реверсивного стана горячей
прокатки с валками размером 700/1370x2840 мм Е. С. Рокотян
[43] рекомендует вести прокатку слябов из сплава марки Д16
по примерной схеме, приведенной в табл. 18.
113605
Рис. 19. Реверсивный четырехвалковый стан горячей прокатки 700/1200X2000:
1 — кантователь для слябов; 2 — эджерная клеть; 3 — подъемно-поворотный стол; 4 — толкатель для слябов;
5 — рабочая клеть; 6 — гильотинные ножницы; 7—дисковые ножницы с кромкокрошителем; 8—листоукладчик;
9 — барабанный сматыватель полосы
ТАБЛИЦА 18. ОБЖАТИЕ
ПРИ ПРОКАТКЕ СЛЯБОВ
ИЗ СПЛАВА МАРКИ Д16
№ пропуска Ширина листа
2150 мм 1330 и 1650 мм
Обжатие, %
1—4 8—10 10
5—9 15—22 28—25
10—12 23—35 30—40
13 25—30 30—45
14 25
15 20 —
Увеличение производительности реверсивных станов до-
стигается разделением процесса горячей прокатки между двумя
клетями, установленными последовательно в одну линию. По-
мимо того, что растет производительность, разделение клетей
позволяет осуществить их специализацию как черновой и чи-
стовой, что должно способство-
вать улучшению качества вы-
катки листов. Для этого необ-
ходимо выполнение следующих
условий:
1) время прокатки должно
распределяться между клетями
таким образом, чтобы продолжи-
тельность прокатки в чистовой
клети была на 15—20% меньше,
чем в черновой;
2) диаметр рабочих валков
в черновой клети, в которой
даются большие обжатия, надо
брать большим, чем в чистовой.
Например, если в чистовой кле-
ти установлены рабочие валки диаметром 650—700 лш, то в чер-
новой клети следует применять валки диаметром 850—900 мм.
Лучшим вариантом двухклетевого стана является установка
двух четырехвалковых клетей.
Производительность двухклетевой установки определится
временем прокатки сляба в обжимной клети и составит в час
при массе сляба 1,8 т 31 т. Из сопоставления с производи-
тельностью одноклетевого стана можно увидеть, что при уста-
новке второй клети производительность возрастает в 1,7 раза.
3. ГОРЯЧАЯ ПРОКАТКА
НА ПОЛУНЕПРЕРЫВНОМ
И НЕПРЕРЫВНОМ СТАНАХ [53]
Дальнейший рост производительности горячей прокатки
возможен за счет установки полунепрерывных станов.
Для повышения производительности холодной прокатки
нужна горячекатаная заготовка толщиной 2,5—3 мм. Получить
ее на одноклетевом или двухклетевом стане невозможно ввиду
того, что чистовая прокатка растягивается на большое время,
и вследствие длительности последних пропусков температура
полосы, быстро падающая при малой толщине, может сильно
изменяться от начала к концу пропуска. В некоторых частях
полосы температура вообще может упасть ниже 300° С, т. е.
ниже температуры рекристаллизации, из-за чего заготовки по-
лучатся не только различной толщины, но и с различными свой-
ствами.
Для получения полосы равномерной толщины (3 мм) с од-
нородными свойствами необходимо, по крайней мере, для трех
последних пропусков установить одну за другой три неревер-
сивные отделочные клети для непрерывной прокатки. Возникает
ТАБЛИЦА 19.
МАРШРУТ ПРОКАТКИ
ПОЛОСЫ ИЗ СПЛАВА Д16
ТОЛЩИНОЙ 12 мм
№ пропуска (клети) н мм h мм &Н мм 8 %
1 12 7,5 4,5 37,5
2 7,5 4,5 3,0 40
3 4,5 3 1,5 33,3
необходимость в полунепрерыв-
ной установке, состоящей из
одного реверсивного чернового
четырехвалкового стана и отде-
лочной непрерывной группы из
трех-четырехвалковых клетей.
В последних пропусках ме-
талл пластичен, и обжатия опре-
деляются на основании допусти-
мого давления на валок, по-
этому в непрерывной группе
даются большие обжатия. На-
пример, для получения выход-
ной толщины 2,5—3 мм в первую
клеть чистовой группы в зависимости от прокатываемой ширины
и химического состава сплава можно подавать заготовку тол-
щиной 10—20 мм. Величины обжатий в непрерывной группе
клетей стана при прокатке листов шириной 2150 мм из сплава
марки Д16 и начальной толщине 12 мм приведены в табл. 19.
В обжимной клети прокатка будет заканчиваться 13-м про-
пуском при выходной толщине 12 мм. Среднечасовая произ-
водительность всей установки при прокатке сляба массой 1,8 т
составит 24—26 т!ч.
Недостатком этого полунепрерывного стана является пони-
женная производительность вследствие неравномерного распре-
деления времени прокатки между клетями, при котором в ос-
новном загружена обжимная клеть. При длине полосы толщи-
ной 3 мм около 100 м и скорости выхода полосы из стана
3,0 м!сек время прокатки в отделочной группе клетей составит
с учетом разгона и торможения приблизительно 50 сек, тогда
как время прокатки в обжимной клети составляет 210 сек.
Увеличение производительности может быть достигнуто
разделением прокатки между двумя или более клетями, и также
добавлением клетей к непрерывной группе.
Вследствие расширения масштабов производства листов
из алюминиевых сплавов полунепрерывные станы, включаю-
щие чистовую группу тандем, находят все более широкое рас-
пространение при прокатке как чистого алюминия, так и проч-
ных алюминиевых сплавов. Некоторые станы позволяют про-
катывать полосы толщиной 2—3 мм, длиной до 760 мм (табл. 20).
ТАБЛИЦА 20. РЕЖИМЫ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ ПОЛОС
НА ЧЕТЫРЕХКЛЕТЕВОМ СТАНЕ С НЕПРЕРЫВНОЙ
ГРУППОЙ КЛЕТЕЙ
Наименование клети Число и номера пропусков Конечная толщина полосы, мм Общее время прокатки сек
Обжимная клеть 7(1-7) 81 ПЗ+7 = 120
Черновая клеть Непрерывная четырехкле- 5 (8—12) 18 (200—113)4-10=97
тевая группа 4 (13—16) 3 50
Можно значительно увеличить выпуск листов из алюминие-
вых сплавов, если применить непрерывные станы горячей
прокатки, не имеющие в своем составе реверсивных обжимных
клетей. На непрерывных станах выходная скорость может до-
стигать 10—15 м!сек при годовой производительности 600—
800 тыс. т.
Основные параметры современного реверсивного четырех-
валкового стана для горячей прокатки алюминиевых сплавов
приведены ниже:
Средние размеры слябов, мм...........~.
Масса слябов, кг...........................
Толщина горячекатаных полос, мм . . . .
Расход:
воды, м3/ч ............................
сжатого воздуха, м3/ч..................
пара (зимой), кг/ч.....................
эмульсии, м3!ч ........................
200—250 X
Х1250—1640Х
X 1400—1600
1000—1800
6—8
200
275
300
30
Рабочая клеть
Размер валков, мм...................... 700/1250X2000
Наибольшее усилие прокатки, кн (Т) ... 17 600 (1800)
Скорости вращения валков, м!сек . . . . 0,05—3,0
Наибольший раствор валков, мм.......... 400
Скорость установки валков, мм!сек . , , , 20
Двигатель привода валков:
мощность, кет ................... 5000
число оборотов в минуту ........... 37,5—75,0
Главные двигатели для установки валков:
число, шт................................. 2
мощность, кет ......................... 100
число оборотов в минуту .................. 520
Вспомогательные двигатели для установки
валков:
число, шт..................................... 2
мощность, кет ......................... 20
число оборотов в минуту................... 620
Эд же р н а я клеть
Размер валков, мм.......................... 800X300
Скорость валков, м/сек................. До 3,2
Величина раскрытия валков, мм.......... 1000—2000
Двигатель привода валков:
мощность, кет........................... 400
число оборотов в минуту .................. 450
Толкатель для слябов у клети
Усилие толкания, кн (Г) .............. 39,2 (4,0)
Ход тележки толкателя, м............... 3,8
аправляющие линейки по обе стороны клети
Количество линеек, шт............. 4
Величина раскрытия линеек, м ..... 1—2
Подъемно-поворотный стол у клети
Наибольшая масса поднимаемого сляба, т 1,2
Время подъема и поворота сляба на 90°, сек 7
Ножницы с нижним резом
Усилие резания, кн (Т) ...................
Величина разрезаемого сечения, мм . . . .
Количество резов в минуту ................
490 (50)
6—13X320-1640
15
Дисковые ножницы с кромкокрошитейем
Диаметр ножей, мм....................... 500X550
Скорость резания, м/сек................. 0,15—1,5
Количество резов ....................... 2
Листоукладчик
Размер укладываемых листов, мм......... 1160—1640X1060
Масса пакета, листов, т .................... До 5,0
Время укладки одного листа, сек........ 1,5
Барабанная моталка
Размеры барабана, мм................. 750X2000
Скорость смотки, м/сек ......... 0,5—1,5
Величина натяжения, кн (Т)......... 19,6 (2,0)
Двигатель привода барабана:
мощность, кет .......................... 130
число оборотов в минуту .......... 500
Характерной особенностью горячей прокатки, при которой
обжатию подвергаются толстые слябы со значительной началь-
ной высотой, является неравномерность деформации по высоте,
проявляющаяся в искажении контуров поперечного сечения
и в неравномерности скорости течения металла в зоне деформа-
ции [38, 39].
Вогнутые боковые кромки V-образного сечения возникают
у прокатываемого сляба в первых пропусках при прокатке
с небольшими скоростями, когда деформацию испытывают
только поверхностные слои полосы, которые соприкасаются
с валками или находятся в непосредственной близости от них.
Сечение, имеющее бочкообразную форму, возникает в последней
стадии прокатки и соответствует условиям проникновения
деформации вглубь. Установлено, что на образование того или
иного поперечного сечения известным образом влияют химичес-
кий состав материала, температура и скорость прокатки. Од-
нако решающим фактором, определяющим конфигурацию кон-
тура сечения, является отношение длины деформирующей
поверхности к высоте обжимаемого сечения, т. е. отношение
: Лср, (31)
где УR \h — длина дуги захвата;
R — радиус валка;
Л/г — абсолютное обжатие;
Лср — средняя высота обжимаемого сечения.
При прокатке алюминия и его сплавов, нагретых до 400° С,
при отношении ]/ R Л/г : Лср < 1,25 неизменно образуются
вогнутые боковые кромки. Аналогично при отношении Л/г :
:/icp>l,25 получаются выпуклые, бочкообразные кромки.
Отношение АЛ : Лср = 1,25 является критическим и соот-
ветствует прямоугольному контуру поперечного сечения. При
горячей прокатке прочных алюминиевых сплавов возникновение
вогнутого контура нежелательно, так как он в сильной мере
способствует растрескиванию кромок. В целях борьбы с обра-
зованием такого контура прибегают в обжатию боковых граней
сляба в вертикальных валках (эджерах).
Неоднородный характер деформации обусловливает полу-
чение неоднородной структуры и неравномерного напряженного
состояния в прокатываемой полосе. Последнее при прокатке
малопластичных сплавов может привести к образованию та-
ких дефектов прокатки, как раскрытие слябов, растрескивание
кромок и образование поверхностных трещин.
В процессе горячей прокатки литая структура сляба, состоя-
щая из недеформированных кристаллов, превращается в мелко-
зернистую и частично упрочненную структуру горячекатаного
материала. При горячей прокатке одновременно протекают два
процесса: упрочнение и рекристаллизация [44—46].
Технологию прокатки на непрерывном стане рассмотрим на
примерах горячей прокатки слябов из сплава АМгб в сравнении *
со сплавами Д1, Д16 и В95. S
Прокатка слябов сечением 240 X 1380 X (1630—2130) мм из j
сплава АМгб представляет значительные трудности. Это объ- I
ясняется тем, что, несмотря на низкий предел текучести и боль-
шое удлинение, сплав АМгб имеет при температурах нагрева ,
невысокую пластичность, приводящую нередко к нарушению
сплошности слябов в процессе деформации. Образующиеся
зачастую на гранях сляба в первых его пропусках трещины
приводят к разрушению сляба; это явление объясняется воз-
никновением больших растягивающих напряжений на боковых
гранях сляба.
Известно, что охрупчивание сляба из сплава АМгб может
происходить вследствие загрязнения его неметаллическими при-
месями, шлаком, окислами и другими вредными включениями,
а также в результате некачественного литья слитка, что вызы-
вает образование горячих и холодных трещин и большие терми-
ческие напряжения.
Несоблюдение установленных по химического составу опти-
мальных пределов содержания в сплаве кремния, марганца
и железа способствует тому, что присутствие свободно выделив-
шихся частиц Mg2Si, а также эвтектики FeAl3 + Al при повы-
шенных температурах вызывает снижение пластичности сплава.
Это явление возможно также при плохом прогреве сляба,
который приводит к так называемой локальной деформации
и к концентрации в отдельных микрообъемах растягивающих
напряжений, ведущих к образованию трещин.
Технология производства полуфабрикатов из сплава АМгб
предусматривает повышение технологической пластичности
слитков путем проведения гомогенизирующего отжига, способ-
ствующего выравниванию физико-химических свойств, снятию
напряжений и уменьшению микропустот. Для этой цели слитки
выдерживают некоторое время при температуре 460—480° С.
При гомогенизирующем отжиге упрочняющие составляющие '
межкристаллического вещества растворяются и переходят в ;
твердый раствор, и в результате протекающей диффузии проис-
ходит выравнивание концентрации легирующих компонентов |
по зерну. При этом атомы растворяющихся составляющих |
104 I
в основном металле за счет диффузии перемещаются в направле-
нии от границ зерна к его центру, т. е. к ненасыщенным зонам.
Этот процесс продолжается до тех пор, пока твердый раствор
не станет ненасыщенным при температуре отжига.
Поскольку процесс гомогенизации является диффузионным,
естественно, что составляющие межзеренной оболочки диффун-
дируют в твердый раствор и располагаются в нем в виде мелко-
дисперсных частиц. Одновременно возможны некоторый распад
твердого раствора и коагулирование оставшихся межзеренных
составляющих, которые, заполняя поры и микропустоты, как
бы залечивают их. В связи с этим увеличивается плотность
металла и его межкристаллическая связь. Это приводит к по-
вышению механических свойств сплава: твердости [НВ =
= 852 Мн/м2 (87 кГ/мм2) ], предела текучести [os = 196 Мн/м2
(20 кГ/мм2) ], предела прочности [аь = 274 Мн/м? (28 кГ/мм?) ]
и относительного удлинения (6 = 9,5%).
Хотя характеристики механических и технологических
свойств сплава после гомогенизации в течение 36 и 48 ч оказа-
лись несколько выше, чем при гомогенизации в течение 24 ч,
разница эта настолько невелика,- что увеличивать продолжи-
тельность процесса до 48 ч и тем снижать производительность
печей нецелесообразно. Кроме того, слябы, гомогенизирован-
ные в течение 24 и 48 ч, имели почти одинаковую пластич-
ность при прокатке.
Полученные данные позволили установить следующий ре-
жим гомогенизации плоских слитков сплава АМгб: нагрев
в печах с воздушным обогревом при 500° С в течение 24—36 ч.
Прокатка на непрерывных станах имеет по сравнению с
обычной схемой прокатки свои преимущества и недостатки.
К преимуществам семиклетевого четырехвалкового стана
по сравнению с одноклетевыми двухвалковым или четырехвал-
ковым станами относятся:
возможность большей деформации полосы; большая точность
выкатки; получение. хорошей поверхности полосы; высокая
производительность и стабильность прокатки.
Основным недостатком является сложность настройки стана
в отношении синхронизации скоростей полосы. Прокатка на
непрерывном стане полосы, находящейся одновременно во всех
клетях, должна проходить синхронно скоростям прокатки, а
скорость прокатки, как правило, является функцией диаметра
валков, числа оборотов валков и величины обжатия.
Большую роль при этом играют температура полосы и вал-
ков, скорость подачи эмульсии, ее качество, поверхность вал-
ков и величина коэффициента трения. Поэтому при установле-
на
нии оптимального режима прокатки необходимо знать влияние
этих факторов на качество выкатки полосы, величину усилия,
мощность и т. д.
Прокатка слябов из алюминиевых сплавов на заводах осу-
ществляется на одноклетевых станах. Накопленный в этом
направлении опыт, а также опыт работы непрерывных станов,
применяющихся в черной металлургии, имеет свои специфичес-
кие особенности и в связи с этим не может быть использован
при работе семиклетевого непрерывного стана, предназнача-
емого для прокатки алюминиевых сплавов, без значительной
корректировки. Поэтому освоение горячей прокатки полосы
из сплава АМгб на семиклетевом стане было связано с рядом
трудностей.
Особое внимание было уделено подбору рациональных схем
обжатий и установлению оптимальных температур заготовок
(полос) при задаче их в первую клеть непрерывного стана.
Краткая характеристика семиклетевого стана приведена
в табл. 21. После обжатия слябов в первых двух обжимных
клетях и обрезки переднего и заднего концов заготовки разме-
рами 20—25 X 1600—2000 X 1500—1800 мм поступали на прием-
ный рольганг пятиклетевого непрерывного стана. Перед зада-
чей заготовок измеряли контактной термопарой их темпера-
туру, чтобы не пропустить заготовок с заниженными темпера-
турами, так как это могло привести к увеличению давления
металла на валки, увеличенной нагрузке электродвигателей,
расстройству наладки и остановке стана, а следовательно,
и к увеличению количества брака.
Установлено, что оптимальными температурами нагрева
полосы перед прокаткой можно считать 360—400° С, а конца
прокатки 300—320° С. Оптимальная схема обжатий на семи-
клетевом стане, позволяющая получать прокатанные полу-
фабрикаты с меньшей разнотолщинностью и коробоватостью,
приведена в табл. 22. При этом разнотолщинность по ширине
составляет не более 0,05 мм, что является вполне допусти-
мым.
Полученные данные дают возможность заключить, что для
обеспечения нормальной работы и нормального расхода мощ-
ности температура полосы, поступающей в семиклетевой стан,
должна быть не ниже 350° С.
Для получения высокой производительности необходимо
интенсифицировать процесс прокатки на пятиклетевом стане.
Установлено, что по сравнению с прокаткой на одиночных
клетях при непрерывной прокатке на пятиклетевом стане по-
лоса имеет значительно меньшую коробоватость.
ТАБЛИЦА 21. ХАРАКТЕРИСТИКА СЕМИКЛЕТЕВОГО СТАНА ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ
Рабочие валки Опорные валки Приводной двигатель
• е £ 2 л 5 Е ® s Л О Ч з» е я я 3 О Си СО S 1-я ско- рость 2-я ско- рость З-я ско- рость 4-я ско- рость 5-я ско- рость 6-я ско- рость л 2 г* с Я Я $ О Ч « ю 03 я о Л ость,
'О Vr-. О. - Я*$ н м си - я 7Z о « Я « Я Т « 'Й эВ CL - Я 72 t- № я к я я в* е; ~ a&g Q.S о
я я я о я 3 s я «0 S й о я я ь я ч о $ об/мин Я ® 4) О я я s я Ч о я S я § ск< об/
900 400 2800 15 25 40 * 60 80 100 1400 2800 3680 0—30—60
750 400 2800 15 40 60 80 100 120 1400 2800 5150 0—50—120
650 240 2800 54—104 54—104 54—104 54—104 54—104 54—104 1500 2800 4200 150—300
650 240 2900 73—146 73—146 73—146 73—146 73—146 73—146 1400 2800 4200 150—300
650 240 2800 100—200 100—200 100—200 100—200 100—200 100—200 1400 2800 4200 150—300
650 240 2800 100—200 100—200 100—200 100—200 100—200 100—200 1400 2800 4200 100—200
650 240 2800 100—200 100—200 100—200 100—200 100—200 100—200 1400 2800 4200 100—200
ТАБЛИЦА 22. СХЕМА ОБЖАТИЙ НА СЕМИКЛЕТЕВОМ СТАНЕ
я я - Я 1 ч я А Я л Ч XS т» w н h я я Д’ л я я JS й) я я <и * м гока I, обо- в мин. ПЦИЙ Г ^кр’ ость геля N, Си <и я СП НЫЙ ц энер- КвГП-Ч g Удельное давление прокатки р Мн/мг (кГ/мм2) Полное давление
О о я о о ф ч «•'g и о мм •е Я Q, US CU er> К 40 Я - я я исло отов 2 я >» g _ о-З а* я св Д’ и о я S СП evs е и я S Я S 3 3“ 3g Я прокатки’ Р, кн (Т)
ь К к С СиЯ О хь о <з “сие tx £ * к. >5 си и
380 3 0,13 В 20,0 12,22 7,78 38,9 740 4590 35 10,5 3780 16,7 10,25 111 (11,3) 12 700 (1300)
0,15 Н
370 4 0,22 В 12,22 7,61 4,61 37,8 720 5000 50 70,2 3660 18,8 11,5 206 (21) 17 600 (1800)
360 5 0,15 Н 7,61 5,51 2,10 27,6 690 6000 75 53,7 4140 16,7 10,25 235 (24) 14 700 (1500)
0,20 В
350 6 0,11 н 5,51 4,15 1,36 25,5 720 4000 90 31,2 2880 10,7 6,58 314 (32) 15 000 (1530)
340 7 0,11 в 4,15 4,30 — 730 4000 100 28,4 2920 10,4 6,38 —
5 0,25 н
Примечания: Профиль опорных валков цилиндрический,
в — верхний валок, н — нижний валок.
Большие пределы разнотолщинности полосы по ширине
примерно 0,2 мм указывают на неудовлетворительный подбор
профиля валков и режима обжатий.
По длине полосы в зависимости от изменения режима об-
жатий разнотолщинность колеблется в пределах от 0,2 до 0,5 мм,
что является следствием прокатки подстуженных концов по-
лосы и наличия эллипсовидное™ на шейках валков.
При указанной выше технологии прокатки катаная полоса
имеет поверхность вполне удовлетворительного качества.
Вследствие неравномерности высотной деформации скорость
рекристаллизации в поверхностных слоях больше, так как они
испытывают большую деформацию, чем внутренние слои, что
снижает температуру начала рекристаллизации. Поэтому в
результате неравномерной деформации наружные слои упроч-
няются больше внутренних.
При обычных условиях прокатки в гладких валках в металле
возникает неравномерное напряженное состояние, обусловлен-'
ное трением между металлом и валками, свободным уширением,
неравномерным нагревом сляба, неоднородностью структуры
и т. д.
Неравномерность высотной деформации обычно приводит
к образованию вогнутых боковых граней сляба. Поверхностные
слои сляба стремятся к большей вытяжке и уширению, чем его
срединные слои, благодаря чему во внутренних слоях возни-
кают дополнительные напряжения растяжения, в наружных —
сжатия. Эти дополнительные напряжения в сочетании снеравно-
мерностью структурных свойств могут вызвать при горячей про-
катке раскрытие слябов, растрескивание кромок и поверхности.
4. „РАСКРЫТИЕ11 СЛЯБОВ
«Раскрытие» слябов заключается в том, что при прохожде-
нии сляба через валки он раскрывается в горизонтальной плос-
кости, а получающиеся при этом половинки сляба оковывают
валки. Раскрытие слябов обычно происходит на длине 300—
600 мм. Наиболее часто раскрытие наблюдается при толщине
сляба 80—110 мм.
Раскрытие слябов во время прокатки заставляет немедленно
останавливать стан и реверсировать его для заваривания рас-
слоившегося конца сляба. Этот дефект снижает производи-
тельность горячей прокатки и приводит к увеличению отходов
из-за необходимости обрезки расслоившихся концов полосы,
На практике применяются следующие меры борьбы с рас-
крытием слябов:
1. Большие обжатия за пропуск, обеспечивающие проник-
новение деформации в срединные слои в начальной стадии про-
катки.
2. Применение слябов с закругленными или выпуклыми
V-образными передними и задними гранями. Отсутствие рас-
крытия в этом случае обеспечивается отсутствием вогнутости
на передней грани сляба и устранением концентрирующихся
в ней напряжений.
3. Разделение горячей прокатки на два этапа с промежу-
точным подогревом сляба. В результате подогрева к критичес-
кому моменту деформации температура может быть повышена
на 40—50°, пластичность металла в центральной части сляба
возрастет, а прочность в ней будет лишь незначительно меньше,
чем прочность в наружных слоях.
«Растрескивание» кромок. Боковые кромки
горячекатаной полосы иногда покрываются частыми пилооб-
разными трещинами и рванинами, глубина которых может
достигать 50 мм и более. После горячей прокатки рваную кромку
следует целиком отрезать, так как даже небольшая оставшаяся
трещина на кромке может привести к обрывам рулона при хо-
лодной прокатке. Количество отходов на кромку у дюралюми-
ния марок Д1 и Д16 может достигать 10% от первоначального
веса сляба. Пластичные сплавы и чистый алюминий при горячей
прокатке обычно не дают разрывов кромки.
Растрескивание кромок связано также с образованием во-
гнутых боковых граней сляба. Свисающие части контура попе-
речного сечения при прохождении через валки не деформи-
руются, но должны удлиняться вместе со слябом, вследствие
этого может происходить разрыв кромок.
Если боковые грани сляба свободны от хрупких ликваци-
онных наплывов, они значительно меньше растрескиваются.
Поэтому перед горячей прокаткой желательно фрезерование
боковых граней сляба. Закругленные боковые грани слябов
должны давать меньшее трещинообразование, чем прямоуголь-
ные.
Эффективной мерой борьбы с растрескиванием кромок яв-
ляется применение прокатки в вертикальных валках, устанав-
ливаемых в комплекте горячего стана, через который в процессе
прокатки несколько раз пропускается сляб. Обжатие вертикаль-
ными валками значительно снижает растрескивание кромок.
Действие вертикальных валков заключается в том, что в растя-
гиваемых волокнах боковых 'граней создаются сжимающие
напряжения и при обжатии этих граней происходит дробление
литой структуры, способствующее увеличению сопротивления
материала растягивающим напряжением. Однако заваривания
уже разорванной кромки при обжатии вертикальными валками,
как правило, не наблюдается.
Вторым методом борьбы с растрескиванием боковых кромок
является их плакирование.
Повышенное трещинообразование на боковых гранях яв-
ляется одним из косвенных методов контроля температурного
режима прокатки прочных сплавов. Глубокие рванины, обра-
зующиеся в первых пропусках, объясняются перегревом сля-
бов, наличием газовых пузырей и дефектами литья. Наоборот,
рванины, образующиеся в конце прокатки, объясняются про-
каткой холодных слябов или недостаточным обжатием в верти-
кальных валках.
Поверхностное растрескивание. Этот вид
дефекта иногда наблюдается у неплакированных слябов из
прочных сплавов под действием местных растягивающих на-
пряжений, возникающих на поверхности металла у входа в
валки в результате проскальзывания полосы по валкам.
Для борьбы с этим дефектом при изготовлении неплакирован-
ных листов из дюралюминия применяют технологическую пла-
кировку с уменьшенной толщиной алюминиевых планшет. Эта
плакировка почти не выполняет функций защиты от коррозии,
а нужна для защиты от образования поверхностных трещин.
5. ОХЛАЖДЕНИЕ И СМАЗКА ВАЛКОВ
ПРИ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКЕ
Охлаждение и смазка валков станов горячей прокатки пода-
чей обильной эмульсии в настоящее время являются обычными
при прокатке алюминиевых сплавов. Без охлаждения и смазки
крупных слябов из прочных сплавов прокатка вообще не может
осуществляться.
Применение эмульсии преследует следующие цели.
Для успешной прокатки, в особенности для изготовления
широких листов, необходимо, чтобы при прокатке зазор между
валками был образован параллельными прямыми линиями обра-
зующих цилиндров валков. Это условие непрерывно нарушается
вследствие прогиба валков от действия усилий прокатки и
вследствие неравномерного нагрева валков. Так как передача
тепла валками происходит лишь по контактной поверхности
касания с листом, то средняя часть валка нагревается до более
высокой температуры, чем шейки, и в валке создается темпе-
ратурный перепад между серединой и концами. Поэтому при
прокатке средняя часть валков расширяется больше, чем концы,
и валки приобретают определенную выпуклость.
Постоянную необходимую для данных условий прокатки
выпуклость валков поддерживают регулированием их темпе-
ратуры по длине бочки с помощью интенсивной поливки эмуль-
сией. Поливка валков осуществляется через сопла, установлен-
ные с обеих сторон рабочей клети вдоль фронта опорных и ра-
бочих валков (иногда в несколько рядов). Сопла располагаются
секциями симметрично относительно центра валка. Каждое
сопло имеет индивидуальные краны. Так как каждая определен-
ная часть длины бочки валков снабжается своей группой сопел,
то, изменяя подачу эмульсии через них, можно регулировать
температуру валка в отдельных частях длины бочки.
Эмульсия подается при строго определенной температуре.
Чтобы выдерживать это условие, необходимо иметь возмож-
ность эмульсию подогревать или охлаждать до заданной темпе-
ратуры.
При горячей прокатке поверхность валков, соприкасаю-
щаяся с горячим металлом, подвергается периодическим изме-
нениям температуры при каждом обороте валка. В результате
этого в поверхностном слое валков возникают переменные тер-
мические напряжения с частотой колебания в один оборот.
Усталостные явления, вызываемые этими колебаниями на-
пряжений, через некоторое время приводят к появлению на
поверхности валка сетки мелких продольных и поперечных
трещин, вызывающих сильное налипание поверхностных слоев
сляба на стальной валок и появление отпечатков на прокаты-
ваемом листе. В некоторых случаях налипание может быть
настолько значительным, что оно в состоянии вызвать оберты-
вание сляба вокруг валка («оковывание»).
Налипшие на валке при горячей прокатке слои представляют
собой пористые порошкообразные налеты металла, размеры
которых в процессе прокатки непрерывно увеличиваются. На-
ружные слои налипших частиц металла не очень плотно соеди-
нены с внутренними, поэтому в процессе прокатки они разрых-
ляются, а затем закатываются обратно в поверхность сляба.
Налипшие слои состоят в основном из алюминия и его окислов
и часто содержат значительное количество железа. Если в по-
верхность горячекатаной полосы закатывается толстый слой
налипших частиц, он сохранится на готовом листе и может быть
легко обнаружен на блестящей поверхности листа. Полное
удаление налипших частиц достигается перешлифовкой валков;
применение эмульсии способствует уменьшению их образова-
ния.
При горячей прокатке металл налипает также на ролики
рольгангов, причем затвердевшие корки налипшего металла
могут вызвать царапание мягкой горячей поверхности полосы.
Для борьбы с налипанием металла на поверхность роликов
применяется следующее:
а) непрерывно смачивают ролики эмульсией, для чего под
роликами устанавливают корыта, постоянно наполняемые све-
жей эмульсией;
б) ролики изготовляют из прочных сталей с последующей
закалкой и тщательной шлифовкой поверхности, еще лучше
производить хромирование поверхности роликов;
в) синхронизируют окружную скорость роликов рольган-
гов со скоростью полосы на входе в валки и на выходе путем
устройства специальных электрических систем управления
станом;
г) систематически очищают ролики рольганга с помощью
деревянных прижимов с наждачным полотном или стальными
щетками.
Назначение эмульсии состоит в том, что для уменьшения
повреждения поверхности полосы из-за трения о ролики свер-
тывающих роликовых машин полосу иногда охлаждают обрыз-
гиванием эмульсией из сопел, установленных в отводящий роль-
ганг стана.
В соответствии с перечисленными тремя причинами приме-,
нения эмульсии на станах горячей прокатки эмульсионные
установки современных станов обычно оснащаются следующим
оборудованем:
а) рабочим и резервным резервуарами для эмульсии, обо-
рудованными подогревательными змеевиками, необходимыми
при варке новой эмульсии для замены отработанной;
б) насосами, подающими эмульсию;
в) водоохладителями для охлаждения эмульсии, стекающей
от стана;
г) механическими фильтрами для очистки эмульсии от по-
сторонних частиц размерами свыше 0,1 мм с системой очистки
и продувки фильтра от загрязнения;
д) системой трубопроводов, арматурой, контрольно-измери-
тельными приборами.
В настоящее время в качестве эмульсии широко применяется
1,0—2,5%-ный раствор эмульсола в умягченной до временной
жесткости 1° (дистиллированной) воде.
Состав эмульсола СП-3 (59Ц) по ГОСТ 5702—51 следующий:
9,5—10,5% олеиновой кислоты, 5,5—6,5% триэтаноламина,
остальное — трансформаторное масло.
В этой эмульсии капельки трансформаторного масла, рас-
пыленные в воде, выполняют функции смазки. Для устойчи-
вости эмульсии служит эмульгатор — мыло, образованное
в результате взаимодействия олеиновой кислоты и триэтанол-
амина. Стабилизирующее действие эмульгатора сводится к обра-
зованию на поверхности капелек масла вязкой и механически
прочной пленки с ориентированными полярными молекулами.
Одноименные заряды на поверхности капелек масла предохра-
няют капельки от коалесценции.
Преимуществом такой эмульсии является ее высокая ста-
бильность в течение длительного времени, а так как эмульсия
на 97—99% состоит из воды, то она служит очень хорошим
теплоносителем и отнимает большое количество тепла.
Более жирные составы эмульсии (1,5—2,5% масла) идут
для прокатки пластичных сплавов А1, АВ и др., более бедные
(0,8—1,5%) — для прокатки прочных сплавов.
8
Зак. 1339
Г лава VI
ХОЛОДНАЯ ПРОКАТКА
1. СКОРОСТЬ СТАНОВ
ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ
За исключением сравнительно небольшого количества го-
рячекатаных плит, листы и полосы из алюминиевых сплавов
подвергаются холодной прокатке.
Несмотря на лучшую деформируемость металла и большую
производительность при горячей прокатке, ниже определенной
толщины необходим переход на холодную прокатку, так как
быстрое остывание тонкой полосы не дает возможность произ-
водить горячую прокатку при соответствующих температурах.
Эта критическая толщина при горячей прокатке на реверсивном
стане, как указывалось выше, составляет приблизительно 6 мм,
а при горячей прокатке на непрерывном стане — от 2,5 до
3,5 мм.
Чистый алюминий и пластичные сплавы допускают общее
обжатие между отжигами более 90%.
Прочным гетерогенным сплавам и в особенности дюралюми-
нию свойственна высокая чувствительность к наклепу, приво-
дящая к быстрому падению пластических свойств.
В результате нагартовки у этих сплавов уже при средних
обжатиях появляется тенденция к растрескиванию кромок,
трещинообразованию на поверхности и обрывам, снижающим
допустимые обжатия между отжигами до 60—65%.
Установлено [44], что применение оптимальных режимов
гомогенизации и в особенности плакировки боковых граней
дает возможность прокатывать прочные сплавы алюминия с об-
жатием до 90% и более без применения промежуточных отжигов.
Практически производится холодная прокатка без отжигов
с 6 на 0,5—0,6 мм.
Другой результат холодной прокатки, связанный со струк-
турными изменениями, — появление преимущественной ориен-
тировки зерна и, как следствие, анизотропия свойств (табл. 23).
Т А Б Л И Ц А 23. АНИЗОТРОПИЯ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
ЛИСТОВ ТОЛЩИНОЙ 1,2 мм ИЗ АЛЮМИНИЯ МАРКИ АД1
Продольное
направление
Поперечное
направление
Вид обработки
Обжатие 30%................
Обжатие 60%................
Обжатие 60% и низкотемпера-
турный отжиг при 200° С в тече-
ние 8 ч......................
125 (12,8)
147 (15)
126 (12,9)
132 (13,5)
163 (16,6)
130 (13,3)
Последняя приводит к неравномерности глубокой вытяжки
листа и образованию стаканов с характерными волнистыми
краями («фестонистость»).
На полосовых станах листы производятся путем прокатки
рулонов до требуемой толщины с последующей разрезкой на
размеры готового листа.
Реверсивные полосовые станы обычно устанавливают в ком-
плекте с реверсивными станами горячей прокатки, на которых
прокатывают рулоны полос толщиной 6 мм, шириной 1200—
2500 мм и массой от 500 до 3000 кг. Это мощные четырехвалко-
вые станы с роликовыми подшипниками, позволяющие произ-
водить прокатку в минимальное число пропусков с высокими
скоростями (табл. 24). Привод таких станов осуществляется от
двигателей постоянного тока с плавной регулировкой скорости
ТАБЛИЦА 24. СКОРОСТЬ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ
Прокатный стан Прокатываемый металл или сплав Скорость прокатки м/сек
Одноклетевой реверсивный четырехвалковый Двух клетевой тандем четы- рехвалковый Четырехклетевой тандем че- тырехвалковый Алюминий, 1 АМц / Д1, Д16 Д1, Д16 Д1, Д16 Алюминий, 1 АМц J 7,0—10,0 4,0—5,0 6,0—8,0 8,0—10,0 10,0—12,0
о>
6210
Рис. 20. Реверсивный четырехвалковый стан холодной прокатки 500/1250Х 1700 мм:
1 — рабочая клеть; 2 — барабанные моталки; 3 — двигатель привода нажимного устройства; 4 — провод-
ковые столы; 5 — тележка для подачи рулонов; 6 — участок хранения запасных рулонов; 7 — разматыва-
тель; 8 — правильно-тянущее устройство; 9 — прижимные ролики
прокатки. Это позволяет захватывать металл и заправлять
полосу в валки и барабан моталки на низкой скорости, а прока-
тывать на высоких скоростях [40].
Время разгона современных полосовых станов до максималь-
ной скорости составляет 5—10 сек. Толщина полосы, прокаты-
ваемой при динамическом режиме работы, обычно получается
неравномерной: она уменьшается при разгоне стана и увели-
чивается при торможении. Если прокатка идет на малых ско-
ростях и при этом не производится ручная или автоматическая
регулировка толщины, полоса получается толще, чем при про-
катке на высоких скоростях.
Так как современные полосовые станы прокатывают рулоны
массой до 2—3 т и более, то у них полностью механизированы
все вспомогательные, подготовительные и заключительные
операции. Станы снабжены разматывателем с отгибателем,
правильно-растяжной машиной, гильотинными ножницами для
обрезки, сталкивателями рулонов с барабанов моталок. Это поз-
воляет свести к минимуму затраты времени на вспомогательные
операции.
В практике прокатки алюминиевых сплавов наибольшее
распространение получили четырехвалковые станы с длиной
бочки 1700 и 2800 мм, основные технические характеристики
которых приведены в табл. 25, а общий вид на рис. 20.
Для холодной прокатки тонких листов из рулонов толщиной
2,5—3,5 мм, получаемых с горячих станов, имеющих непрерыв-
ную группу клетей, часто применяются станы тандем. Это не-
прерывные станы, в которых 2 или 3 рабочие клети установлены
друг за другом в одну линию; при этом во время работы полоса
находится одновременно в валках всех клетей. Моталки устанав-
ливают только со стороны выхода из валков, а заднее натяжение
в первой клети обеспечивается коническим разматывателем.
Скорость прокатки у непрерывных станов выше, чем у ревер-
сивных, поэтому производительность станов тандем выше про-
изводительности такого же количества реверсивных клетей.
Станы тандем более подходят для выпуска узкого сорта-
мента продукции, в работе они менее гибки, чем реверсивные
станы. Например, оператор реверсивного стана может при не-
обходимости корректировать режим прокатки и, добавив 1—2
пропуска, устранить чрезмерную волнистость полосы или по-
лучить меньшую толщину полосы. Во время работы на непре-
рывном стане возможность такой регулировки отсутствует,
поэтому станы тандем обычно устанавливают при больших
масштабах производства, для прокатки тяжелых рулонов и при
сравнительно узком сортаменте продукции.
ТАБЛИЦА 25. ХАРАКТЕРИСТИКА СТАНОВ
ДЛЯ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ ПОЛОС ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Показатели Тип стана и размер валков, мм
одноклетевой реверсивный четырехвалковый 500~470 ><1700 1250—1170 Х ' одноклетевой реверсивный четырехвалковый 65°~61° У 2800 1400—1300 Х2 двухклетевой непрерывный тандем четырех валковый 650-61^ 1400—1300
Размер заготовки, мм 6X800—1560 6Х 1050—2550 6—1,2Х 1050—2550
Размер готовой полосы, мм . . . . 0,5X800—1560 0,5X800—1560 2—0,8Х 1050—2550
Наружный диа- метр рулона, мм 850—1100 1200 1200
Внутренний диа- метр рулона и диа- метр барабана мо- талки, мм .... 750 750 750
Максимальная мас- са рулона, т . . . 2,0 3,6 3,6
Скорость прокат- ки, м/сек , . . . 0—0,5—5,0 0—0,5—4,0 4,0
Главный привод стана: мощность, квпг 3000 5400 I клеть 3300
число оборотов в минуту . . 100—200 60—120 II клеть 4300 I клеть 50—110
Привод нажим- ных винтов: мощность, кет 2X62 2X98 11 клеть 65—120 4X87
число оборотов в минуту . . 580 520 520
Привод моталок: мощность, кет 2X800 4X660 2X660
число оборотов в минуту . . 400—1200 330—1150 350—1150
Привод разматы- вателя: мощность, кет 2X820 2X820 2X820
число оборотов в минуту . . 300—1400 300—140 300—1400
Скорость размот- ки полосы, м/сек Наибольшее дав- ление металла на валки, кн (Т): при работе . . 4 4 3,5
10 290 (1050) 19 600 (2000) 19 600 (2000)
статическое . . 27 900 (2750) 45 100 (4600) 45 100 (4600)
Продолжение табл. 25
Показатели Тип стана и размер валков, мм
одноклетевой реверсивный четырех валковый 500—470 1250-1170 Х170° одноклетевой реверсивный четырехвалковый 650—610 1400—1300 Х28°° двухклетевой непрерывный тандем четырехвалковый -SSr»”
Скорость установ- ки валков, мм/мин 10 И 5 11 и 5,2
Натяжение поло- сы при прокатке меж- ду клетью и мотал- кой, кн (Г) . . . 265 (27) 392 (40) 392 (40)
Натяжение поло- сы при размотке меж- ду разматывателем и клетью, кн (Т) 78 (8) 78 (8) 78 (8)
Масса стана, m 786 1057 2324
Расход: электроэнергии при прокатке с 6 на 1,5 мм, квпг -ч/т 115 115
воды с темпера- турой 20° С, м3!ч .... 200 200 —
сжатого воздуха давлением 6 ат, м?1ч .... 15 6 -
пара с темпера- турой 150° С, кг/ч .... 300 800 -
эмульсола, т/год . . . . 40 60 -
технологической смазки, т/год 10
К листам из алюминиевых сплавов предъявляются высокие
требования в отношении выкатки и качества поверхности. Вы-
катка листа, определяемая отставанием готового листа от глад-
кой контрольной плиты, и качество поверхности в очень боль-
шой степени определяются холодной прокаткой. Во время хо-
лодной прокатки выкатка и поверхность определяются в основ-
ном следующими факторами:
а) состоянием поверхности и профилем прокатных валков;
б) условиями охлаждения и смазки валков;
в) передним и задним натяжением полосы.
2. ВАЛКИ СТАНОВ
Рабочие валки. Чтобы обеспечить хорошую по-
верхность и выкатку, рабочие валки должны иметь блестящую
поверхность без дефектов и правильный профиль. Рабочие валки
поэтому выполняются из кованой стали марки 9X2 с твердостью
бочки в пределах 90—100 единиц по Шору.
Как только на валках появляются забоины, царапины, вмя-
тины, которые оставляют на поверхности листов отпечатки,
валки следует перешлифовывать. За каждую перешлифовку
при отсутствии глубоких повреждений снимают слой 0,06—
0,07 мм, при наличии их — слой 0,18—0,25 мм.
С целью компенсации прогиба валков при прокатке рабочие
валки шлифуются с выпуклой бочкой. Степень выпуклости
зависит от обжатия, прочности прокатываемой ленты и ее натя-
жения, степени нагрева валков при работе и механических свой-
ств материала валков. Примерная величина выпуклости вал-
ков станов для холодной прокатки приведена в табл. 26.
т А Б Л И Ц А 26. ВЫПУКЛОСТЬ ВАЛКОВ СТАНОВ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ
Стан № клети Примерная вели- чина выпуклости рабочего валка, мм
Реверсивный с валками размером 640X1370X2840 мм 1 0,25—0,4
Непрерывный трехклетевой тандем с валками размером 500/1250X 1680 мм 1 0,35—0,5
2 0,3—0,4
3 0,2—0,3
Требуемая форма бочки получается на специальных валь-
цешлифовальных станках, имеющих приспособление для при-
дания бочке криволинейного профиля. Точность работы таких
станков при выведении кривой профиля достигает 0,0025 мм.
С целью получения полированной поверхности рабочие валки
полируют кругами с зернистостью абразива 230 меш.
Опорные валки. Поверхность опорных валков не
должна портить поверхности рабочих валков, поэтому твер-
дость их бочки делается ниже твердости бочки рабочих валков
и обычно составляет 50—60 единиц по Шору.
Срок службы опорных валков между перешлифовками до
полугода. Общий срок службы опорных валков 2—3 года. В ре-
зультате больших контактных напряжений металл опорного
валка получает поверхностный наклеп. Появляются признаки
усталости металла, и валок с поверхности начинает выкраши-
ваться. Если зона выкрашивания невелика, то это место за-
чищают, а валки продолжают еще некоторое время работать.
Для борьбы с этим вводится операция «отдыха» валков один
раз в 3—6 месяцев, которая осуществляется в специальных
колодцевых или других печах.
Рабочие и опорные валки станов
холодной прокатки
Рабочие валки должны иметь блестящую поверхность без
дефектов и правильный профиль. Рабочие валки поэтому вы-
полняются с вязкой сердцевиной и твердым поверхностным
слоем. Для прокатки прочных сплавов алюминия валки обычно
выполняются из кованой стали марки 9X2 с твердостью бочки
в пределах 90—100 единиц по Шору.
Как только на валках появляются забоины, царапины, вмя-
тины, которые оставляют на поверхности листов отпечатки,
валки следует перешлифовывать. За каждую перешлифовку
при отсутствии глубоких повреждений снимают слой 0,06—
0,07 мм, при наличии их — слой 0,18—0,25 мм.
С целью компенсации прогиба валков при прокатке рабочие
валки шлифуются с выпуклой бочкой. Степень выпуклости за-
висит от обжатия, прочности прокатываемой полосы и ее натя-
жения, степени нагрева валков при работе и механических
свойств материала валков.
Форма бочки опорных валков получается на тех же
вальцешлифовальных станках, на которых обрабатываются
рабочие валки. Точность кривой образующей бочки обеспечи-
вается применением копирного устройства. Полировка опор-
ных валков производится матерчатыми или фетровыми кру-
гами с использованием мелкозернистых образивов.
3. ОХЛАЖДЕНИЕ ВАЛКОВ
При холодной прокатке температура валков в середине бочки
максимальная и понижается к шейкам.
Современные станы холодной прокатки снабжаются мощным
средством для контроля теплового режима валков — эмуль-
сионной системой (рис. 21), которая позволяет регулировать
температуру валков путем интенсивной поливки их эмульсией.
Большим преимуществом эмульсионной системы охлаждения
валков является то, что с помощью сопел можно подавать очень
значительное количество эмульсии с большой скоростью и на
требуемый участок бочки валков. Это обеспечивает эффективное
охлаждение валков и объясняет широкое распространение, ко-
торое получила система охлаждения и смазки на современных
станах, прокатывающих тонкие полосы с большими скоростями.
Так как при этой системе охлаждения эмульсия неизбежно
попадает на полосу, она одновременно должна служить и хо-
рошей смазкой для прокатки полосы. Эмульсия должна удовлет-
ворять в качестве смазки следующим требованиям:
1) не оставлять пятен на ленте;
2) не давать отложений каких-либо частиц во время от-
жига;
3) иметь высокую точку воспламенения.
Оптимального сочетания свойств удалось достигнуть при-
менением в качестве охлаждающей смазки масляно-водяных
эмульсий с содержанием масла от 2 до 5,0% с добавлением эму-
льгаторов. Высокая охлаждающая способность воды вместе
с хорошей смазывающей способностью минерального масла
и поверхностно-активных веществ обеспечили возможность
прокатки алюминиевых сплавов с большими обжатиями и ско-
ростями. Однако эта эмульсия оставляет на поверхности листов
потемнения и пятна, портящие внешний вид листов.
Рис. 21. Схема системы охлаждения и смазки валков стана холодной прокатки:
1 — рабочая клеть; 2 — приямок под станом; 3 — фильтр грубой очистки;
4 — резервуар-разделитель; 5 — поплавок-уловитель для керосина; 6 —
насос; 7 — сборник отработанной технологической смазки; 8 — резервуар
с паровым подогревом; 9 — фильтр; 10 — трубчатый холодильник; 11 —
пресс-бак для поддержания постоянного давления эмульсии; 12 — отстой-
ник для технологической смазки
Холодная прокатка сопровождается истиранием поверх-
ности прокатываемой полосы. Сошлифованные частицы алюми-
ния и окиси алюминия смываются охлаждающей эмульсией и,
попадая в ней вновь на полосу, особенно после того, как их
содержание в эмульсии приблизится к 0,1—0,2%, портят внеш-
ний вид полос, вдавливаясь в поверхность и пригорая к ней
во время отжига. Помимо этого, алюминиевые частицы ухуд-
шают смазочные свойства эмульсии. Ввиду почти колло-
идального характера загрязнений, появляющихся в эмульсии,
механическими фильтрами удалить их не представляется воз-
можным. Для этой цели применяются центрифуги, а также
фильтры абсорбентного типа, основанные на пропускании филь-
труемой жидкости через инфузорную землю, кизельгур или
другой подобный пористый материал.
Современные установки для очистки эмульсии после прокатки
состоят их механического фильтра (например, пластинчатого
типа), удаляющего из всего потока эмульсии частицы больше
0,01 мм, и адсорбентного фильтра, удаляющего частицы мень-
ших размеров (0,002—0,004 мм).
После очистки и охлаждения эмульсия нагнетается на валки
насосами через систему регулируемых сопел, расположенных
по всей длине бочки валков: при ширине прокатываемой по-
лосы 1500—2000 мм расход эмульсии составляет около 1000—
1500 л!мин, т. е. удельный расход на 1 м ширины прокатываемой
полосы равен 500—700 л!мин.
Система контроля температуры валков четырехвалкового
стана 1700 состоит из следующих узлов:
1) двух резервуаров емкостью по 10 ж3 с паровыми змееви-
ками для подогрева эмульсии до начала работы;
2) центробежного насоса производительностью 60 м3/ч с на-
пором 5 ат\
3) проволочного фильтра с гидравлической очисткой пу-
тем изменения направления потока эмульсии на краткий про-
межуток времени;
4) трубчатого охладителя с поверхностью охлаждения
80 м\
5) трубопроводов, арматуры и контрольных приборов.
Расход эмульсии на стане 1700 равен ХмЧмин (из расчета
600 л!мин на 1 м ширины полосы). Эмульсия подводится с обеих
сторон рабочей клети к участкам контакта рабочих валков
с опорными и рабочих валков с металлом. К валкам эмульсия
подается через 60 сопел (4 ряда по 15 сопел), к прокатываемой
полосе — через 40 сопел. Диаметр сопел составляет 3/8". Ско-
рость эмульсии в узком сечении сопел составляет 17,5 м!сек.
Эмульсия, проходя через стан, нагревается в среднем на 18°,
так что общее количество тепла, отводимое от стана, составляет
3700 кдж!мин (1800 ккал!мин). Температура эмульсии, пода-
ваемой на стан, должна быть от 30 до 45° С.
В систему периодически подается свежая эмульсия концен-
трацией 30—40%, приготовленная из эмульсии СП-3 (59Ц).
В резервуарах системы ее разбавляют водой с жесткостью не
более 1° до концентрации 2—5%. Полную смену эмульсии про-
изводят 1 раз в 3—7 дней в зависимости от технологического
процесса. Кислотное число эмульсии должно быть в пределах
0,2—0,9, а содержание связанных кислот 0,15—0,9 г/л.
Для удовлетворительной холодной прокатки листов из алю-
миния и его сплавов требуется максимальная подача эмульсии
на пять четырехвалковых клетей, т. е. 10000 л!мин. Это обеспе-
чивает подачу эмульсии в количестве до 35—40 л!мин на 1 см
длины бочки валка.
Температура эмульсии не менее 45—50° С.
4. ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ СМАЗКА
Одновременно с охлаждением валков эмульсией с другой
стороны валков с помощью независимой системы подается
технологическая смазка, которая служит для уменьшения тре-
ния между прокатываемым металлом, валками и заправочными
столами и для смывания с них приставших порошкообразных
частиц металла, что позволяет получать чистую поверхность
листа.
Перед первым пропуском технологическая смазка подается
также и со стороны задачи металла. В последнем пропуске со
стороны съема рулона ни эмульсию, ни технологическую смазку
не подают.
Для технологической смазки обычно используется смесь
высококипящих фракций нефти (керосин, уайт-спирит) с мине-
ральным маслом. На практике, например, применяют следую-
щий состав технологической смазки, %:
Керосин светильный А или Б ... 75—80
Масло веретенное 2.................25—20
Система технологической смазки является не замкнутой.
Смазка подается через отдельные сопла. Смесь эмульсии и тех-
нологической смазки стекает в сборники под рабочей клетью
и по сливному трубопроводу через фильтр грубой очистки по-
падает в резервуар-отделитель, в котором керосин, более лег-
кии по удельному весу, всплывает на поверхность и стекает
в сборник отработанного керосина.
По практическим данным, расход технологической смазки
станом холодной прокатки составляет примерно 1 л/мин на 1 м
длины бочки валков.
Система разделения эмульсии и технологической смазки
состоит из узлов: 1) фильтра грубой очистки, встроенного
в резервуар-разделитель; 2) резервуара-разделителя с поплав-
ками-уловителями для отсасывания керосина, всплывшего
наверх; 3) вихревого насоса; 4) трубопровода и арматуры.
Отстоявшаяся эмульсия из резервуара-разделителя сли-
вается в резервуар эмульсионной системы. Керосин откачи-
вается насосом для регенерации.
5. ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ ЭМУЛЬСИИ
ВЫСОКОЙ КОНЦЕНТРАЦИИ
В КАЧЕСТВЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СМАЗКИ
(по данным Ступинского металлургического комбината)
Смазка служит для уменьшения усилия деформирования
и охлаждения валков прокатного стана, она является одним из
важнейших технологических параметров процесса холодной
прокатки полос из алюминия и его сплавов.
Современные прокатные станы, работающие с высокими ско-
ростями и большими обжатиями, оборудуются мощными цир-
куляционными системами охлаждения и смазки валков.
От качества применяемой смазки и охлаждающей жидкости
зависят выкатка и внешний вид листа.
До последнего времени режим смазки и охлаждения при
холодной прокатке полос из алюминиевых сплавов на ревер-
сивных станах был следующим.
Со стороны съема рулонов на полосу и на рабочие валки
подавалась технологическая смазка, состоящая из 75% керо-
сина и 25% веретенного масла. К этой смеси добавлялось около
0,3% олеиновой кислоты.
С другой стороны стана на валки и на полосу подавалась
эмульсия 59 ц.
Прокатка велась только при четном числе пропусков. При
четных пропусках со стороны входа полосы в валки на полосу
и на валки подавалась эмульсия, которая в данном случае не
только отнимала тепло от валков и прокатываемой полосы,
но и являлась собственно смазкой, поэтому она, кроме высокой
теплоемкости и теплопроводности, должна была обеспечивать
снижение усилия деформации и не оставлять пятен и полос
на поверхности прокатываемой полосы.
Описанная технология не удовлетворяла требованиям полу-
чения полосы с высоким качеством поверхности.
Смазывающие свойства применяемой 2,5—3%-ной эмульсии
по мере работы не остаются постоянными. На поверхности про-
катываемой полосы зачастую появляются темные полосы и
пятна, а оставшаяся иногда внутри рулона эмульсия после вы-
сыхания или после отжига оставляет на поверхности металла
белый налет, в результате такие листы бракуются.
Свежая эмульсия удовлетворительно работает в качестве
смазки, но поверхность прокатанной полосы, особенно алюми-
ниевой, имеет серый грязный вид. Поверхность дюралюминие-
вой полосы в этом случае несколько лучше, но на ней также
наблюдаются сероватые размазанные пятна. Через 2—3 дня
работы поверхность дюралюминиевой полосы становится более
или менее удовлетворительной. К концу недели смазывающие
свойства эмульсии ухудшаются, металл обжимается труднее,
на поверхности полосы дюралюминия и сплавов АМг появляются
темные полосы и так называемые «разводья».
Добавка в технологическую смазку 0,3—0,5% олеиновой
кислоты, проводившаяся по рекомендации Института физичес-
кой химии Академии наук СССР, не улучшила качества поверх-
ности полосы.
Предполагали, что смазывающие свойства эмульсии ухуд-
шаются потому, что эмульсия загрязняется алюминиевой пуд-
рой, которая образуется при прокатке, и что по этой же причине
на поверхности листов образуются темные следы. С целью уда-
ления частиц алюминиевой пудры применялась очистка эмуль-
сии центрифугированием. Это дало возможность удлинить срок
службы эмульсии до двух недель, но улучшить состояние по-
верхности листов не удалось.
В дальнейшем была принята подача технологической смазки
на поверхность полосы со стороны, противоположной съему
рулонов. Смазка на полосу обычно подавалась в последнем
пропуске, но в некоторых случаях, например при прокатке
алюминия, приходилось подавать ее на всех четных пропусках.
Таким образом, в какой-то мере удалось улучшить состояние
поверхности, но неполностью; например на алюминии поверх-
ность оставалась грязной. Чтобы получить удовлетворитель-
ную поверхность на алюминии, необходимо было снижать ско-
рость прокатки. С целью получения полос со светлой чистой
поверхностью была опробована прокатка на трансформаторном
масле. Масло служило в качестве охлаждающей жидкости
и в качестве смазки. Поверхность полосы в этом случае
получалась чистая, однотонная, но масло плохо охлаждало
валки, профиль их быстро менялся, что приводило к обрывам
полосы.
На медленной скорости прокатка шла удовлетворительно,
но это снижало производительность.
Была опробована прокатка с переменной подачей эмульсии
и технологической смазки. Эмульсия всегда подавалась на валки
и на прокатываемую полосу только со стороны выхода из вал-
ков. Эмульсия играла роль только охлаждающей жидкости.
Этим исключилось ее влияние на состояние поверхности про-
катываемого металла. Чтобы осуществить такую прокатку,
была переделана система подачи эмульсии и смазки.
Чистота поверхности прокатанных рулонов оказалась хо-
рошей, но трудно было избежать попадания эмульсии на по-
лосу при медленной скорости прокатки, т. е. при прокатке на-
чала и конца рулона.
Попытка применить добавку стеарата кальция в количестве
2% (по рекомендации Института физической химии АН СССР)
не дала положительных результатов.
Применение эмульсола на основе керосина (керосина 85%,
олеиновой кислоты 10%, триэтаноламина 5%) вместо техноло-
гической смазки также не дало положительных результатов.
На правой проводке стана образовывалась грязная «паста»,
которая, попадая на валки и на прокатываемую полосу, ухуд-
шала поверхность полосы.
Как указывалось выше, применявшаяся ранее эмульсия
в свежезалитом состоянии имела концентрацию 2,5—3,0%. Во
время работы стана технологическая смазка с валков и полосы
стекает в ванну, перемешивается с эмульсией, какая-то часть
ее эмульгирует, образует в эмульсии сильнообогащенную фрак-
цию, другая часть в эмульсионном баке коагулирует и всплы-
вает на поверхность.
Во время работы эта фракция хорошо перемешивается с ос-
новной эмульсией и повышает ее концентрацию. Если в свеже-
залитом состоянии эмульсия имела концентрацию 3,5%, то во
время работы (за счет технологической смазки) концентрация
ее обычно была 5—7%.
Очистка эмульсии центрифугами отделяла эту обогащенную
фракцию, рост концентрации эмульсии замедлялся, обычно
выше 7—8% концентрация не поднималась.
р Было замечено, что при работе с малым объемом эмульсии ;|
концентрация ее повышалась сильней, доходила до 11—12%, |
эмульсия приобретала серо-грязный вид, однако поверхность |
прокатываемой полосы была довольно чистой. Это навело на |
мысль отказаться от очистки эмульсии центрифугами. Без цен- |
трифуг концентрация эмульсии при нормальном объеме стала |
доходить до 12—14% и чистота поверхности прокатываемых |
полос заметно улучшилась. |
Затем была увеличена концентрация эмульсии в свежеза- |
литом состоянии до 6,5%. 1
В начале работы на такой эмульсии поверхность прокаты- ।
ваемой полосы была также сероватая, с размазанными пятнами. |
На второй день работы концентрация эмульсии поднялась |
до 10%, несколько улучшилось и качество поверхности j
полосы. J
При дальнейшей работе концентрация все повышалась до
35%, эмульсия приобретала серо-грязный вид, но прокатка ।
шла хорошо, поверхность полосы была чистая, однотонная. >
На этой эмульсии проработали два с половиной месяца, кон- i
центрация ее поддерживалась в пределах 30—40% путем до-
ливки в систему воды или эмульсола.
В дальнейшем были опробованы эмульсии только из эмуль-
сола на основе керосина, только из эмульсола 59ц, из того и
другого взятых в различных соотношениях. Во всех случаях
концентрация свежезалитой эмульсии была 6—8%. Первые
два-три дня работы поверхность прокатываемых полос была се-
роватой, по мере повышения концентрации за счет технологи-
ческой смазки эмульсия становилась серой, а поверхность про-
катываемой полосы чистой, однотонной, нисколько не хуже,
чем при прокатке на одном трансформаторном масле.
Концентрация эмульсии при работе поддерживалась 30—
40%, очистка применялась только сетчатыми фильтрами, име-
ющимися в эмульсионной системе при незначительном отста-
ивании в эмульсионном баке. На каждом из вариантов работали
по 2—3 месяца, поверхность полосы всех сплавов получалась
чистой, светлой, без каких-либо полос и пятен.
Год работы на эмульсии высокой концентрации показал,
что независимо из какого эмульсола она была приготовлена
результаты можно получать одинаково хорошие. Но само по
себе повышение концентрации эмульсии не дает ощутимых ре-
зультатов по улучшению поверхности прокатываемой полосы.
Для этого эмульсию необходимо обогатить технологической
смазкой, которая эмульгирует тем лучше, чем выше концен-
трация эмульсии.
Слишком высокая концентрация эмульсии (выше 40%)
нежелательна потому, что ухудшаются ее охлаждающие свой-
ства.
Технологическая смазка^ не будет эмульгировать совсем,
если для разведения эмульсии применяется жесткая вода. Вода
должна обязательно быть смягченная химическим путем с жест-
костью не выше 0,3°. Хорошие результаты дает использова-
ние конденсата.
Можно также считать установленным, что наличие в эмуль-
сии алюминиевой «пудры» не ухудшает поверхности листов и
что применение очистки эмульсии центрифугами было ошибкой,
так как центрифуга, кроме алюминиевой «пудры», отделяет
обогащенную легкую фракцию, благодаря которой удалось
улучшить поверхность листов.
При работе на эмульсии высокой концентрации
брак по насечке при холодной прокатке был почти ликвиди-
рован.
Брак по насечке получался потому, что при намотке полосы
на моталку эмульсия, применявшаяся раньше, не исключала
контакта между витками рулона, а это при сдвиге и перетяжке
витков, которая пока неизбежна при разгоне и замедлении
стана, приводит к мелким надирам — «насечкам». Эмульсия
же высокой концентрации с наличием в ней алюминиевой
«пудры» исключает контакт между витками и «насечки» не полу-
чается.
Применение эмульсии высокой концентрации дало возмож-
ность отказаться от подачи технологической смазки на прока-
тываемую полосу на всех пропусках. Сейчас технологическая
смазка подается на всех пропусках только на рабочие валки,
а на полосу только при первом пропуске перед прижимным сто-
лом. Благодаря этому расход керосина и веретенного масла
уменьшился. Раньше эмульсия менялась через одну-две недели,
сейчас без замены работает 2—3 месяца. Расход смазки 59ц
сократился.
Применение эмульсии высокой концентрации значительно
улучшило внешний вид листов, однако и эта эмульсия, если
хоть капля ее остается между витков рулона, после высыхания
или отжига оставляет на поверхности листов белый налет, что
приводит к браку листов.
Попадание эмульсии на горячекатаную полосу при входе
в валки (в первом пропуске) оставляет на поверхности темные
пятна и полосы. Это является одним из препятствий к пере-
ходу на прокатку в нечетное число пропусков.
6. НАТЯЖЕНИЕ ПОЛОСЫ ПРИ ПРОКАТКЕ j
Переднее натяжение полосы, применяемое на современных^
станах, создает в металле местные напряжения, превышающие Я
предел текучести в тех частях полосы,которые получили меньшее
удлинение. Это устраняет разницу в вытяжке отдельных частей Я
полосы и обеспечивает получение ровной без волнистости!!
поверхности ее. Кроме того, переднее натяжение снижает дав- Я
ление металла на валки и уменьшает уширение. При прокатке Я
на современных реверсивных станах вытяжка полосы в пре- Я
делах до 30% производится за счет натяжения. Я
Заднее натяжение полосы, также применяемое в современ- Я
ных станах, снижает давление на валки в большей степени, чем Я
переднее. Однако его величина ограничивается проскальзыва- 1
нием валков по полосе при чрезмерном возрастании натяжения. Я
Е. С. Рокотян [43] предложил определять величину перед- 1
него и заднего натяжения при холодной прокатке полосы алю- 1
миниевых сплавов на современных четырехвалковых станах Я
2840 и 1680 мм по следующим эмпирическим формулам в зави- 1
симости от толщины прокатываемой полосы: Я
04 = 55,6—5,9/1 Мн/м2 (5,67—0,6h кГ/мм2), (32) |
ст2 = 42—4,9/1 Мн/м2 (4,3—0,5/1 кГ/мм2), (33) |
где 04 — переднее натяжение; i
(У 2 — заднее натяжение; |
h — толщина полосы. J
Важным условием получения полос с хорошей выкаткой |
является точная регулировка величины натяжения и поддержа- |
ние его постоянным во время пропуска. Колебания натяжения |
могут приводить к смещению витков рулона, к появлению |
надиров на поверхности и к обрывам полосы. |
Точность поддержания натяжения при прокатке на совре- |
менных станах составляет ±1—3%. I
7. РАЗРЕЗКА РУЛОНОВ НА ЛИСТЫ
Перед термообработкой и отделочными операциями полосы, j
смотанные в рулоны, разрезают на листы. На разрезку полосы
могут поступать в нагартованном состоянии или после отжига. J
Полосы, прокатанные на реверсивных станах, имеют утолщен- j
ные (недокатанные) концы; кромки часто имеют трещины, |
забоины и зазубрины, помятости и должны быть полностью 1
удалены. 1
На линиях резки произво-
дится разрезка полос на листы
и обрезка кромок на оконча-
тельный размер по ширине.
При изготовлении закаленных
листов длина разрезанных ли-
стов должна быть больше гото-
вой длины на величину при-
пуска на обрезку концов,
повреждаемых зажимными губ-
ками машины для правки рас-
тяжением. Эта величина обычно
составляет около 80—100 мм
с каждого конца листа.
Ниже приведены состав
агрегатов современной линии
резки полос из алюминиевых
сплавов на листы (рис. 22)
и техническая характеристика
линии предварительной прав-
ки и резки листов шириной
до 2800 мм:
I 63*
о
й с « 5
° >
X
Ч
я
X ®
х 5 о
з* 5 к
о
2 « с
2 *
г х
I m X
I ° S?
х
Толщина листов, мм
Ширина полосы, мм
Ширина листов, мм
Длина листов, мм . .
Внутренний диаметр
рулонов, мм ....
Наружный диаметр
рулонов, мм . , ,
Максимальная масса
рулонов, кг . . , .
Предел прочности раз-
резаемого материала,
Мн/м2 (кГ/мм2) . .
Скорость линии на раз-
мотке, м!мин . . .
Состав линии:
0,8—4,0
1560—2560
1500—2500
3000—5300
750
850—1100
3000
До 392 (до 40)
20—40
” X X Q.S
2 =
м Ом®
S х R
I я ° И «
« К я Я а
о оз х s tr
о Ч Р
К I
си I I
о л
ч ч
тележка для транс-
портировки ру-
лонов
отгибатель конца
рулона скреб-
кового типа
Конусный разматыва-
тель:
ход конусов, мм 830
си
СО
t-Ц СО
х Й а В
Q.P 1
"J ЛГ Н
- >Д
СО
2
к
со
X
со
СУ (П СУ X
а а о со
03 |
я I
So5>S
со
..S®
л х с
03 о
си
н
03
х
аи 3^. 1
к А о А
ч к а •-
tf о S .«
К X О «
л 03 Е( СП О
е со I си ь
5 о I ло
Н я °° ®
« X 2 е?
е ч ..я «з
см
л
Q
Н А± s
К О ® о
с с о о
величина натяжения, кн (кГ) .............. 49 (500)
мощность привода конусов, кет ............ 6,5
5-роликовая правильная машина:
размер роликов, мм........................ 1500X2800
мощность привода, кет ........................ 250
Петлеобразующий двухсекционный транспортер:
скорость первой секции, м/мин ............... 20—60
скорость второй секции, м/мин ............ 40—120
Гильотинные ножницы с нижним резом и с подаю-
щим роликом:
длина ножа, мм.............................. 2700
ход нижнего ножа, мм ........................ 130
величина зазора между ножами, мм . . , . 60
число резов в минуту ......................... 15
Скорость подачи листов, м!мин ................ 40—120
Дисковые ножницы с задающим роликом и с кром-
кокрошителем:
диаметр ножей, мм ........................ 360—320
расстояние между ножами, мм . :........... 1500—2500
ширина обрезаемой кромки, мм ................. 30
скорость резки, м/мин..................... 30—90
мощность привода, кет ........................ 2,3
17-роликовая правильная машина:
размер рабочих валков, мм .................... 90 X 2800
скорость, м/мин........................... 30—90
мощность привода, кет ..................... 60
Устройство для укладки листов в стопу:
наибольшая высота стопы, мм.............. 200
Такая линия работает в режиме непрерывного разматыва-
ния и правки длинной полосы, так как работа с остановками
и пусками, кроме низкой производительности, приводит к порче
поверхности листов роликами правйльных машин.
Для разрезки лент на листы используются гильотинные нож-
ницы. В момент резки полосы останавливаются, а разматыва-
ние рулона продолжается, поэтому перед гильотинными нож-
ницами на специальном транспортере образуется петля. После
реза вторая секция транспортера с удвоенной скоростью вы-
бирает образовавшуюся петлю. Приводы всех механизмов,
связанных с прохождением полосы через линию, питаются
постоянным током от одного преобразовательного агрегата,
чем достигается плавный разгон всех механизмов линии, син-
хронизация их скоростей и уменьшается возможность повреж-
дения поверхности полосы.
Для резки полос на листы применяются также линии, в
состав которых входят «летучие» ножницы. Их скорость дости-
гает 120—200 м!мин, тогда как линии резки с гильотинными
ножницами имеют скорость порядка 60—90 м!мин.
Глава VII
ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
ЛИСТОВ И РУЛОНОВ
В ПРОКАТНОМ ЦЕХЕ
1. НАЗНАЧЕНИЕ ТЕРМИЧЕСКОЙ
ОБРАБОТКИ
Прокатываемый алюминиевые сплавы подвергаются раз-
личным видам термической обработки с целью:
1. Устранить неоднородность структуры, вызванную ин-
тенсивным развитием внутрикристаллической ликвации в ме-
талле во время его затвердевания, а также снять термические
напряжения, возникающие в результате резкого охлаждения
при литье.
2. Снять нагартовку, получаемую при холодной прокатке.
Рис. 23. Влияние нагрева на изменение твердости листо-
вого сплава Д1, прокатанного с обжатием 50%:
1 — старение в течение 5 дней; медленное охлаж-
дение от 500° С
Рис. 24. Типичная структура сплава Д1 в холоднодеформи-
рованном состоянии (а, б), в отожженном (в, г) и
после закалки (5, е) при увеличении в 100 раз (а, в, д)
и 500 раз (б, г, ё)
3. Получить заданные механические свойства.
Листовой материал имеет следующие виды термообработки:
1) гомогенизирующий отжиг — длительное выдерживание
при высоких температурах для улучшения литой структуры,
повышения пластичности и улучшения свойств сляба при го-
рячей прокатке;
2) отжиг — термическая обработка при температурах выше
температуры рекристаллизации, имеющая своей целью раз-
упрочнение и снятие остаточных напряжений (рис. 23);
3) низкотемпературный отжиг, возврат — термическая об-
работка при температурах настолько низких, что полной ре-
кристаллизации металла не происходит; применяется для по-
лучения у термически необрабатываемых сплавов состояний,
промежуточных между отжигом и нагартовкой;
4) закалка — заключается в растворении упрочняющих фаз
нагревом и в фиксировании твердого раствора резким охлажде-
нием (рис. 24);
5) старение или дисперсионное твердение — термическое
упрочнение, протекает во времени; старение, происходящее при
комнатной температуре, называется естественным старением,
а старение, происходящее в течение определенного промежутка
времени при повышенных температурах (100—200° С), назы-
вается искусственным старением.
Отжиг дюралюминия производится при температуре рекри-
сталлизации, если материал перед отжигом был деформирован
вхолодную и при значительно более высоких температурах,
если материал был закален (полностью или частично). Охла-
ждение со скоростью от 30 град 1ч до 250 град 1ч обеспечивает
получение мягкого листа, несмотря на последующее резкое
охлаждение.
Максимальное упрочнение сплава марки Д1 закалкой и
старением достигается при закалке с 500° С и дает твердость
около 120 единиц по Виккерсу.
2. ОТЖИГ
Отжиг после горячей прокатки применяется для рулонов
термически обрабатываемых сплавов. Он необходим для сня-
тия наклепа и частичной закалки, получаемых при темпера-
турах горячей прокатки. При этих температурах скорость ре-
кристаллизации недостаточно велика, так что упрочнение,
получаемое в последних пропусках горячей прокатки, не всегда
полностью снимается.
Этот отжиг, кроме того, имеет своей целью укрупнение |
структуры и удаление из твердого раствора при охлаждении 1
тех растворимых упрочняющих фаз, которые при температурах 1
нагрева под прокатку перешли в твердый раствор и вызвали 1
при быстром охлаждении частичную закалку. Другими словами,
целью отжига является придание металлу перед холодной про-
каткой однородной и равновесной структуры, обеспечивающей
максимальную пластичность.
Хотя эффект упрочнения может быть полностью снят при
температуре отжига 350° С (за исключением сплава марки В95,
требующего температуры 410° С), практика показала, что от-
жиг горячекатаных рулонов следует производить при темпе-
ратуре металла 390—425° С с выдержкой при этой температуре
в течение 1,5—2 ч. Охлаждение с температуры отжига до 250° С
должно быть медленным, со скоростью не свыше 10° С в ч с тем,
чтобы те соединения, которые были растворены в твердом рас-
творе, выпали в виде частиц достаточно больших размеров, что
исключит упрочнение.
Охлаждение от 250° С можно производить на воздухе
с нерегулируемой скоростью. При таком режиме могут быть,
например, получены отожженные листы из сплава марки Д16
с пределом прочности около 186 Мн1м? (19 кПмм*) и относи-
тельным удлинением 15—16%.
Температура отжига выше 425° С для плакированных ли-
стов является нежелательной ввиду того, что при длительном
пребывании металла в области высоких температур (примерно
10 ч при температуре более 300° С) происходит диффузия меди
и других компонентов в плакирующий слой. Вследствие этого
снижается коррозионная стойкость листов и на их поверхности
возможно появление темных диффузионных пятен.
Отжиг горячекатаных рулонов обычно осуществляют в элек-
трических печах с воздушной циркуляцией. В период разогрева
рулонов до температуры отжига допускается применение
теплоносителя с температурой до 470° С, которая пони-
жается до 425° С в момент нагрева металла до температуры
400—420° С.
Так как сплавы типа В95 отжигаются при наиболее высоких
температурах, то для них медленное охлаждение требуется
даже тогда, когда отжигаемый материал не имеет следов за-
калки. По некоторым данным, равноценная термическая обра-
ботка достигается отжигом при 410—450° С с выдержкой 2 ч
с последующим нерегулируемым охлаждением на воздухе и
стабилизацией в течение 4 ч при 230° С. При стабилизации рас-
творимые соединения выделяются из твердого раствора в виде
таких же укрупненных частиц, какие получаются при отжиге
с последующим медленным охлаждением.
Для снятия наклепа, образующегося при холодной про-
катке листов с целью получения желаемой конечной толщины
их, между холодными прокатками необходимо вводить один
или несколько промежуточных отжигов. Промежуточный от-
жиг дается после обжатия при холодной прокатке 45—85%
в зависимости от сплава и требуемой конечной толщины листа.
Снятие наклепа у сплавов, которые не были перед этим
частично или полностью закалены, достигается при нагреве
до температуры рекристаллизации, которая зависит от состава
сплава и степени деформации. Скорость охлаждения с этой
температуры не играет существенной роли. Медленное охла-
ждение после отжига необходимо для сплавов системы AlCuMg
с содержанием магния 4,5% и более, чтобы получить струк-
туру, не подверженную коррозии под напряжением. Для этих
сплавов рекомендуется скорость охлаждения, не превышаю-
щая 50 град!ч.
На практике производят промежуточный отжиг при ука-
занной температуре или при более высоких температурах по
режиму, приведенному для горячекатаных рулонов. Сплав В95,
а также пластичные сплавы (АМц и др.) отжигаются при более
высоких температурах. Принятые на практике температуры про-
межуточного отжига следующие: для сплавов марок АД, АВА,
АМгА 380—400° С; для сплавов АМцА, Д1, Д16, Д6 и В95
400—425° С.
Отжиг на выход является операцией, определяющей свой-
ства готовых листов, так как он производится после последней
холодной прокатки.
Выходной отжиг листов из термически обрабатываемых спла-
вов, которые по техническим условиям поставляют в отожжен-
ном (М) состоянии, можно производить по режимам промежу-
точного отжига. Следует учитывать, что критическая деформа-
ция, которая в зависимости от вида сплава и других условий
составляет от 3 до 25%, может при’отжиге привести к росту
зерна. Поэтому отжиг листов, имеющих указанные обжатия,
является недопустимым. Скорость нагрева при отжиге часто
оказывает значительное влияние на размер рекристаллизован-
ного зерна. Быстрый нагрев всегда обеспечивает более мелкое
зерно после рекристаллизации и, наоборот, медленный нагрев
вызывает рост рекристаллизованного зерна. Поэтому иногда
с целью повышения скорости нагрева температура отжига при-
нимается выше той, которая необходима для полного умягче-
ния металла.
Механические свойства холоднокатаных листов из пластич-
ных сплавов определяются величиной обжатия, которое дается
после выходного отжига. Имеется три состояния поставки ли-
стов из пластичных сплавов:
а) полностью отожженные (М);
б) полунагартованные (П), например АМц, А-П, АМг А-П;
в) нагартованные (Н), например АД1-Н, АМц А-Н, АМг А-Н.
Ввиду этого место окончательного отжига в технологии
получения холоднокатаных и промежуточных состояний вы-
бирается с таким расчетом, чтобы последующая прокатка до вы-
ходной толщины давала механические свойства, соответствую-
щие требуемому состоянию. Подобные нагартованное и проме-
жуточное состояния могут также получаться холодной прокат-
кой до конечной толщины и последующим низкотемпературным
отжигом (возвратом), о котором будет сказано далее.
Пластичные сплавы при отжиге обладают склонностью
к образованию крупнокристаллической структуры, что часто
недопустимо, когда они используются для холодной штамповки.
Склонность к крупнокристаллическому строению стала про-
являться после перехода на современные полунепрерывные
методы литья. Крупное зерно при штамповке приводит к обра-
зованию на закруглениях и по вертикальным граням шерохо-
ватостей, которые на готовом изделии приходится дополни-
тельно снимать механическим или электролитическим путем.
Размер зерна после отжига зависит от содержания компонен-
тов и примесей; степени обжатия перед отжигом; скорости на-
грева; температуры и времени отжига.
В отношении влияния химического состава установлено,
что для получения наиболее мелкого зерна в готовом листе
необходимо, чтобы в сплаве марки АД1 содержание железа
было не менее 0,4% при содержании кремния 0,18—0,20%,
а марганца не более 0,02%.
В сплаве марки АМц содержание железа должно быть в пре-
делах 0,4—0,7%, а марганца — ближе к верхнему пределу.
По другим данным, для получения минимального зерна в
сплаве АМц желательно содержание железа до0,5%, марганца
около 1,3% при одновременном введении как модификатора
около 0,1—0,2% титана. Мелкое зерно у сплава АМц можно
получить путем гомогенизации слитка или деформированного
сляба.
В сплавах системы А1—Mg содержание марганца или хрома
не должно быть менее 0,35%.
Величина обжатия перед отжигом и скорость нагрева ока-
зывают значительное влияние на размер зерна при отжиге.
Отжиг алюминия в соляной печи по сравнению с отжигами в воз-
душной печи с циркуляцией атмосферы обеспечивает уменьше-
ние размеров зерна в 3—5 раз. При любой скорости нагрева
обжатие алюминия перед выходным отжигом на 75% вместо
50% уменьшает размер зерна вдвое. Следует, однако, отметить,
что обжатия сверх 75% может затруднить полное снятие тек-
стуры при отжиге и вызвать появление преимущественно ориен-
тированной структуры, что нежелательно при дальнейшей
штамповке.
При отжиге сплавов системы А1—Mg высокая скорость
нагрева имеет еще большее значение, чем при отжиге алюминия
и в особенности при отжиге сплава АМц. Скорость нагрева
сплава АМц оказывает решающее влияние на рост зерна.
При отжиге этого сплава необходимо, чтобы рекристаллизация
завершилась за несколько секунд, что равносильно нагреву
металла от комнатной температуры до температуры отжига
на 2—3 мин. Быстрый отжиг этого сплава необходим не только
для получения мягкого металла, но также и для нагартован-
ного и полунагартованного металла.
В печах обычной конструкции при больших и громоздких
садках (например, плотные пачки листов или тугосмотанные
рулоны) невозможно получить быстрый отжиг. Ввиду этого
выходной отжиг листов из этого сплава необходимо произво-
дить в печах непрерывного действия — конвейерных или про-
тяжных. В конвейерных печах отжиг листов должен произво-
диться поштучно, ввиду чего они являются неэкономичными,
так как требуют, чтобы последующая прокатка производилась
карточным способом. Наиболее приемлемыми печами являются
протяжные печи непрерывного отжига полос в рулонах. Однако
вследствие малой твердости полосы при температурах отжига
возникает опасность повреждения ее поверхности.
На практике для получения пластичных сплавов в пол-
ностью отожженном состоянии применяются высокие темпера-
туры выходного отжига. Отжиг проводят в печах большой ем-
кости с воздушной циркуляцией. Температура отжига для спла-
вов А-М, АМг-М, АВА-М 380—400° С, для сплава АМцА-М
470—490° С.
Верхний предел температуры отжига сплавов системы А1—
Mg лимитируется образованием плотной окисной пленки, ко-
торая сильно ухудшает качество поверхности листов.
Хотя обычно нагартованное (Н) и полунагартованное (П)
состояния термически неупрочняемых сплавов получают хо-
лодной прокаткой после полного промежуточного отжига,
иногда предпочитают получать это состояние сплавов комби-
нацией наклепа и дополнительной термообработки при темпе-
ратурах ниже температуры рекристаллизации.
Если лист вначале был полностью нагартован, а затем его
доводили до требуемой прочности и твердости отжигом при
контролируемых времени и температуре, не приводящих к ре-
кристаллизации, то такая термообработка называется воз-
вратом. Возможность применения возврата основана на том,
что последовательное изменение свойств зависит от времени и
температуры. При низкой температуре, но достаточном вре-
мени происходит необходимое снятие напряжений. При слиш-
ком большой длительности материал может частично рекри-
сталлизоваться, что нежелательно, так как может возникнуть
неравномерная текстура. Скорость нагрева должна быть такой,
чтобы можно было приостановить нагрев в тот момент, когда
металл приобретает нужные свойства. Возврат легче всего при-
менить для получения более твердых нагартованных состояний,
так как для получения низкой твердости требуется труднодо-
стижимая точность контроля процесса. При отжиге с постоян-
ной выдержкой на твердость или прочность наряду с темпера-
турой значительное влияние оказывает содержание примесей.
На практике для достижения нагартованного состояния
применяются следующие температуры обработки на возврат, °C:
АМц-Н............ 270—280
АД1-Н............ 180—200
АМг-Н............. 300
Получение нагартованного состояния методом низкотем-
пературного отжига для сплавов алюминия с магнием имеет
еще одно дополнительное преимущество. Установлено, что
у сплавов алюминия с большим содержанием магния, получен-
ных путем нагартовки из отожженного состояния, при выле-
живании в течение длительного времени при комнатной темпе-
ратуре происходит падение пределов прочности и текучести
при заметном возрастании удлинения.
В основе смягчения лежат процессы дисперсионного выделе-
ния из твердого раствора. Выпадающие частицы слишком ве-
лики, чтобы вызвать упрочнение, но вследствие уменьшения
содержания магния в твердом растворе происходит смягчение
сплава.
Применение к этим сплавам низкотемпературного отжига
позволяет получить стабильные свойства, которые обспечивают
величины пределов прочности и текучести, близкие к получаемым
в результате естественного смягчения при несколько более
высоком удлинении.
3. ЗАКАЛКА
Максимальная прочность и сопротивление коррозии могут
быть достигнуты в результате закалки.
Если сплав алюминия с 4% Си нагреть до 500° С, то медь
полностью растворится в алюминии. В кристаллической ре-
шетке алюминия атомы меди замещают атомы алюминия и рав-
номерно распределяются по всему сплаву. При быстром охла-
ждении с 500° С частицы химического соединения СиА12 не
успевают выделиться и при комнатной температуре будет за-
фиксирован твердый раствор.
Это состояние вследствие малой подвижности атомов при
низких температурах сохраняется, несмотря на то, что раствор
становится пересыщенным и неустойчивым. Равновесное со-
стояние, к которому он стремится, является смесью твердого рас-
твора 0,3% Си в алюминии с частицами химического соеди-
нения СиА12, содержащими около 52% Си. Через некоторое
время сплав стареет, т. е. в твердом растворе начинаются
структурные изменения, которые вызывают постепенное и зна-
чительное возрастание прочности (рис. 25).
Упрочнение протекает самопроизвольно под многодневным
влиянием комнатной температуры, причем прирост прочности
постепенно снижается по мере приближения к состоянию рав-
новесия. В двойном сплаве системы А1—Си упрочнителем яв-
ляется химическое соединение СиА12. Упрочнителями техни-
ческих деформируемых сплавов являются те или иные химиче-
ские соединения соответственно составу, причем в одном сплаве
одновременно может быть несколько упрочнителей. Действие
некоторых упрочняющих соединений после закалки более эф-
Рис. 25. Влияние скорости
закалки на меха-
нические свойст-
ва сплавов Д16
и В95:
1 — сплав В95; 2—
сплав Д16
° С/сек
фективно может проявляться при нагреве на 100—200° С, Я
так как при этом будет происходить искусственное старение. Я
В новых высокопрочных сплавах типа А1—Mg—Zn упроч- 1
нителем является соединение Mg9Zn2, в сплавах, содержащих Я
медь А1—Си—Mg—Zn (В95), в состав упрочнителей могут вхо- 1
дить все компоненты сплава. fl
Нагрев под закалку производится для перевода максималь- 1
ного количества упрочнителей в твердый раствор с алюминием. |
Для каждого сплава существует своя оптимальная темпера- 1
тура нагрева. Нижний предел температур нагрева под закалку 1
соответствует температуре наиболее полного перехода упроч- |
няющих соединений в твердый раствор, так как неполная рас- |
творимость упрочняющих фаз приводит к снижению прочности 1
сплавов в окончательном термически обработанном состоянии. J
Верхний предел ограничивается наступлением пережога, оплав-
ления присутствующих в сплавах сложных эвтектик, в резуль-
тате чего наступает резкое падение прочностных характеристик. ;
Продолжительность нагрева под закалку является важней- i
шим фактором, влияющим на свойства листа. Быстрый нагрев
обеспечивает минимальный размер зерна, а следовательно,
наибольшую прочность и минимальную диффузию компонен-
тов в плакирующий слой, т. е. наиболее высокую коррозион-
ную стойкость.
Время нагрева, определяемое необходимостью максимального
растворения компонентов, складывается из времени доведения
листа до заданной температуры и времени выдержки при этой
температуре.
Время доведения листа до температуры нагрева, зависящее
от скорости нагрева, всецело определяется типом нагреватель-
ных устройств и толщиной листа. Наиболее быстрый нагрев .
происходит при погружении листов в ванну с расплавленной
селитрой, имеющей температуру 500° С.
В электрических печах (рис. 26), в которых теплоносителем
является циркулирующий горячий воздух, вследствие кон-
ТАБЛИЦА 27. ПРИМЕРНАЯ ДЛИТЕЛЬНОСТЬ НАГРЕВА ЛИСТОВ
ИЗ ДЮРАЛЮМИНИЯ РАЗЛИЧНОЙ ТОЛЩИНЫ, мин
Нагревательное устройство Толщина листа, мм
до 0,8 0,8—2,5 2,5—5,0 5—12 12—20
Селитровая ванна . . Воздушная электропечь 8 10 10 10—15 12 15—20 15—20 20—35 30 35—40
вективного теплообмена при
предельной скорости воздуш-
ного потока около 12— 15 м!сек
коэффициент теплопередачи
в 5—7 раз ниже, чем в се-
литровой ванне.
Зсли материал подвер-
гался гомогенизирующему
отжигу, то процесс раство-
рения завершается быстро.
Очень большое значение
имеет степень обжатия при
холодной прокатке перед
закалкой.
В табл. 27 приводятся
некоторые данные о пример-
ной длительности нагрева
листов в селитровой ванне
и в воздушной электропечи.
Неплакированные листы
могут подвергаться большей
выдержке, чем плакирован-
ные, ввиду отсутствия опас-
ности диффузии легирующих
элементов в плакирующий
слой.
Скорость охлаждения ме-
талла при закалке (от тем-
пературы нагрева под закал-
ку) оказывает значительное
влияние на сопротивление
коррозии и механические
свойства. После нагрева под
закалку материал должен
быть немедленно закален.
Промежуток времени после
выемки из нагревательной
среды до погружения в воду
должен быть возможно корот-
ким и для сплавов дюралю-
миния не превышать 30 сек.
Для сплавов типа В95, кото-
рые более чувствительны,
чем дюралюминий, к пере-
рос. 26. Поперечный разрез воздушной
электропечи для закалки ли-
стов из алюминиевых спла-
вов:
1 — вентилятор для циркуляции
воздуха; 2—лебедка для подъема
и опускания садки; 3 — садка
листов в камере нагрева; 4 — за-
калочный бак
рыву между выемкой из печи и погружением в воду, этот про- 1
межуток не должен превышать 15 сек. Перерыв в 20 сек по |
сравнению с перерывом в 3—5 сек вызывает снижение предела |
прочности на 9,8—14,7 Мн/м2(1—1,5 кПмм2), а предела теку- 1
чести даже на 29,4—39,2 Мн/м2 (3—4 кГ!мм2). Поэтому ]
закалку этих сплавов лучше всего производить после нагрева
в воздушных печах, так как они обеспечивают быстрый пере- 1
нос садки в закалочный бак. J
Установлено, что для получения максимального сопротив-
ления коррозии у дюралюминия [10, 47] в естественно соста-
ренном состоянии необходима очень резкая закалка, получаю-
щаяся немедленным погружением в холодную воду. Эта операция
вместе с тем вызывает чрезмерное коробление листов, для
устранения которого приходится производить многократную
правку.
Резкая закалка ускоряет также процессы последующего
старения, причем происходит это, по-видимому, в результате
напряжений, возникающих вследствие быстрого охлаждения.
Скорость охлаждения оказывает существенное влияние и
на механические свойства изделия. Это влияние для сплава
В95 является более значительным, чем для Д16, у которого
свойства мало изменяются уже при скоростях закалки, боль-
ших, чем 50 град!сек. В сплаве В95 скорость закалки больше
влияет на механические свойства, чем на сопротивление кор-
розии, поэтому получение в листе В95 необходимых свойств
создает уверенность в том, что сплав был закален достаточно
быстро и обеспечена необходимая коррозионная стойкость.
В случае применения к алюминиевомедным сплавам искус-
ственного старения достаточное сопротивление коррозии мо-
жет быть получено и при медленной закалке.
Быстрое опускание садки в ванну с холодной водой обеспе-
чивает скорость охлаждения, не вызывающую появления интер-
кристаллитной коррозии только у тонких листов. Однако для
более толстых листов опускание в ванну уже не обеспечивает
достаточной скорости охлаждения, которая бы исключала по-
явление интеркристаллитной коррозии.
Паровая рубашка снижает скорость охлаждения при за-
калке в ванне с водой. Более высокая скорость закалки полу-
чена путем мощного обрызгивания листов холодной водой,
чем снимается паровая «рубашка».
Недавно опубликована работа по применению ультразвука
для разрушения паровой рубашки, образующейся при закалке.
Температура закалочной воды оказывает значительное влия-
ние на скорость закалки.
Температура воды выше 50° С является недопустимой. Иду-
щая для закалки вода во избежание образования на листе
белесых пятен должна быть умягчена до жесткости около
0,5 градуса.
Появление пятен на поверхности листов алюминиевых спла-
вов в процессе закалки может быть объяснено следующими при-
чинами:
1) взаимодействием между поверхностью металла и нагре-
вательной средой;
2) нарушением пленки прокатной смазки;
3) воздействием закалочной воды.
В воздушных печах для нагрева под закалку из-за взаимо-
действия металла с атмосферой могут возникать пятна из окис-
лов. В соляных ваннах на поверхности листов также могут поя-
виться пятна из-за воздействия расплавленных солей на металл.
Охлаждающие смазки, применяемые при прокатке, остаются
на поверхности листов, подвергаемых отжигу. В сильном по-
токе воздуха смазка при температуре свыше 300° С испаряется
без разложения. При ограниченном доступе кислорода, напри-
мер, внутри плотно смотанного рулона при температуре около
300° С прокатные смазки разлагаются, оставляя коричневый
осадок.
Для выжигания этих пятен в частично окислительной атмо-
сфере необходима температура от 450 до 500° С в течение дли-
тельного времени (до 20 ч); при поступлении свежего воздуха
эта температура снижается до 400° С при выдержке 5 ч.
Пятна от промывной воды появляются на листах после сушки
в случае, если содержание растворенных твердых веществ в воде
превосходит 0,01 %.
Для лучшего удаления коричневых пятен желательно про-
ведение отжига в две стадии: вначале медленный нагрев до
250° С для максимального испарения масла, после чего быст-
рый нагрев в зоне температуры рекристаллизации в сильно-
окислительной атмосфере. Первую стадию нагрева можно про-
водить в отдельной печи, подогреваемой отходящими газами
от печи со скоростным нагревом во второй стадии.
При закалке возникает неравномерное охлаждение, вызы-
вающее сильную деформацию закаливаемых изделий. Так как
при вертикальном опускании в закалочную воду коробление
минимальное, то обычно печи для листов располагаются верти-
кально.
При нагреве листов под закалку в таких печах, имеющих
водяной бак под камерой нагрева, часто образуются пузыри
вследствие диффузии водяного пара на поверхность металла.
Для защиты от образования пузырей на поверхность металла Я
иногда наносят креозотную смазку или небольшое количество Я
такой смазки вводят в атмосферу печи при загрузке в нее Ц
металла. Иногда для этого применяют натриевый борат фтора. 3
Трудоемкими операциями у термических печей являются |
подвеска и закрепление листов. Нагрев под закалку в садочных J
печах обусловливает необходимость разрезки рулонов на ли- |
сты перед закалкой. Естественно, что все последующие отделоч- -I
ные операции (правка, растяжка, обрезка) также производятся |
в листах. Эти ограниченные возможности закалочного обору-
дования значительно удорожают стоимость изготовления ли-
стов. Поэтому ведутся работы по внедрению проходных листо-
закалочных устройств и протяжных агрегатов для непрерыв-
ного нагрева, закалки, сушки и правки полос.
4. СТАРЕНИЕ
Упрочняющая термическая обработка алюминиевых спла-
вов включает старение (дисперсионное твердение).
Прочность и сопротивление коррозии, достигаемые в ре-
зультате старения, находятся в зависимости от следующих
факторов: химического состава сплава; температуры старения;
времени старения.
Так как закаленный твердый раствор является неустойчи-
вым, в сплаве происходят превращения, приводящие к измене-
ниям свойств и в первую очередь к возрастанию прочности.
В технических многокомпонентных сплавах процесс старе-
ния значительно более сложен, хотя и предполагают, что он
в общем подобен описанному для двойного сплава.
Процесс, при котором упрочнение происходит при ком-
натной температуре, называется естественным старением. У не-
которых сплавов стабильное состояние после старения дости-
гается за 3—4 дня, в то время как у других этот процесс растя-
гивается на годы.
Эффект упрочнения при комнатной температуре в наимень-
шей мере проявляется в сплаве АВ. Дюралюминий марки Д1
значительно упрочняется во время старения при комнатной тем-
пературе, причем примерно через 6 дней достигается стабиль-
ное состояние. Эффект естественного старения достигает макси-
мальной величины у сплава марки В95, показывающего через
3000 ч увеличение твердости на 70 единиц по Виккерсу. Однако
и по истечении этого времени старение продолжает протекать
с меньшей, но все же довольно значительной скоростью.
Начало повышения твер-
дости у сплава марки Д1
наблюдается через два часа
после закалки. Ввиду этого
устранять коробление листов
следует в течение этого про-
межутка времени.
Операции правки и про-
гладки, которым подвергают-
ся листы после закалки для
устранения коробления, при-
водят к некоторому возраста-
нию прочности листов, свя-
занному с ускорением про-
цесса естественного старения
(рис. 27). Даже незначитель-
ная деформация, которая
дается при растяжении для
Рис. 27. Изменение твердости алюми-
ниевых сплавов в зависимости
от времени старения:
/ — сплав В92; 2 — сплав Д1;
3 — сплав АВ
устранения волнистости листа, оказывает некоторое влияние
на скорость старения и конечные механические свойства. Наи-
более высокая скорость старения наблюдается у листов марок
Д16 А-ТН, которые после закалки подвергаются нагартовке
на 5—6%.
Деформация закаленных листов сплава Д16 оказывает значи-
тельное влияние на эффект и скорость искусственного старения.
Выделение из твердого раствора упрочняющих частиц зна-
чительно ускоряется нагревом при повышенных температурах,
который называется искусственным старением. Применяемый
в промышленности температурный интервал старения лежит
между 100 и 200° С, хотя в определенных условиях может
быть применена и более высокая температура. Выдержка при
температуре старения колеблется от 4 до 24 ч.
Сплавы типа дюралюминий, не содержащие кремния, имеют
максимальную прочность после естественного старения и обычно
используются в этом состоянии. В сплавах типа дюралюминий,
содержащих 0,6—1,2% кремния, напротив, наибольшее уве-
личение прочности наблюдается после искусственного старе-
ния, и поэтому к ним применяют этот вид обработки. У всех
термически обрабатываемых сплавов искусственное старение
по сравнению с естественным вызывает значительный рост пре-
дела текучести при одновременном снижении относительного
удлинения.
После искусственного старения достигается предел проч-
ности лишь немного больший, чем после естественного. Однако
предел текучести при искусственном старении настолько повы- я
шается, что отношение предела текучести к пределу прочности Д
достигает 0,9. II
Максимально возможное упрочнение сплава В95 сильно Д
зависит от температуры старения. 3
В промышленности для упрочнения плакированных листов |
из сплава В95 используется старение при 120—140° С, вы-
держка до 24 ч. 1
Искусственное старение сплава В95 следует производить
либо в течение первых двух часов, либо через двое суток после j
закалки.
В последние годы искусственное старение находит приме- i
нение для повышения предела текучести у сплавов Д1 и Д16. |
Применяемый режим старения (180—190° С при выдержке
8—12 ч) позволяет получать более высокий предел текучести j
при сопротивлении коррозии несколько более низком, чем после j
естественного старения, но все же приемлемом.
ТАБЛИЦА 28. РЕЖИМЫ ТЕРМООБРАБОТКИ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ
ДЛЯ ЛИСТОВ ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Режим закалки Режим старения
Марка сплава темпера- тура °C закаливаю- щая среда температура °C приблизи- тельное время выдержки ч обозначение состояния
АВ Д1 Д16 В95 * ДО НИ2 темпер ханиче 520—525 505—510 495—480 460—480 Старение л 1кой темпера атуры. Врем 5СКИМ свойст Холодная вода То же » » » » истов осуществ туры произво; я выдержки пр вам. 150—160 170—175 Комнатная 180—190 Комнатная 180—190 120—125 95—100 С после старе 155—160 95—100 С после старс 160—165 ляется в две с щтся охлаждеь инимают в зав1 12—15 6—10 48—96 8—12 48—96 8—12 22—26 4—6 * дующим шием 8—10 2—4 * дующим шием 2—4 гадии. После п 1ие на воздухе исимости от тре АВА-Т1 АВА-Т1 Д1А-Т Д1А-Т1 Д16А-Т Д16А-Т1 В95А-Т1 В95А-Т1 В95А-Т1 В95А-Т1 ервого нагрева до комнатной ;бований по ме-
Наряду с обработкой при постоянной температуре искус-
ственное старение можно производить и по более сложным ре-
жимам. Например, с целью сокращения общего времени ста-
рения или для улучшения обрабатываемости давлением к ли-
стам сплава В95 применяется ступенчатое старение. Оно заклю-
чается в выдержке в течение определенного времени при одной
температуре, охлаждении до комнатной температуры и в по-
вторном нагреве с выдержкой при более высокой темпера-
туре.
Возможно также применение обработки, называемой «про-
грессивным» старением, при которой температура искусствен-
ного старения постепенно возрастает по мере выдержки.
В табл. 28 приведены применяемые режимы термообработки
листов алюминиевых сплавов.
Возврат при старении
Если состаренный при комнатной температуре сплав нагреть
до температуры выше 220—225° С с кратковременной выдерж-
кой, то он возвращается в исходное свежезакаленное состояние;
после охлаждения его с этих температур естественное старение
вновь повторяется и твердый раствор испытывает те же превра-
щения, что и сразу после закалки.
С. М. Воронов [1 ] приводит установленные для сплавов
типа дюралюминий оптимальные условия обработки на воз-
врат (табл. 29).
ТАБЛИЦА 29. РЕЖИМЫ ОБРАБОТКИ НА ВОЗВРАТ СПЛАВОВ
ТИПА ДЮРАЛЮМИНИЙ
Наименование сплава Температура °C Продолжитель- ность сек
Сплав Д1 Сплав Д16 при пониженном содер- 250 30—40
жании магния 270 20—30
При верхнем содержании магния . 250—260 10—20
Для искусственного старения требуются печи, в которых
рабочий интервал температур лежит в пределах 100—200° С,
а точность поддержания температуры составляет около ±5° С.
Обычно для этих целей применяют камерные электрические
печи с искусственной циркуляцией воздуха.
Глава VIII
ОТДЕЛКА, ПРАВКА,
КОНТРОЛЬ И УПАКОВКА
ЛИСТОВ
Прокатанные до окончательной толщины листы подвергаются
ряду отделочных операций.
Стоимость отделочных операций, включая термообработку,
может достигать 50% общей стоимости обработки. При массо-
вом выпуске отделочные операции целесообразно выполнять
непрерывным потоком. Такая обработка, исключающая частое
перекладывание листов, уменьшает возможности повреждения
поверхности и обеспечивает экономичную работу с наиболее
коротким циклом производства.
Повышение требований к качеству поверхности листов из
алюминиевых сплавов привело к появлению различных мето-
дов улучшения качества поверхности листов и их коррозион-
ной стойкости: травления, обезжиривания, электрохимического
и химического оксидирования, окрашивания.
1. ТРАВЛЕНИЕ
Травление иногда применяется для улучшения поверхности
листов после закалки. Листы подвергаются травлению садками
со следующей последовательностью операций:
1) травление в ванне с 5%-ным раствором NaOH;
2) промывка в ванне с холодной водой;
3) промывка с нейтрализующим 7%-ным раствором HNO3;
4) окончательная промывка в ванне с горячей водой при
температуре 60° С.
Обычно после этого листы сушат горячим воздухом, причем
не допускается нагрев их выше 70° С, так как в противном слу-
чае может начаться процесс искусственного старения, приво-
дящий к снижению коррозионной стойкости.
Для очистки поверхности листов от следов смазки и загряз-
нений иногда применяют обезжиривание, которое осуществ-
ляется в моечно-сушильных машинах непрерывного действия.
Листы, проходящие через машину по транспортеру, обмываются
горячим обезжиривающим раствором, подаваемым из сопел.
В качестве обезжиривателя иногда применяют раствор тринат-
рийфосфата, нагретый до 80—85° С. Вторая группа сопел тща-
тельно промывает поверхность листов водой, после чего их вы-
сушивают воздушным потоком. Время прохождения листа через
машину составляет 4—5 сек. Для обезжиривания полос также
применяют промывку трихлорэтиленом и прокладку между
полосами и листами специальной адсорбирующей бумаги. Для
улучшения коррозионной стойкости листов из алюминиевых
сплавов широкое распространение получило оксидирование.
Существо этого метода заключается в искусственном уве-
личении толщины окисной пленки, всегда покрывающей ПО’
верхность алюминия и его сплавов. Оксидирование произво-
дится химическим или электрохимическим путем (анодирование).
Плотная, толстая и гладкая пленка А12О3 хорошо защищает
поверхность листов от влияния агрессивных сред, особенно
в сочетании с плакирующим слоем чистого алюминия.
К оксидной пленке хорошо прилипают лак и краска. Кроме
того, оксидная пленка поглощает молекулы многих органиче-
ских красителей и принимает при этом их цвет. Это свойство
используется для окрашивания листового материала, причем
прочность слоя такой краски значительно выше прочности
краски, нанесенной обычными методами.
Снятие коробления свежезакаленных листов обычно дости-
гается в результате следующей обработки:
правки на роликовых правильных машинах с целью устра-
нения грубого коробления;
прогладки на стане для полного снятия коробления, вол-
нистости по кромкам и получения гладкой глянцевой поверх-
ности;
правки растяжением на гидравлических растяжных маши-
нах с удлинением листа на 2—3% с целью полного устранения
волнистости по всей поверхности листа.
Операции по устранению коробления необходимо выполнять
в течение 30—40 мин после закалки, пока не закончился ин-
кубационный период и не начался процесс старения. В против-
ном случае для того, чтобы выправить листы, могут потребо-
ваться слишком большие деформации, которые приведут к не-
допустимому падению удлинения металла и повышению его
прочности.
2. ПРОГЛАДКА И НАГАРТОВКА ЛИСТОВ |
Прогладке подвергаются почти готовые листы, поэтому one- |
рация требует большого внимания. Поверхность прокатных |
валков должна быть полированной, только тогда может быть |
достигнута глянцевая поверхность листа. В зависимости от j
плоскостности листа и состояния его поверхности при про- 1
гладке дается от 3 до 7 пропусков через прогладочный стан, J
причем общее обжатие за всю прогладку не должно превы- *
шать 0,5—1,0 %. Так как при прогладке возникают сравнительно
низкие давления, а большие диаметры валков вследствие боль-
шего проскальзывания содействуют получению глянца, то для
прогладки наиболее подходят двухвалковые клети с роликовыми
подшипниками. Характеристики таких станов даны в табл. 30.
Реверсивные клети с обеих сторон снабжаются реверсивными
приводными ременными конвейерами (рис. 28).
В последние годы для прогладки листов алюминиевых спла-
вов стали применяться многоклетевые станы тандем, обеспе-
чивающие более высокое качество прогладки из-за применения
специализированной калибровки валков в каждой клети, со-
ответствующей условиям данного пропуска. Прогладка листов
ТАБЛИЦА 30. ХАРАКТЕРИСТИКА РЕВЕРСИВНЫХ
ПРОГЛАДОЧНЫХ СТАНОВ ДЛЯ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Показатели Тип стана и размер валков
реверсивный двухвалковый 750—700x1700 мм реверсивный двухвалковый 900—900x2900 мм
Размер листов, мм Скорость прокатки, м/мин . . . . Главный привод стана: мощность, кет число оборотов в минуту . . . Привод нажимных винтов: мощность, кет число оборотов в минуту . . . Привод конвейеров: мощность, кет число оборотов в минуту . . . Наибольшее усилие прокатки, кн (Т) Скорость установки валков, мм/мин Масса стана, т Тип подшипников Длина конвейеров, м 0,5—4X1500 0—8—70 170 500—1000 2X16,5 680 2X12,2 715 2450 (250) 0,1 120 Роликовые 2X10 0,5—4X2500 0—60 300 250—750 2X21,8 700 0,1 280 Роликовые 2X10
на таких агрегатах производится
непрерывно за один пропуск через
стан.
При прогладке листов значи-
тельной ширины в очаге деформа-
ции часто возникают условия не-
однородного относительного пере-
мещения прокатываемого листа,
что приводит к образованию вол-
нистости, коробоватости и «Хло-
пунов». При этом листы выходят
из допусков по волнистости.
Эту неоднородность перемеще-
ния материала в очаге деформации
можно устранять, применяя спе-
циальную профилировку валков,
построенную с учетом конфигура-
ции проглаживаемого листа, ха-
рактера упругого изгиба валков
от давления на валки и упругого
сжатия полотна валков по ширине
полосы.
Методика специальной профи-
лировки валков прогладочных
станов сводится к следующему:
Валки рассчитывают на упру-
гий изгиб и компенсируют их ци-
линдрический профиль рассчитан-
ной выпуклостью.
Корректируют полученный
профиль валков на неравномер-
ность сплющивания полотна вал-
ков.
В результате применения спе-
циальной профилировки валков
создаются условия для более од-
нородного удлинения отдельных
участков полосы по ширине. Про-
гладка листов на таких валках
обеспечивает значительно больший
выход годного, причем после рас-
тяжения листов имеющиеся на
них хлопуны не^превышают 3 мм,
Прогладочные станы обычно
Рис. 28. Реверсивный двухвалковый прогладочный стан:
1 — устройство для смены валков; 2 — перекладывающее устройство с пневмоприсосками; 3 — ленточный транспортер;
4 — рабочая клеть
проектируют исходя из возможности выполнения на них
операций нагартовки. Листы на нагартовку поступают после -I
правки, устраняющей грубое коробление, и после окончания Ч
естественного старения. При нагартовке дается общее обжатие |
5—8%. В целях получения наилучшей выкатки нагартовку <
производят за большое число пропусков (7—15). 1
3. СПОСОБЫ ПРАВКИ
В процессе прокатки происходит искривление проката вслед-
ствие неравномерного нагрева металла, различной величины
обжатия отдельных элементов прокатываемых полос, неудов-
летворительной калибровки, неравномерного охлаждения про-
катных валков и других причин. Искривление проката может
произойти также при транспортировке и охлаждении металла.
Предупредительными мерами, направленными на устранение
причин, вызывающих искривление проката, а также специаль-
ными приемами (предварительная гибка, применение удлинен-
ных проводок и правильных линеек сразу же за чистовой клетью
прокатного стана, регулирование охлаждения бочек валков
и др.) удается лишь частично уменьшить кривизну прока-
танных изделий. Поэтому почти весь прокат подвергают правке.
Цель правки — устранение кривизны в соответствии с требо-
ваниями действующих ГОСТов и ТУ (табл. 31).
Металл правят как в горячем, так и в холодном состояниях.
Горячая правка по сравнению с холодной характеризуется
более высоким качеством проката и меньшими усилиями правки.
ТАБЛИЦА 31. ПРИМЕРНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ,
ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ПЛОСКОСТНОСТИ СТАЛЬНЫХ
И АЛЮМИНИЕВЫХ ЛИСТОВ
Наименование листов Допускаемая волнистость или коробоватость, мм на 1 пог. м (не более) гост
г Стальные листы: •
тонкие листы обыкновенного ка- чества 12 5681—57
качественные 8 5681—57
толстые листы обыкновенного ка- чества 15 3680—57
Алюминиевые листы 4—6 1946—50
Недостаток горячей правки — прокат может вновь поко-
робиться при его транспортировке и охлаждении.
Листы, характеризуемые невысоким пределом текучести,
правятся сравнительно легко. Наклепанный металл поддается
правке с большим трудом и, чтобы облегчить правку, снимают
наклеп путем предварительной термической обработки проката.
Недостаток холодной правки — возникновение остаточных
напряжений.
В соответствии с видами деформации различают следующие
основные способы правки: изгибом, растяжением и дрессировкой.
В ряде случаев правку осуществляют комбинированным
способом (изгиб сочетают с растяжением, растяжение — с дрес-
сировкой и т. д.).
Изгибом правят металл в холодном и в горячем состояниях.
Правку можно осуществлять одно- и многократным изгибом
Однократным изгибом прокат правят на правильных прессах.
В современных прокатных цехах правильные прессы встре-
чаются весьма редко, их применяют лишь для дополнительной
правки полос, недостаточно хорошо выправленных на ролико-
вых правильных машинах, а также для правки листов толщи-
ной 40 мм и более.
Наибольшее распространение получили роликовые и валко-
вые правильные машины. Они обеспечивают высокую произ-
водительность процесса и точность проката, а также возмож-
ность работы машин в потоке.
В ряде случаев выправить листовой металл на валковых
машинах не удается, например, при чрезмерно большой вол-
нистости кромок и коробоватости поверхности, а также вслед-
ствие малой толщины листа (менее 0,5 мм). Такие листы под-
вергают правке растяжением.
Качество правки этим способом высокое. Правкой растяже-
нием можно устранить весьма резкую волнистость и коробова-
тость листов. Поэтому в последнее время такую правку приме-
няют для тонких и толстых листов из черных и цветных металлов
и их сплавов. Кроме того, правкой растяжением в сочетании с рас-
кручиванием выправляют прутки, полученные прессованием.
К недостаткам правки растяжением относят малую произ-
водительность процесса, трудность осуществления ее в потоке
и дополнительные отходы (обрезь концов листов, зажимаемых
в головках машины).
Правку листов и ленты можно также осуществить дресси-
ровкой — прокаткой с незначительным обжатием. Такую
правку обычно совмещают с проглаживанием и наклепом ото-
жженных холоднокатаных листов.
При дрессировке полностью устранить неровность листов
невозможно, поэтому обжатые листы дополнительно правят на
валковых правильных или растяжных машинах.
Машины для правки проката можно разделить на следую-
щие основные типы (табл. 32): роликовые сортоправильные,
валковые листоправильные, валковые трубо-прутковоправиль-
ные (с косорасположенными валками) и растяжные машины,
а также правильные прессы.
ТАБЛИЦА 32. КЛАССИФИКАЦИЯ ЛИСТОПРАВИЛЬНЫХ МАШИН
Тип машины Конструкция Назначение
Валковые листо- правильные Без опорных роликов Для правки листов и ленты
С опорными роликами
Растяжные пра- вильные С механическим при- водом С гидравлическим приводом Для правки листов, ленты и прессованных профилей
Правильные прес- сы С механическим при- водом С гидравлическим приводом Для правки толстых листов
Листоправильные машины при относительно большой длине
бочки рабочих валков выполняют с опорными роликами.
Растяжные машины для правки листов и прессованных из-
делий изготовляют с электрическим или с гидравлическим глав-
ным приводом.
4. ЛИНЕЙНЫЙ ПЛАСТИЧЕСКИЙ ИЗГИБ [49]
При пластическом изгибе растянутые элементы полосы на-
ходятся в разноименном сжато-растянутом напряженном со-
стоянии, а в сжатом слое испытывают всестороннее сжатие.
Для случая правки листов можно принять схему линейного
напряженного состояния при пластическом изгибе. Согласно
Рис. 29. Эпюры напряже-
ний и деформа-
ций, соответст-
вующие различ-
ным стадиям из-
гиба полосы сим-
метричного попе-
речного сече-
ния, изготовлен-
ной из материа-
ла, упрочняю-
щегося за пло-
щадкой текуче-
сти:
а — чисто упругий изгиб; б — упруго-пластический изгиб без упрочне-
ния; в — упруго-пластический изгиб с упрочнением
этой схеме, в полосе возникают только напряжения, действую-
щие в направлении ее оси.
Эпюры напряжений и деформаций, соответствующие различ-
ным стадиям изгиба полосы из упрочняющегося материала, по-
перечное сечение которой симметрично нейтральной оси, по-
казаны на рис. 29.
В продольных волокнах, расположенных между ординатами
zQ и zlf напряжения достигают предела текучести as, образуя
зону текучести; за пределами ординаты z± материал упроч-
няется и в нем возникают напряжения, величина которых пре-
вышает предел текучести.
При пластическом изгибе полосы из упрочняющегося мате-
риала, поперечное сечение которого несимметрично относи-
тельно его нейтральной оси, эпюра напряжений оказывается
несимметричной относительно нейтральной оси. Текучесть,
а также упрочнение появляются вначале в узкой части сечения
полосы, отвечающей меньшему моменту сопротивления, а затем
в широкой, соответствующей большему моменту сопротивления.
5. ПРАВКА МНОГОКРАТНЫМ ИЗГИБОМ
Правку многократным знакопеременным изгибом выпол-
няют на роликовых (валковых) правильных машинах.
Роликовая правильная машина состоит из двух рядов ро-
ликов, расположенных в шахматном порядке (рис. 30), про-
ходя между которыми искривленная полоса подвергается не-
скольким знакопеременным пластическим изгибам и выправ-
ляется.
Подлежащая правке полоса может характеризоваться
различной кривизной: положительной (выпуклостью вниз) +
и отрицательной (выпуклостью вверх)---, а также прямо-
линейными участками, где— = 0.
Критерием процесса правки может служить характер де-
формации прямолинейного участка полосы. При все многооб-
разии способов правки деформация этого участка полосы мо-
жет быть либо упругой (без остаточного искривления), либо
с остаточным искривлением. Исходя из этого, для сравнительной
оценки способов правки существуют следующие два способа:
правка без остаточных искривлений прямолинейных участ-
ков выпрямляемой полосы;
правка с остаточными искривлениями прямолинейных участ-
ков выпрямляемой полосы.
В случае правки без остаточных искривлений прямолиней-
ных участков правильные ролики устанавливают так, что де-
формируемые ими прямолинейные участки изгибаются только
упруго и остаточной деформации не получают. При этом ма-
ксимальной упругой деформации прямолинейного участка по-
лосы соответствует кривизна перегиба -4- = — и относитель-
r rS
ная деформация перегиба = — = 8S.
Г S
В случае правки, сопровождающейся остаточными искрив-
лениями прямолинейных участков полосы, эти участки изги-
Рис. 30. Схема роликовой правильной машины
баются правильными роликами до появления кривизны пере-
. 1 1 . h'
гиба — > — и относительной деформации перегиба — > 81
г rS Г S
так, что после упругой
1
остаточную кривизну----
Г ост
деформацию.
отдачи они получают некоторую
= и остаточную относительную
6. ПРАВКА НА МНОГОРОЛИКОВОЙ МАШИНЕ
Обычно применяют роликовые и валковые правильные ма-
шины с числом роликов (валков) больше пяти.
Следуя Ю. Л. Семененко [49], ниже рассмотрим правку
на многороликовой машине (рис. 31) начиная с правки без оста-
точных искривлений прямолинейных участков выправляемой
полосы.
После деформации роликов 4 кривизна полосы изменяется
1 1
в пределах от-------до -г —
Г6 Г5
дет к ролику 5.
С этой кривизной полоса подой-
У ролика 5 участки полосы с положительной кривизной
получат перегиб------— , после которого они несколько выпра-
^5
вятся, так что кривизна +— уменьшится до величины -|---.
Г5 Г?
Прямолинейные участки и участки с отрицательной кривиз-
ной остаточной деформации не подвергаются.
Полоса от ролика 5 подойдет к ролику 6 с кривизной в пре-
1 ।
делах от------до +
чину +— участки
сколько выправятся,
1
чины-------.
Г8
— . У ролика 6 путем перегиба на вели-
г7
полосы с отрицательной кривизной не-
причем кривизна будет снижена до вели-
Рис. 5/. Схема правки по-
лосы на многоро-
ликовой правиль-
ной машине без
остаточных ис-
кривлений выпра-
вляемой полосы:
/—9 — правильные
ролики
Рис. 32. Схема правки поло-
сы на многоролико-
вой правильной ма-
шине с остаточными
искривлениями вы-
правляемой полосы
Другие
вергнутся.
участки полосы остаточной
деформации не под-
Полоса от ролика 6 к ролику 7 поступит с кривизной, изме-
1 , 1
няющеися в пределах от------до +—.
Г 8 Г1
У ролика 7 картина деформирования будет та же, что и
у ролика 5, а у ролика 8 — как у ролика 6 и т. д.
Следовательно, при расположении роликов по схеме, при-
веденной на рис. 32 (в верхнем ряду на один ролик меньше,
чем в нижнем), у каждого четного ролика путем перегиба на
величину +— будет частично выправляться отрицательная
rs
кривизна, а у каждого нечетного путем перегиба на величину
---!- положительная кривизна.
rs
Таким образом, правкой на многороликовой машине без
остаточных искривлений прямолинейных участков нельзя пол-
ностью устранить кривизну полосы. Этой правкой можно лишь
уменьшить пределы изменения кривизны, причем тем значитель-
нее, чем большим числом роликов будет выправляться полоса.
Рассмотрим далее правку на многороликовой машине с оста-
точными искривлениями выправляемой полосы (рис. 32).
Ранее было установлено, что от ролика 4 полоса направ-
ляется к ролику 5 с кривизной, изменяющейся в пределах от О
Гб
Ролик 5 устанавливают так, чтобы путем создаваемого им
перегиба наибольшая кривизна +— была выправлена
г5 Г5
полностью. При этом участки полосы с меньшей кривизной и
прямолинейные получат отрицательную кривизну, максималь-
ной величиной которой-----— будут характеризоваться послед-
Г6
ние. По абсолютной величине эта кривизна будет несколько
меньшей, чем наибольшая кривизна +— , образовавшаяся
г5
у предыдущего ролика, поэтому перегиб, создаваемый после-
дующим роликом, также будет меньшим.
От ролика 5 к ролику 6 полоса поступит с кривизной,
изменяющейся в пределах от-----— до 0.
Гб
У ролика 6 полосе сообщается перегиб +-4-, за счет ко-
гб
к 1 к
торого ее наибольшая кривизна------ устраняется без остатка.
При этом участкам с меньшей кривизной, а также прямолиней-
ным придается отрицательная кривизна, достигающая на по-
следних максимального значения +— . По абсолютной вели-
г?
чине эта кривизна будет несколько меньшей по сравнению
с наибольшей кривизной-------— , образовавшейся у предыду-
гв
щего ролика, поэтому перегиб, создаваемый последующим ро-
ликом, будет меньшим по сравнению с перегибом, создаваемым
предыдущим роликом.
У ролика 7 картина деформирования будет такой же, как
у ролика 5, а у ролика 8 — как у ролика 6 и т. д.
Таким образом, при правке на многороликовой машине
с остаточными искривлениями прямолинейных участков вы-
правляемой полосы первыми двумя роликами 2 и 3 устраняется
максимальная кривизна разных знаков, а начиная с третьего
изгиба (роликом 4) и дальше каждым последующим, меньшим
по величине, чем предыдущий (роликами 5 и 6 и т. д.) выправ-
ляется остаточная кривизна — , полученная вследствие искрив-
r i
ления прямолинейного участка предыдущим роликом.
Начиная с ролика 4 и дальше каждый четный ролик бу-
дет полностью устранять отрицательную кривизну, получен-
ную полосой от предыдущего ролика, а каждый нечетный —
положительную кривизну, полученную полосой от предыду-
щего ролика.
Пределы изменения кривизны после каждого ролика будут
все более сужаться. Следовательно, чем большим числом роликов
выправляется полоса, тем качественнее будет правка.
При такой правке кривизна одного из знаков устраняется
без остатка, а кривизна другого знака значительно умень-
шается. Однако полного устранения кривизны одного из зна-
ков достичь нельзя.
Сравнивая правку на многороликовой машине по двум
рассмотренным способам, можем заключить, что правка с оста-
точными искривлениями прямолинейных участков устраняет-
двузначную кривизну полосы более полно.
Сущность правки без остаточных искривлений прямоли-
нейных участков выправляемой полосы заключается в такой
установке правильных роликов, при которой каждый из них,
кроме первого и последнего, перегибает прямолинейный уча-?
сток полосы до появления максимальной упругой относитель-
ной деформации перегиба es = 1, т. е. без возникновения оста-
точной деформации.
Если полоса подходит к ролику с кривизной, которой со-
ответствует относительная деформация е', то, подвергшись
перегибу, она оказывается изогнутой таким образом, что об-
щая относительная деформация изгиба составляет сумму е =
= 8 + Es = &' + 1.
Зная величину 8, по диаграмме е" = f (е) находим отве-
чающую ей величину относительной деформации упругой от-
дачи s".
Располагая величиной 8, определяем величину изгибаю-
щего момента по формуле
М = (34)
Величина остаточной относительной деформации, возникаю-
щей после упругой отдачи 80СТ = & — 8S = г" — 1.
Пользуясь примененной Ю. Л. Семененко [49] методикой
последовательно по ходу правки, определяем параметры правки,
выполняемой каждым роликом: общую относительную деформа-
цию изгиба + 1, изгибающий момент Mh создаваемый ро-
ликом, и остаточную относительную деформацию 80Ст/. При
этом следует иметь в виду, что остаточная относительная де-
формация 80ст/, возникающая у данного ролика, является отно-
сительной деформацией sz + 2, устраняемой роликом, распо-
ложенным через один ролик от него (искривление, с которым
полоса покидает i-тый ролик, подвергается правке i + 2 ро-
ликом).
При рассматриваемой правке наблюдается последователь-
ный многократный изгиб, в результате которого увеличивается
сопротивление материала деформации, что будет сказываться
главным образом на параметрах правки роликами 4 и 5.
При правке последующими роликами, когда величина об-
щего изгиба будет небольшой, дальнейшее повышение сопро-
тивления материала деформации оказывается незначительным
и им можно пренебречь.
Правка с остаточными искривлениями прямолинейных участ-
ков выправляемой полосы сводится к тому, что первыми двумя
роликами с наибольшими знакопеременными перегибами устра-
няется максимальная кривизна обоих знаков, а каждым сле-
дующим выправляется наибольшая остаточная кривизна, воз-
никшая в результате изгиба прямолинейного участка преды-
дущим роликом, причем абсолютная величина перегиба с каж-
дым разом все уменьшается.
В процессе правки полоса подходит к правильному ролику
с кривизной, которой отвечает относительная деформация е'.
Для полного устранения этой кривизны ролик устанавливается
из расчета образования перегиба, величина которого равна
значению относительной деформации упругой отдачи & •
Зная величину в', с помощью диаграммы в" = f (s') опре-
деляем соответствующую ей величину относительной деформа-
ции упругой отдачи в".
Значение изгибающего момента находим по известной фор-
муле (34).
Величину остаточной относительной деформации 8ОСТ, воз-
никающей при изгибе прямолинейного участка полосы, кото-
рому отвечает относительная деформация перегиба s", опре-
деляем по диаграмме 80СТ = f (s"), представляющей собой диа-
грамму 8 = f (8).
Применяя изложенную методику, последовательно по ходу
правки для каждого ролика находим относительную деформа-
цию перегиба st-, величина которой равна значению относи-
тельной упругой отдачи, изгибающий момент и остаточную
относительную деформацию 8ОСТ, возникающую при изгибе
прямолинейного участка полосы, имея в виду, что эта остаточ-
ная относительная деформация устраняется последующим ро-
ликом так, что
^ост i £/+1’
Отличительной чертой разбираемого способа правки яв-
ляется наличие чередующихся прямых и обратных изгибов,
изменяющих сопротивление материала деформации.
При искривлении роликом 3 прямолинейного участка по-
лосы, который ранее был выправлен роликом 2, наблюдается
обратный вторичный изгиб, сопровождающийся уменьшением
сопротивления материала деформации, что при определе-
нии 80СТ з по диаграмме 80ст = s' = f (s") следует учитывать
путем введения коэффициента Х3 > 1.
При правке роликом 4 полоса подвергается прямому из- Я
гибу, при котором сопротивление материала деформации по- ।
вышается, что при определении 80Ст4 по диаграмме 8ОСТ = 8' = 1
= f (е") необходимо учитывать путем введения коэффициента Л
Х4 < 1. 5
При последующих изгибах в области малых деформаций пер- ;
воначальная величина сопротивления материала деформации '
быстро восстанавливается и ее изменения с увеличением числа .
изгибов не наблюдается. Поэтому в случае четвертого и сле-
дующих за ним изгибов при определении 80СТ поправочный ко-
эффициент не вводится.
Значение коэффициентов Х3 и %4 определяется опытным
путем.
Согласно экспериментальным данным Н. А. Пастернак [52],
для углеродистой стали Х3 1,3 и Z4 0,7; для легированной j
стали с некоторым приближением Х3 = Х4 1. Для дюралю-
миния Х3 1 и Х4 % 0,5.
7. ВАЛКОВЫЕ
ЛИСТОПРАВИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Валковые листоправильные машины предназначены для
правки листов и ленты в горячем и холодном состояниях.
Горячей правке на валковых машинах подвергают стальные
листы толщиной до 600 мм и шириной до 5000 мм.
В холодном состоянии валковыми машинами выправляются
листы толщиной 0,5—60 мм и шириной до 5000 мм.
При горячей правке листов на машинах, установленных
в общем технологическом потоке, исключается вредное влия-
ние наклепа, а также используется высокая скорость правки
с меньшим расходом энергии.
Холодной правке подвергают горячекатаные, а также холод-
нокатаные листы.
Листоправильные машины выполняют с опорными роли-
ками и без них.
Применение опорных роликов в толстолистовых машинах
уменьшает нагрузку, приходящуюся на правильные валки,
и предохраняет их от чрезмерных прогибов. В тонколистовых
машинах при помощи опорных роликов также регулируют за-
зоры между правильными валками, необходимые для устране-
ния коробоватости и местной волнистости листов.
Каждый правильный валок поддерживается опорными ро-
ликами с одной или двух сторон.
В последнем случае опорные ролики воспринимают не
только вертикальные, но и горизонтальные усилия.
Опорные ролики вдоль правильных валков можно разме-
щать в один ряд и более. Машины изготовляют с одним, двумя
или большим числом секций опорных роликов.
Конструкция валковых машин определяется главным образом
способом регулировки правильных валков и опорных роликов.
Классификация валковых листоправильных машин по способу
регулировки валков и опорных роликов приведена в табл. 33.
В машинах с одинарной регулировкой валков подвижная
траверса перемещается по высоте, причем верхний ряд валков
остается параллельным нижнему.
В машинах с двойной регулировкой валков, кроме уста-
новки подвижной траверсы по высоте, предусматривается также
наклон ее в продольном направлении.
В машинах с тройной регулировкой валков подвижную
траверсу можно устанавливать по высоте, а также с наклоном
в продольном и поперечном направлениях.
В машинах с наклоном регулируемого ряда валков в про-
дольном направлении подвижная траверса укрепляется на ци-
линдрических ползунах, что позволяет наклонять траверсу
в продольном направлении. В машинах с наклоном регулируе-
мых валков в поперечном направлении направляющие для
подвижной траверсы выполняют с закруглениями или попе-
речными скосами.
В машинах с одинарной регулировкой валков предусматри-
вается механизм для установки валков по высоте, состоящий
из двух или четырех нажимных винтов, приводимых во враще-
ние одновременно.
В машинах с двойной регулировкой валков устанавливается
четырехвинтовой механизм для установки валков, у которого
предусматривается привод каждой (передней и задней) пары
нажимных винтов отдельно и обеих пар одновременно. В ма-
шинах с тройной регулировкой валков применяется четырех-
винтовой механизм для установки валков с отдельным приво-
дом передней и задней пар винтов, у каждой из которых пре-
дусматривается отключение левого или правого винта.
Механизм для регулировки правильных валков приводится
в большинстве машин от одного или двух приводов.
В некоторых машинах, характеризуемых небольшим весом
подвижной траверсы, механизм для регулировки правильных
валков приводится вручную.
ТАБЛИЦА 33. ВАЛКОВЫЕ ЛИСТОПРАВИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Тип машины Регулировка правильных валков t Регули- ровка секций опорных роликов Регулировка правильных валков и опор- ных роликов
Без опорных роликов Только по вы- соте Общая — 'ф- ф- ф ф •<——
Общая с инди- видуальной регу- лировкой напра- вляющих валков — . J Ф Ф ф EEF —F
По высоте и с наклоном в про- дольном напра- влении Общая и ин- дйвидуальная — J J ФФФ
Общая — J /_л_ч Ф Ф Ф ф ф ф ф м I-
С опорными роликами Только по вы- соте » Общая
Общая с инди- видуальной регу- лировкой напра- вляющих валков »
По высоте и с наклоном в про- дольном напра- влении Общая »
Индиви- дуаль- ная 5? z Vr—чт 71Я1
По высоте и с наклоном в про- дольном и попе- речном направле- ниях » Общая
Индиви- дуаль- ная -Л ,Л
4
Вращение нажимным винтам механизма для регулировки
валков сообщается от электродвигателей чаще всего через
цилиндрические редукторы, распределительные валы и чер-
вячные передачи.
В машинах с ручной регулировкой валков нажимные винты
вращают при помощи штурвалов, насаженных на распредели-
тельные валы червячных передач. В случае привода от электро-
двигателя такие штурвалы также устанавливают на распре-
делительных валах для уточнения установки валков вручную.
Используется два вида механизмов для регулировки валков:
с приводными нажимными винтами, ввинченными в неподвижно
закрепленные гайки, и с нажимными винтами, ввинченными
во вращающиеся гайки.
Основными способами уравновешивания подвижной тра-
версы являются пружинный, грузовой и пневматический.
В правильных машинах новейших конструкций нижняя
траверса регулируется по высоте. В этом случае уравновеши-
вающего устройства не требуется.
Общую, а также и секционную регулировку опорных роли-
ков осуществляют вручную или от электропривода при помощи
нажимных винтов или клиньев. В машинах с подвижной верх-
ней траверсой регулируют верхние опорные ролики, а в маши-
нах с подвижной нижней траверсой — нижние опорные ролики.
У машин с одинарной общей регулировкой верхнего ряда
правильных валков обычно предусматривается индивидуаль-
ная вертикальная регулировка крайних направляющих вал-
ков. Эта регулировка осуществляется вручную от штурвалов
или от электропривода.
В некоторых таких машинах индивидуальная регулировка
по высоте предусмотрена для всех валков регулируемого ряда.
Некоторые тонколистовые правильные машины с передней
и задней сторон оборудуют двумя парами тянущих валков,
которые облегчают задачу и выдачу листов.
В валковых листоправильных машинах все правильные
валки приводные. Холостыми выполняют лишь крайние направ-
ляющие валки в машинах с одинарной регулировкой валков.
Привод валков устанавливают отдельно от рабочей клети.
В некоторых машинах редуктор и шестеренную клеть совме-
щают в общем корпусе.
В машинах с большим числом правильных валков редук-
тор выполняют с двумя или тремя выходными валами, а ше-
стеренную клеть — соответственно с двумя или тремя привод-
ными валами, в результате чего крутящий момент распреде-
ляется между несколькими валами.
Некоторые валковые листоправильные машины снабжают
круговыми щетками для очистки листов. Известны правильные
машины, оборудованные окалиноломателями. Валковые листо-
правильные машины оснащают также устройствами для смазки
поверхности листов.
8. ТОНКОЛИСТОВЫЕ
ВАЛКОВЫЕ ПРАВИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Тонколистовые машины, применяемые для правки листов I
толщиной менее 4 мм, устанавливают у всех тонколистовых 1
станов как горячей, так и холодной прокатки.
На рис. 33 показана семнадцативалковая машина для правки
листов толщиной 1,5—6 мм и шириной до 2300 мм.
В станине машины размещены траверсы: нижняя неподвиж-
ная 1 и верхняя подвижная 2.
В траверсах установлены правильные валки 3 и опорные
ролики 4. Цапфы валков вращаются в бронзовых втулках, за-
крепленных в общих корпусах 5 валков верхнего и нижнего
рядов. Цапфы опорных роликов вращаются в подшипниках
качения, размещенных в корпусах 6.
Опорные ролики расположены в каждой траверсе в три ряда.
Корпусы подшипников верхних опорных роликов подвешены
при помощи тяг.7 на пружинах S, в результате чего они могут
поворачиваться.
Опорные ролики установлены по отношению к правильным
валкам в шахматном порядке и прижимаются к валкам враще-
нием винтов 9.
Регулировка валков верхнего ряда двойная, При одновре-
менном вращении четырех нажимных винтов 10 верхняя тра-
верса перемещается по вертикали, а при вращении двух перед-
них (или задних) нажимных винтов она наклоняется.
Вращение каждой паре нажимных винтов сообщается от
электродвигателя 11 через цилиндрический редуктор 12, вал 13
и червячную передачу 14.
Нажимные винты через упорные конические подшипники 15
и сферические подпятники 16 опираются на верхнюю траверсу,
которая уравновешивается на четырех пружинах 17. Винты вра-
щаются в гайках 18, прижимаемых пружинами к нижней тра-
версе через шайбы 19.
Рис. 33. Семнадцативалковая
правильная машина
скмз
Правильные валки приводятся от электродвигателя 20
через цилиндрический редуктор 21, в котором предусмотрены
два выходных вала 22, шестеренную клеть 23 и универ-
сальные шпиндели 24. Машина оборудована направляющими
Рис. 34. Схема семивалкового
перегибающего устрой-
ства:
1 — задающие валки; 2 —
перегибающий валок; 3 —
валки, выдающие полосу
проводками 25.
Для правки тонких листов при-
меняют машины, оборудованные
перегибающим устройством (рис.
34). В результате перегиба листа
на значительную величину струк-
тура металла изменяется. Благо-
даря этому, например, для стали
при последующей штамповке
удается предупредить возникно-
вение линий сдвига, которые ухуд-
шают качество изделий и портят
их внешний вид.
9. ОПРЕДЕЛЕНИЕ
ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ
ЛИСТОПРАВИЛЬНЫХ МАШИН
Тонкие и широкие листы после прокатки искривляются не
только в продольном, но и в поперечном направлениях, при-
обретая корытообразную форму. Кроме того, на листах обра-
зуются местные выпучины. Чтобы устранить кривизну таких
листов, кроме обычной правки разнозначными изгибами, не-
обходимо создать в металле дополнительные растягивающие на-
пряжения, под действием которых менее вытянутые участки
листа растянулись бы до длины участков, характеризуемых
избыточной вытяжкой.
В валковых тонколистовых машинах это осуществляется
путем прогиба рабочих валков в результате соответствующей
установки секций опорных роликов.
На валковых машинах обычно правят листы, характеризуе-
мые широким диапазоном толщин. На одной и той же машине
можно править листы с отношением минимальной толщины к ма-
ксимальной, достигающим 1 : 7.
Параметры машины определяют для случая правки листа,
характеризуемого наибольшим моментом пластического из-
гиба.
Рис. 35. Относительные деформации
упругой отдачи при правке
на валковых машинах:
/ — опытные данные; 2 —
расчетные значения
Метод расчета деформаций при правке листа на валковой
машине зависит от принятого способа правки.
Для проверки правильности расчета деформаций, возни-
кающих при правке листа на валковой машине, сравним рас-
четные значения относительных деформаций упругой отдачи
с фактическими данными, полученными измерением проволоч-
ными тензометрами. Измерения выполнены А. Л. Сониным на
действующей машине [51].
Результаты сравнения представлены на рис. 35, построен-
ном для случая правки листа из стали Ст.З толщиной 4 мм на
семнадцативалковой машине, в которой предусмотрен наклон
верхнего ряда валков [51].
10. МОЩНОСТЬ ПРИВОДА
И КРУТЯЩИЙ МОМЕНТ
Общий крутящий момент, затрачиваемый на вращение вал-
ков правильной машины без опорных роликов, определяется
по уравнениям, выведенным для случая правки металла на
роликовой сортоправильной машине [52]. Если в машине
предусмотрены опорные ролики, то при определении общего
крутящего момента, затрачиваемого на вращение валков и
опорных роликов, следует учитывать, во-первых, уменьшение
суммарного крутящего момента, необходимого для преодоле-
ния сил трения, расходуемого на вращение валков, вследствие
их разгрузки в результате установки опорных роликов, а во-
вторых, дополнительные суммарные крутящие моменты, необ-
ходимые для преодоления сил трения, возникающих при вра-
щении опорных роликов.
Общий крутящий момент, затрачиваемый на вращение вал-
ков машины с опорными роликами, уменьшится на величину
ff
Мкр. общ = /ф-^общ
(35)
где ф — коэффициент, показывающий, какую часть суммар-
ного давления листа на валки воспринимают опорные
ролики;
d — диаметр цапф правильных валков.
Значение коэффициента ф принимают в соответствии с рас-
положением опорных роликов по длине правильного вал-
ка [49].
Общий крутящий момент, необходимый для преодоления
трения качения валков по опорным роликам, когда опорные
ролики и правильные валки расположены в общих вертикаль-
ных плоскостях, можно выразить уравнением
МКр. обЩд^ ~ ф^общ» (36)
где т' — коэффициент трения качения валков по опорным
роликам.
Тот же крутящий момент, когда опорные ролики по отноше-
нию к правильным валкам расположены в шахматном порядке,
будет
Мкр. обЩ£ == ^2 ф^общ > (37)
cos arc sin r,
Z7 -j-
где t — шаг роликов;
D — диаметр правильных валков;
Dr — диаметр опорных роликов.
Общий крутящий момент, необходимый для преодоления
сил трения в подшипниках опорных роликов, можно выразить
уравнением
Мкр. общ ~ f ф^общ~у_ > (38)
где f' — коэффициент трения в подшипниках опорных роли-
ков;
d± — диаметр цапф опорных роликов.
Общий крутящий момент можно представить формулой
Z // //
МКр . общ- Мкр . общ МКр. общ + МКр . общ 4“
кр.
общ0 4"’Мобщ1 4-
кр. Общ2-
(39)
При проектировании валковых листоправильных машин
принимают следующие значения коэффициентов трения:
Коэффициент трения качения валков по листу:
при правке горячекатаного листа ............ 0,8
» » холоднокатаного листа .......... 0,4
Коэффициент трения качения валков по опорным роли-
кам:
при правке горячекатаного листа .... 0,4
» » холоднокатаного листа........0,2
Мощность привода валковой листоправильной машины
определяют по формуле
> г 1 ^Kp- общу z ,
N = —77-----кет, (40)
51 Z)t] v 7
где v — скорость правки, м!сек\
D — диаметр ролика, м;
т] — к. п. д. привода.
11. СКОРОСТЬ
ВАЛКОВЫХ ПРАВИЛЬНЫХ МАШИН
Валковые листоправильные машины, устанавливаемые в об-
щем технологическом потоке, должны обеспечивать правку
всех листов, выходящих из чистовой клети стана, поэтому
скорость правки на таких машинах предусматривается доста-
точно высокой.
На правильных машинах холодной правки скорость правки
составляет 0,1—2,0 м!сек, а на одиночных машинах, приме-
няемых для дополнительной правки, 0,05—0,1 м!сек.
На правильных машинах, встраиваемых в поток, скорость
правки достигает 2,0—6,0 м!сек, причем наблюдается тенденция
к ее повышению в связи с увеличением скорости прокатки.
В машинах для правки листов широкого диапазона по тол-
щине предусматривается регулировка скорости правки.
В некоторых таких машинах отношение скоростей правки
составляет ^мин =1:8.
^макс
В случае правки листов величина пластической деформации
должна быть значительно больше по сравнению с той, которая
наблюдается при правке сортового проката. Это объясняется
тем, что листы обычно характеризуются весьма значительными
искривлениями, причем последние по ширине и длине листов
располагаются неравномерно.
Величина пластической деформации возрастает наиболее
интенсивно при одновременном ^увеличении числа валков и
уменьшении их шага. Поэтому наблюдается тенденция к уве-
личению числа правильных валков с уменьшением их шага.
Однако, как показывает практика [49], увеличивать число
валков и уменьшать их шаг с целью повышения эффективности
правки можно не безгранично, а до оптимальных величин,
которые и следует принимать при проектировании новых машин.
12. ПРАВКА
ПЛАСТИЧЕСКИМ РАСТЯЖЕНИЕМ [49]
В случае правки растяжением искривленного участка по-
лосы при достаточно большом значении растягивающей силы,
когда в крайних волокнах наружного слоя значения напря-
жения достигают предела текучести, все сечение полосы будет
охвачено пластической деформацией и полоса окажется практи-
чески прямолинейной. После разгрузки за счет упругой отдачи
она вновь несколько искривляется и получает остаточную кри-
визну. Эту кривизну, если напряжения от нагрузки были це-
ликом в зоне упрочнения диаграммы растяжения, можно вы-
разить так:
1 1 Е± 1
---=----тг = — ть
Г ост Г1 Е Г
Величина остаточной кривизны при прочих равных усло-
виях будет тем больше, чем больше модуль упрочнения мате-
риала Ех.
Если форма сечения, кривизна и свойства материала допу-
скают растяжение, при котором напряжения останутся в пре-
делах площадки текучести, или материал характеризуется не-
значительным модулем упрочнения, то нагрузку при правке
растяжением достаточно довести до появления в крайних во-
локнах наружного слоя напряжений, величина которых будет
равна пределу текучести.
Если материал полосы сразу же за пределом текучести резко
упрочняется, а затем его способность к упрочнению значительно
снижается, то, как показал Е. Н. Мошнин [50], для уменьше-
ния остаточной кривизны усилие правки следует выбрать до-
статочным, чтобы напряжения наружных и внутренних воло-
кон были в зоне минимальных значений модуля упрочнения.
В том случае, когда модуль
упрочнения непрерывно возра-
стает и его значение велико,
необходимо осуществлять ком-
бинированную правку — соче-
тать изгиб с растяжением [49].
Если при правке диапазон
относительных деформаций и
напряжения лежат в пределах
площадки текучести, то усилие
растяжения будет
Рр = oxF,
Рис. 36. Изменение относительного
усилия растяжения в за-
висимости от величины
устраняемой относитель-
ной деформации; г)—уст-
раняемая относительная
деформация
где F — площадь поперечного
сечения полосы.
При правке незначительно
упрочняющегося материала ве-
личины напряжений в крайних
волокнах наружного слоя бу-
дут равны о$; во всех остальных волокнах, если площадка те-
кучести отсутствует, они будут больше os.
Разность напряжений в крайних волокнах внутреннего и
наружного слоев
^вн ($вн $н) ^1,
а усилие растяжения равно
А^ВН р р
В конечный момент нагрузки полосы относительная дефор-
мация крайних волокон внутреннего слоя равна
Аввн __ h
8' ’
2
где в' — относительная деформация, отвечающая устраняе-
мой кривизне:
Девн = 2в',
Ьп 7
При правке, когда величина напряжения в крайних волок-
нах наружного слоя превышает os, усилие растяжения можно
выразить формулой
Рр = (<тн + еТх) F. (41)
Величину напряжения в крайних волокнах наружного слоя
(он) определяют по диаграмме растяжения.
На рис. 36 показаны графики изменения относительного
усилия растяжения —в зависимости от относительной дефор-
8z 1
мации —, соответствующей величине исходной кривизны —
8S Г
для полос прямоугольного сечения из различных материалов.
13. РАСТЯЖНЫЕ ПРАВИЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Растяжные правильные машины предназначены для правки
листов из стали и цветных металлов и сплавов, а также для
правки и раскручивания прутков.
Минимальная толщина выправляемых растяжением листов
составляет 0,3 лш, максимальная 50 мм. На растяжных правиль-
ных машинах новейших конструкций правят листы шириной
до 3500 мм и длиной до 10 л, а на машинах, снабженных пово-
ротной головкой, прутки длиной до 25 м.
Растяжные правильные машины изготавливаются с усилием
растяжения до 137 Мн (14 000 Т).
Растяжная машина состоит из станины, зажимных головок
(рабочей и вспомогательной), механизма для передвижения ра-
бочей головки, механизма для установки вспомогательной го-
ловки и главного привода.
Рабочая и вспомогательная головки снабжены устройствами
для закрепления выправляемого листа. Лист зажимается в го-
ловках с помощью губок, причем в машинах облегченного типа
эта операция осуществляется вручную, а в машинах тяжелого
типа — при помощи электрифицированного, пневматического
или гидравлического привода.
Механизм для передвижения рабочей головки определяет
конструкцию машины.
Движение рабочей головке сообщается от механического
или гидравлического привода.
Из механизмов для передвижения рабочей головки с ме-
ханическим приводом наибольшее распространение получили те,
у которых движение головке передается при помощи двух не-
вращающихся винтов или двух зубчатых реек.
В настоящее время механический привод почти полностью
вытеснен гидравлическим, представляющим собой цилиндр
с поршнем, шток которого соединен с рабочей головкой.
В гидравлических системах растяжных правильных машин
обычно применяют ротационно-плунжерные насосы, приводи-
мые от электродвигателя.
Вспомогательную головку в зависимости от длины и кри-
визны листа устанавливают на требуемом расстоянии от рабо-
чей при помощи отдельного механизма. Механизм для уста-
новки вспомогательной головки выполняют как с механическим,
так и с гидравлическим приводом. Конструкция установочного
механизма с механическим приводом аналогична описанной
выше конструкции механизма для передвижения рабочей го-
ловки. Механизм для установки вспомогательной головки с гид-
равлическим приводом представляет собой систему штырей,
которые при закреплении головки входят в гнезда, предусмо-
тренные в стенках станины. Штыри приводятся от гидравли-
ческих цилиндров.
Чтобы обеспечить задачу концов выпрямляемого листа в за-
жимные губки, перед губками устанавливают кромкоправиль-
ные ролики. Машины тяжелых типов снабжают устройствами
для задачи и выдачи подвергаемых правке изделий.
Настройку машины и контроль за правкой осуществляют
при помощи горизонтальной шкалы, на которой фиксируется
положение рабочей головки, или по показаниям манометра.
В машинах новейшей конструкции применяют электромаг-
нитные индикаторы, фиксирующие положение рабочей головки,
и кнопочное автоматическое управление циклом правки.
На рис. 37 показана растяжная правильная машина с гид-
равлическим приводом, предназначенная для правки алюми-
ниевых листов толщиной до 35 мм и шириной до 2300 мм. Уси-
лие растяжения, развиваемое машиной, достигает 7,84 Мн
(800 Т).
Станина 1 машины изготовлена из стальных листов.
На поперечинах 2 станины установлены направляющие 3,
по которым перемещаются головки — рабочая 4 и вспомога-
тельная 5.
Вспомогательная головка закрепляется на требуемом рас-
стоянии от рабочей при помощи замковых штырей 6, входящих
во втулки, закрепленные в отверстиях 7 станины. Через эти
втулки нагрузка при правке передается со вспомогательной
головки на станину. Между поперечинами станины смонтирован
механизм для установки вспомогательной головки и путевые
выключатели, служащие для точного фиксирования головки
у гнезд, в которые входят замковые штыри. Ввод в гнезда зам-
ковых штырей и их вывод осуществляются от гидравлического
цилиндра.
Рабочая головка при рабочем ходе приводится от главного
гидравлического цилиндра S, установленного в стойке 9, за-
крепленной в станине при помощи штыря 10. Плунжер 11 глав-
ного цилиндра тягами 12 соединен с рабочей головкой.
При холостом ходе рабочая головка приводится от возврат-
ного гидравлического цилиндра 13, выполненного в полости
плунжера главного цилиндра. Плунжер 14 возвратного ци-
линдра крепится к стойке, установленной на станине.
Рабочая и вспомогательная головки оснащены зажимными
губками 15, установленными на плоских опорах качения 16.
Губки приводятся от гидравлического цилиндра 17 через тра-
версу 18 и две тяги 19. Синхронизация работы зажимных
устройств обеих головок достигается при помощи механической
рычажной связи.
Обе головки оборудованы горизонтальными кромкоправиль-
ными валками 20. Нижний валок регулируется при помощи вин-
тового устройства 22, верхний нажимной валок перемещается
от гидравлического цилиндра 21.
Гидравлический привод машины состоит из трех отдельных
насосных установок. Главная насосная установка, расположен-
ная у рабочей головки, питает цилиндры для перемещения
Рис. 37. Растяжная правильная машина для правки
а — общий вид; бив — узлы машины; 1 — станина; 2 — поперечина станины; 3 —
7 — втулка; 8 — главный гидравлический цилиндр; 9 — стойка; 10 — штырь для
гидравлический цилиндр; 14 — плунжер возвратного цилиндра; 15—зажимные губки;
19 — тяга; 20 — кромкоправильный валок; 21 —гидравлический цилиндр нажимного
б
листов из алюминиевых сплавов усилием 7,8 Мн (800 Т):
направляющая; 4 — рабочая головка; 5 — вспомогательная головка; 6 — штырь;
закрепления стойки; 11 — плунжер главного цилиндра; 12 — тяга; 13 — возвратный
16 —опора качения; 17—гидравлический цилиндр для зажатия губок; 18—траверса;
валка; 22 — винтовое устройство для регулировки нижнего нажимного валка
рабочей головки. Две других установки обслуживают цилиндры
для зажима губок обеих головок, а также цилиндры для переме-
щения верхнего кромкоправильного валка и замковых штырей.
Машина оснащена распределителями золотникового типа
с электромагнитным приводом. Управление циклом правки
кнопочное, полуавтоматическое и осуществляется с централь-
ного пульта. Перемещение рабочей головки фиксируется элек-
тромагнитными индикаторами.
Главный цилиндр машины оборудован предохранительным
клапаном, предназначенным для возврата масла в бак при раз-
рыве листа. Для правки прутков, полученных прессованием
на прессах и требующих не только устранения искривлений,
но и раскручивания, применяют машины с поворотной вспомо-
гательной головкой.
Мощность привода растяжной правильной машины можно
выразить уравнением
7V = кет, (42)
102т] ’ v 7
где Рр — усилие растяжения, кГ\
v — скорость правки, м/сек',
т] — к. п. д. передачи от двигателя к рабочему механизму.
Пример. Определить мощность привода растяжной
правильной машины, предназначенной для правки дюр-
алюминиевых листов максимальным сечением 1200 X
хЗ мм, длиной до 4000 мм.
Исходные данные:
Скорость правки v, м/сек................... 0,2
Предел текучести Мн/м2. (кГ/мм2) . . . 343 (35)
Модуль упрочнения Elf Мн/м2 (кГ/мм2) . . . 5600 (570)
Относительная деформация при пределе теку-
чести ...................................... 0,0056
Максимальные напряжения, возникающие при правке
в крайних волокнах наружного слоя сгн, 350 Мн/мм2 (35 кГ/мм2).
При минимальном радиусе кривизны гмин = 10, подлежащей
устранению, соответствующая относительная деформация равна
= М- = 0,05.
мии
(43)
Усилие растяжения находим по уравнению
Pp = (cs+ e'fj F = (35+0,05-0,057.104) 1200-3 = 228-103 кГ.
Мощность привода рассчитываем по уравнению
102 г)
228-103.0,02
102-0,8
= 56
кет.
Правку контролируют по величине удлинения или по вели-
чине усилия вытяжки и по степени плоскостности листа. Техноло-
гическое растягивающее усилие Рр определяется из выражения
Рр = K<3sBh, (44)
где К — коэффициент, учитывающий неравномерность листа
по толщине, наклеп при растяжении и т. д.;
os — предел текучести растягиваемого металла, для дюр-
алюминия обычно принимается 294 Мн/м2 (30 кГ/мм2);
В — ширина листа, мм;
h — толщина листа, мм.
Характеристика растяжных машин приведена в таблице 34.
ТАБЛИЦА 34. ХАРАКТЕРИСТИКА ГИДРАВЛИЧЕСКИХ МАШИН
ДЛЯ ПРАВКИ РАСТЯЖЕНИЕМ ДЮРАЛЮМИНИЕВЫХ ЛИСТОВ
ДЛИНОЙ ДО 7000 мм
Параметр Усилие машины, Мн (Т)
3,43 (350) 2,45 (250)
Ширина растягиваемых листов, мм Толщина растягиваемых листов, мм Наибольший рабочий ход машины, мм Диаметр плунжера цилиндра, мм Насос привода машины: давление, Мн/м2 (кГ/см2) . . . производительность, л/мин . . . Электродвигатель привода насоса: мощность, кет число оборотов в минуту . . . Электродвигатель привода задней головки машины: мощность, кет число оборотов в минуту . . . Масса машины, т ........ До 2500 0,5—4 250 500 19,6 (200) 200 75 985 10 750 55 До 1500 0,5—4 200 400 19,6 (200) 0,5 20 790 10 1000 22,5
При определении производительности машины исходят из
времени рабочего хода, которое определяется по выражению
____ аАбОТ7
р ~ ’
(45)
где L — наибольшая длина листа, дм\
F — площадь плунжера, дм2\
Л — к. п. д. насоса, равный 0,85;
Q — производительность насоса, л/мин\
tp — время рабочего хода, сек\
а — часть длины листа, равная величине рабочего хода
машины; обычно а 0,02ч-0,03Ь.
Продолжительность обратного хода зажимной головки, по
практическим данным, обычно составляет 4—5 сек. При полист-
ной правке практическая производительность растяжных машин
составляет 60—120 листов в час в зависимости от размеров
листов. Тонкие листы иногда растягиваются по два листа одно-
временно.
Для повышения производительности и облегчения труда
современные растяжные машины снабжаются гидросистемами
возврата зажимной головки, пневмомеханизмом для зажима
листов губками машины и ленточными транспортерами для ме-
ханизированной задачи листов в губки.
14. ОБРЕЗКА, КОНТРОЛЬ
И МАРКИРОВКА ЛИСТОВ
У закаленных листов, подвергаемых растяжке, концы по-
вреждены губками растяжной машины. Для удаления перед-
него и заднего концов листа, имеющих отпечатки губок, обычно
устанавливаются сдвоенные гильотинные ножницы. Листы от
ножниц к ножницам передаются ленточными транспортерами.
Ввиду высоких требований, предъявляемых к листам из
прочных алюминиевых сплавов для нужд авиационной про-
мышленности, листы подвергаются жесткому контролю как
механических свойств, так и качества поверхности и вы-
катки.
Механические свойства у закаленных дюралюминиевых ли-
стов, регламентируемых ГОСТ 4977—49, замеряются на образ-
цах, отрезанных на линии резки и вылежавших не менее че-
тырех суток после закалки. При этом у закаленных листов
дюралюминия измеряются предел прочности, предел текучести
и относительное удлинение.
Качество поверхности листов определяется визуально. Ка-
чество выкатки определяется путем свободной укладки листов
каждой стороной на плоскую контрольную плиту. Отставание
листа от плоскости не должно превышать определенных пре-
делов, указанных в стандарте.
На поверхности принятых листов с одной стороны яркой
краской наносится маркировка с указанием марки сплава, со-
стояния поставки и толщины листа. Маркировка листов про-
изводится быстросохнущими красками вручную или на спе-
циальной печатающей машине непрерывного действия, снаб-
женной печатающим роликом.
В современных цехах все отделочные операции при произ-
водстве как мягких, так и закаленных листов производятся на
поточных линиях, обеспечивающих полную механизацию всех
операций, быстрое и четкое их проведение во время инкуба-
ционного периода (для закаливаемых листов), минимальное
повреждение поверхности листов и высокую производитель-
ность.
Ниже приведен состав агрегатов линий отделки мягких
листов и дана техническая характеристика линии отделки мяг-
ких листов шириной до 1700 мм:
Толщина листов, мм ............. 0,5—4,0
Ширина листов, мм.................... 1000—1700
Длина листов, мм..................... 2000—4000
Наибольшая масса листов, кг............. 70
Скорость линии, м/мин................ 30—60
Состав линии
Устройство для раскладки листов из стопы пневмо-
присосками ................................... 350
Сдвоенные гильотинные ножницы для обрезки кон-
цов:
усилие реза, кн (Т)....................... 49 (5,0)
максимальное разрезаемое сечение, мм . . . 4X1500
длина ножа, мм.............................. 1940
ход ножа, мм.............................. 90
мощность двигателя, кет .................. 4,5
17-роликовая листоправильная машина:
размер рабочих роликов, мм................ 75X 1700
мощность привода, кет .................... 40
29-роликовая листоправильная машина:
размер рабочих роликов, мм................38Х 1700
мощность привода, кет .................... 5,5
размер подающих роликов, мм............... 250X1700
Контрольная плита для проверки выкатки листов:
размеры плиты в плане, мм............ . . 1700X4200
Кантователь для перекладывания листов
Машина для маркировки листов краской
Устройство для укладки листов в две стопы пневмо-
подъемниками
Соединительные ленточные конвейеры и рольганги
Состав агрегатов линии отделки закаленных листов и техническая харак-
теристика линии отделки закаленных листов шириной до 1700 мм приведены
ниже:
Толщина листов, мм ............. 0,5—4,0
Ширина листов, мм................. 1000—1700
Длина листов, мм.................... 2000—4000
Наибольшая масса листов, кг............. 70
Скорость линии, м/мин............... 30—60
Состав линии
Устройство для раскладки листов из стопы пневмо-
подъемниками:
масса стопы, кг......................... 350
17-роликовая листоправильная машина:
размер рабочих роликов, мм.............. 80X1700
мощность привода, кет .................. 40
Подающие ролики размером 250X 1700 мм:
тяговое усилие роликов, н (кГ) ....... 4900 (500)
Два транспортера с обгонным механизмом:
длина каждого транспортера, мм............. 4500
скорость 1-го транспортера, м!мин....... 6—18
скорость 2-го транспортера, м/мин . ... . 30—60
Устройство для сушки листов:
скорость движения листов, м/мин......... 6,7—20
температура воздуха, °C................. 70
количество подаваемого воздуха, м?!мин . . 100
напор, мм вод. ст.......................... 2400
мощность привода вентилятора, кет .... 60
Передающее устройство для листов:
скорость рольгангов, м/мин ............. 30,0—60,0
скорость конвейера, м/мин................... 30
Реверсивный прогладочный двухвалковый стан с
размером валков 750X1700 мм (характеристику
см. в табл. 31)
Правильно-растяжная машина 2,45 Мн (250 Т) (ха-
рактеристику см. в табл. 34)
Сдвоенные гильотинные ножницы для обрезки кон-
цов
17-роликовая листоправильная машина
29-роликовая листоправильная машина
Контрольная плита для проверки выкатки листов
Кантователь для перекладывания листов
Машина для маркировки листов краской
Устройство для укладки листов в две стопы пневмо-
подъемниками
Соединительные ленточные конвейеры и рольганги
15. КОНСЕРВАЦИЯ И УПАКОВКА ЛИСТОВ
Перед упаковкой листы подвергают покрытию консервирую-
щей смазкой для защиты от коррозии во время перевозки и
длительного хранения. На каждый лист с двух сторон наносят
слой смазки и обертывают его в промасленную бумагу. Обычно
для промасливания листов устанавливают приводные ролики,
наносящие двусторонний слой смазки. Смазанные листы пере-
кладывают бумагой и упаковывают в деревянный ящик.
Так как обычно применяемая консервирующая смазка, про-
никая через спецодежду, вредно действует на работающих,
операции консервации и упаковки листов необходимо механи-
зировать.
Ниже приведен состав агрегатов современной линии для
консервации и упаковки листов шириной до 1500 мм.
Устройство для раскладки листов из стопы с пневмоподъем-
никами.
Ленточный конвейер.
Машина для промасливания листов.
Ленточный конвейер.
Упаковщик листов.
Упаковка на этой линии производится перекладыванием
каждого листа промасленной бумагой, разматываемой из ру-
лона. Пропитка бумаги маслом осуществляется на специальной
перемоточной машине.
16. ОКЛЕЙКА
ОБШИВОЧНЫХ ЛИСТОВ БУМАГОЙ
На рис. 38 показана схема защиты листов клейкой (липкой)
бумагой, предохраняющей их поверхность от повреждений (по-
тертости) при транспортировке. Полиизобутиленовый клей на-
носится на бумагу шириной 500—700 мм и более. Клеящая
способность бумаги сохраняется в течение нескольких часов.
По истечении этого времени бумага не теряет своих клеящих
свойств, но более трудно развертывается из рулона.
Листы оклеиваются только с лицевой стороны. Опытные
партии листов транспортировались на расстояние нескольких
тысяч километров. Поверхность листов при этом оказалась
удовлетворительной. На одном из заводов создана поточная
механизированная линця для оклейки обшивочных листов бу-
магой.
Следует отметить, что оклейка поверхности листов бумагой
улучшает также поверхность листов, так как при снятии лип-
кой бумаги с поверхности листов удаляются различные загряз-
нения, листы получаются более светлыми и имеют на своей по-
верхности меньшее количество дефектов.
Рис. 38. Схема защиты листов клейкой бумагой
Г лава IX
ДЕФЕКТЫ
НА ЛИСТАХ
Ниже приведены некоторые статистические данные и анализ
причин возникновения поверхностных дефектов на листах из
алюминиевых сплавов.
Технологическая схема производства закаленных листов
включает в себя следующие операции.
Фрезерование плоских слябов.
Подготовка поверхности сляба к плакировке, наложение
алюминиевых планшет и нагрев сляба вместе с планшетами.
Горячая прокатка и свертка полос в рулон.
Термообработка рулонов.
Холодная прокатка.
Разрезка полосы, свернутой в рулон, на листы.
Закалка листов.
Правка листов на роликовых правильных машинах.
Прогладка листов на стане дуо.
Окончательная правка листов путем их растяжения на рас-
тяжных машинах.
На всех указанных технологических операциях изготовле-
ния листа на его поверхности могут возникать дефекты.
Классификация дефектов производится согласно разработан-
ным каждым заводом эталонам — «шифрам» брака.
1. КЛАССИФИКАЦИЯ ДЕФЕКТОВ
Все перечисленные поверхностные и внутренние дефекты
на листах можно подразделить на дефекты литейного проис-
хождения, дефекты, полученные при прокатке, дефекты, полу-
ченные при термообработке и при внутрицеховой транспорти-
ровке и при транспортировке листов к потребителю.
Вследствие применения того или иного сорта технологиче-
ской смазки и охлаждающей эмульсии может меняться внешний
вид листа, поверхность которого может быть матовой и бле-
стящей. Алюминиевая пудра в эмульсий и технологической
смазке сильно загрязняет и портит поверхность листа. Опытами
установлено, что за сутки работы на стане холодной прокатки
среднего размера истирается в «пудру» до 2 кг алюминия. Эта
«пудра» обволакивается маслом, находящимся в эмульсии и,
попадая на прокатываемую полосу, придает поверхности листа
серый, грязноватый цвет, а во многих случаях является от-
ветственной за образование одного из часто встречающихся на
заводах дефектов — так называемого «заалюминивания»
листов (рис. 39). Большое значение для качества листов имеет
поверхность прокатных валков. Применение полированных
валков обеспечивает получение листов более высокого каче-
ства.
Значительно ухудшают поверхность листа различные за-
грязнения, наносимые на лист при прокатке, что приводит
к образованию на нем дефектов в виде закатов из металлических
и неметаллических включений (рис. 40).
В результате неполного удаления с поверхности полос и
листов эмульсии и масла перед отжигом и закалкой на листах
возникает так называемый «загар» эмульсии и масла (рис. 41).
Значительный перегрев металла при закалке приводит к пере-
жогу металла. В процессе закалки на листах могут появляться
пятна от соприкосновения листов при их нагреве под закалку,
закалочные пятна от солей, имеющихся в составе употребляе-
Puq. 39. Заалюминивание
Рис. 40. Закат
Рис. 41. «Загар» эмульсии Рис. 42. «Световые пятна»
мой для закалки воды, а также так называемая «закалочная»
потертость.
На операциях правки и прогладки листов могут возникать
дефекты от налипания металла на ролики правильной машины,
а на прогладочном стане образуются «световые» полосы от «за-
жима» листа в валках (рис. 42).
При растяжке, обрезке, правке и приемке закаленных ли-
стов (эти операции производятся непрерывным потоком) на
листах появляются поверхностные дефекты в основном в виде
царапин разной глубины и ширины. После приемки листы по-
ступают в отдел консервации и упаковки, где применением
соответствующей тары и упаковки можно значительно снизить
количество брака, образующегося за счет транспортировочной
потертости (рис. 43).
Неудовлетворительное состояние поверхности обшивочных
алюминиевых листов является одной из причин, препятствую-
щих изготовлению самолетов, не уступающих по качеству от-
делки машинам лучших зарубежных фирм. Несмотря на то
что на всех металлургических заводах—поставщиках алюминие-
вого листа осуществляется контроль качества поверхности ли-
стов, все же на самолетостроительные заводы поступает обши-
вочный материал с большим количеством дефектов, причем
часть дефектов выявляется на складах самолетостроительных
заводов, а часть дефектов — после анодирования.
Ниже приводятся обобщенные данные по количеству и ха-
рактеристике дефектов на обшивочных листах из алюминиевых
Рис. 44. Отпечатки валков
Рис. 43. Потертость при транспор-
тировке
сплавов, собранные в течение последних десяти лет на ряде ме-
таллугических и самолетостроительных заводов.
На машиностроительных заводах обнаруживаются листы,
имеющие следующие дефекты: плены, раковины, пузыри, за-
каты металла, надиры и надрывы, неметаллические включения,
«отпечатки» валков (рис. 44), полосы и пятна, заалюминивание,
насечка (рис. 45), «елочка», крупное зерно, следы диффузии,
царапины, эмульсионные пятна, нарушение плакировки и т. п.
Дефекты на листах из алюминиевых сплавов имеют следую-
щее удельное распределение: потертость 10%, царапины 15%,
неметаллические включения 10%, наличие следов коррозии 4%,
надиры 5%, отпечатки валков 2,5%, следы диффузионных вклю-
чений 2%, заалюминивание 3—4%, расслоение 1,5%.
Количество брака по видам зависит от состояния оборудова-
ния и культуры производства на данном заводе. На одном из
заводов выявлено до 50% брака по потертости, что обусловлено
неудовлетворительной упаковкой листов в нежесткие деревян-
ные ящики из сырого дерева, которые высыхают в основном при
транспортировке листов в пути, а помещенные в них листы пере-
мещаются друг относительно друга, что вызывает повышенную
потертость листов.
В зависимости от марки сплава и ширины листа среднее ко-
личество брака обшивочных листов приведено в табл. 35.
Количество брака листов из сплава В95 превышает наблю-
давшееся у листов сплава Д16.
Рис. 45. Насечка
ТАБЛИЦА 35.
СРЕДНЕЕ КОЛИЧЕСТВО
БРАКА ОБШИВОЧНЫХ
ЛИСТОВ, %
Марка сплава Листы шири- ной, мм
До 1200 От 1200 до 2000
Д16А-Т 17 22
Д16А-ТН 20 23
Д16 АМ 15 17
В95 23 25
Анализ показывает, что среди характерных видов брака
листов из алюминиевых сплавов ряд дефектов может быть устра-
нен путем применения щелочного или кислотного травления
перед окончательной прогладкой.
На одном из крупных металлургических заводов наиболее
рентабельным и обеспечивающим получение хорошей поверх-
ности обшивочных листов является травление в 4 %-ном рас-
творе едкого натрия с добавкой ингибитора — триэтаноламина
в количестве 3% (по массе). Путем травления поверхностные
дефекты (следы «диффузии», закат эмульсии, закалочные пятна,
заалюминивание, закат смазки и «насечка») могут быть пол-
ностью или частично удалены в зависимости от глубины зале-
гания дефекта и продолжительности травления.
2. ДЕФЕКТЫ,
ВЫЗЫВАЮЩИЕ КОРРОЗИЮ ЛИСТОВ,
И ИХ ПРЕДУПРЕЖДЕНИЕ
Остатки селитры на поверхности листов и других полуфабри-
катов являются наиболее частой причиной коррозии в условиях
транспортировки, хранения и даже в процессе производства
полуфабрикатов на самих металлургических заводах. Вслед-
ствие чрезвычайно высокой гигроскопичности остатков селитры,
кристаллизовавшейся на поверхности, и их щелочной реакции
коррозия легко возникает даже в относительно сухом воздухе.
Так называемые «потеки» селитры являются результатом
коррозионного действия скоплений остатков селитры на метал-
лической поверхности. Эти дефекты возникают вследствие не-
достаточно тщательной промывки закаливаемых листов, особенно
если закалка производится в рулонах или большими пачками,
в которых возможно соприкосновение листов друг с другом.
Однако опасность представляют не только подобные, легко-
различимые следы селитры, но и налет селитры, осевший на
металлической поверхности в виде мельчайшей пыли, которую
можно обнаружить лишь специальными методами. На практике
обычно применяю т пробу раствором серной кислоты (уд. вес
1,84)4-1?^ дифениламина. В присутствии мельчайших следов
селитры капля этого раствора окрашивается в интенсивно
синий цвет.
При испытаниях во влажной атмосфере участки поверх-
ности образцов со следами селитры (безразлично, выявились
они в виде пятен или не выявились), очень быстро покрывались
сплошной пленкой влаги, в то время как остальная поверх-
ность оставалась еще относительно сухой. В этих условиях
коррозия быстро развивалась на участке со следами селитры.
Крайне неблагоприятное влияние следов селитры на сопро-
тивление листа коррозии наблюдалось лишь в том случае, если
лист перед испытанием не промывался. Если же поверхность
листа до испытания на коррозию тщательно промывалась, то
следы селитры, как правило, не оказывали никакого влияния
на коррозию.
Если под влиянием селитры произошла заметная корро-
зия, то простой промывкой листа уже нельзя избежать даль-
нейшего ее развития на дефектном участке. В атмосферных
условиях и при погружении в электролит коррозия развивается
преимущественно на этом участке. Здесь сказывается уже влия-
ние понижения защитных свойств окисной пленки, вызванное
более или менее значительным растравливанием металлической
поверхности на дефектном участке.
3. ПОЛОСЫ, ПЯТНА
И ОТПЕЧАТКИ ОТ ВАЛКОВ
Среди разнообразных дефектов, возникающих на поверх-
ности плакированного дюралюминия, отдельную обширную
группу образуют дефекты, объединяемые общим названием
полос и пятен. По своему происхождению, внешнему виду и
характеру влияния на коррозионную стойкость эти дефекты
бывают весьма различными.
Часть этих дефектов возникает уже в процессе прокатки,
еще большая часть — в процессе термической обработки, глав-
ным образом при закалке. Закалка плакированного дюралюми-
ния состоит из следующих операций: нагрев в селитровой ванне
при температуре 500° С, охлаждение в воде при 20° С, промывка
в теплой воде и сушка.
Источником возникновения пятен может явиться каждая
из этих операций. В большинстве случаев, однако, дефекты не-
посредственно связаны с нагревом в селитровой ванне или воз-
никают под влиянием селитры при последующих операциях,
сопровождающих закалку.
Темные полосы от прокатки располагаются всегда в направ-
лении проката. Причины их возникновения В. А. Ливанов
связывает с истиранием поверхностного слоя алюминия при
прокатке. Он предполагает, что темные полосы состоят из мель-
чайших, сильноокисленных продуктов истирания алюминия.
Полосчатая форма возникающего дефекта объясняется В. А. Ли-
вановым неравномерной степенью шероховатости валка. На кор-
розионную стойкость листа темные полосы не влияют, но они
портят внешний вид неокрашенного изделия.
Если подготовка (обезжиривание) листов под анодирование
производится в тринатрийфосфатной ванне, полосы обычно не
удаляются и часто после анодирования выступают даже более
резко. Однако в большинстве случаев эти полосы исчезают,
если вместо тринатрийфосфатной ванны применяется травле-
ние в растворе 5% NaOH при 50° С в течение 1 мин.
Отпечатки от валков «елочка» имеют совершенно гладкую
поверхность и в коррозионном отношении этот дефект безопасен.
Удалить его травлением листа удается лишь при полном страв-
ливании плакирующего слоя.
Полосы и пятна от эмульсии. Дефект воз-
никает в результате воздействия на поверхность листа щелоч-
ной масляной эмульсии, применяемой для охлаждения валков
при прокатке.
Практика показывает, что этот дефект в коррозионном от-
ношении представляет значительно большую опасность для
листов из алюминиевых сплавов, не подвергаемых закалке,
например АМц, чем для листов плакированного дюралюминия,
проходящих закалку. В процессе закалки и сопровождающих
ее операций остатки эмульсии смываются, и если полоса или
пятно от эмульсии имеют гладкую поверхность, то вредного
влияния этого дефекта на коррозионную стойкость не заме-
чается. Однако если поверхность дефекта растравлена, то, как
и при растравливании от селитры, этот участок оказывается
наиболее подверженным коррозии.
Следы от эмульсии портят внешний вид листа, причем этот
дефект трудно поддается удалению даже в щелочи.
Борьба с дефектом может вестись применением нейтральной
или почти нейтральной эмульсии, не вызывающей коррозии
алюминиевых сплавов, и тщательным удалением эмульсии с по-
верхности полосы при прокатке.
Весьма распространенным дефектом являются так называе-
мые «диффузионные» пятна. Пятна эти возникают вследствие
диффузии меди из сердцевины на поверхность листа. Так как
диффузия меди происходит неравномерно, а плакировка разно-
толщинна, то и потемнение поверхности листа происходит не-
равномерно. Необходимо отметить, что обнаружить сквозную
диффузию меди по внешнему виду часто нельзя и установить
ее удается лишь при микроскопическом изучении шлифа. Диф-
фузионные пятна возникают преимущественно на тонких листах
толщиной 0,3—0,8 мм. Пятна эти имеют обычно желтоватый
оттенок, чем и отличаются от пятен иного происхождения.
На коррозионную стойкость листа диффузионные пятна
влияют крайне неблагоприятно. Во влажной атмосфере корро-
зия возникает преимущественно по диффузионным пятнам.
Диффузионным пятнам аналогичны так называемые «гре-
бешки», представляющие собой длинные, вытянутые в направле-
нии прокатки полосы шириной в несколько миллиметров с пра-
вильно очерченными краями. Гребешки возникают лишь тогда,
когда поверхность дюралюминиевой плиты после фрезеровки
получается волнистой; при наложении алюминиевого листа (для
плакировки) и при последующей прокатке гребни, имеющиеся
на поверхности дюралюминиевой плиты, вдавливаются в пла-
кировку, вследствие чего слой плакировки над гребнями полу-
чается более тонким, чем на остальной поверхности листа.
Естественно, что сквозная диффузия составляющих сердцевины
происходит в этих местах наиболее легко. Гребешки возникают
лишь тогда, когда дефекты поверхности дюралюминиевой плиты
вдавливаются в плакировку, вследствие чего слой плакировки
над гребнями получается более тонким, чем на остальной
поверхности листа. Естественно, что сквозная диффузия со-
ставляющих сердцевины происходит в этих местах наиболее
легко. Гребешки являются дефектом, вполне сходным с диффу-
зионными пятнами; так же, как и последние, они способствуют
коррозии.
Белые пятна от смазки. Пятна и полосы от
смазки особенно легко возникают при отжиге в воздушных
электропечах вследствие неполного сгорания смазки, имеющейся
на поверхности листов. Продукты неполного сгорания смазки
при дальнейшей прокатке листов закатываются в поверхность
и, выгорая при нагреве в селитровой ванне, оставляют на по-
верхности листа следы в виде белых полос или пятен.
Не исключена возможность возникновения пятен от смазки
и в процессе самого нагрева листов в селитровой ванне.
Если листы со следами смазки на их поверхности погру-
жаются в селитровую ванну без соприкосновения между со-
бой, то смазка в расплавленной селитре полностью сгорает и
никаких следов от нее на металлической поверхности не
остается. Если же закалка производится в рулонах или же
большими пачками, в которых листы соприкасаются между
собой, то в местах соприкосновения возникают дефекты в виде
темных пятен, значительная часть которых образуется за счет
неполного выгорания смазки. Темные пятна на плакированном
дюралюминии возникают в процессе термической обработки
листа на заводе.
В заводской практике в процессе закалки на листах иногда
образуются белые пятна или кольца неправильной формы,
а также дефекты в виде точечных, довольно глубоких разъеда-
ний. Иногда этим белым пятнам и точечным разъеданиям со-
путствуют темные пятна, представляющие собой, как сказано
выше, невыгоревшую смазку. При рассмотрении поверхности
белых пятен под микроскопом видно, что они представляют
собой растравленную поверхность металла с различной степенью
шероховатости. При детальном рассмотрении на поверхности
белых пятен, особенно по краям их, можно различить точеч-
ные коррозионные кратеры.
Белые пятна, так же как и местные точечные коррозионные
поражения, возникают потому, что в местах соприкосновения
листов остается несмытая селитра. В процессе сушки влажных
листов эти остатки селитры вместе с влагой вызывают интен-
сивную коррозию металлической поверхности.
По своей конфигурации белые пятна могут быть различными.
Это или сплошные пятна, или кольца неправильной формы. Воз-
никновение кольцеобразных белых пятен объясняется корро-
зией листов под влиянием селитры по краю поверхности их
плотного соприкосновения.
Белое пятно, представляющее собой явное растрескивание
металлической поверхности, является участком, наиболее легко-
уязвимым для коррозии. Надо заметить, что в ряде случаев
белое пятно или кольцо, возникающее под влиянием селитры
при сушке листов, имеет довольно гладкую поверхность и не
представляет опасности в отношении коррозии. Все зависит
от степени шероховатости поверхности пятна и от того, на-
сколько нарушены защитные свойства естественной окисной
пленки в дефектном участке.
Повышенная щелочность селитровой ванны вызывает за-
метное потемнение поверхности листа. При нагреве в селитровой
ванне с повышенной щелочностью образуются темные (серые)
пятна, отличные от тех, которые возникают вследствие непол-
ного сгорания смазки. Полное сходство пятен по цвету и со-
стоянию поверхности с пятнами, возникающими при нагрева-
нии в селитровой ванне с добавкой 0,2% щелочи в местах сопри-
косновения или тесного прилегания листов друг к другу, дает
основание утверждать, что пятна серого цвета возникают при
соприкосновении листов в селитровой ванне, имеющей повы-
шенную щелочность.
Белое кольцо неправильной формы, окружающее пятно, воз-
никает под действием селитры при сушке закаленных листов.
Серые пятна, возникающие в местах соприкосновения листов
в селитровой ванне, имеющей повышенную щелочность, спо-
собствуют коррозии.
Нередкое явление представляют белые пятна, возникающие
вследствие осаждения солей жесткости при закалке в воде.
Предупредить возможность возникновения этих пятен можно,
применяя закалку в умягченной воде. Испытания^показали,
что пятна солей жесткости на коррозию не влияют. Характер
влияния на коррозию белых пятен иного ^происхождения
определяется степенью шероховатости дефекта.
Если лист берут незащищенными руками и на его поверх-
ности остаются следы от захвата в виде «отпечатки пальцев», то
на этих участках коррозия может возникнуть очень легко, так
как пот содержит хлориды и органические кислоты, агрессив-
ные в отношении алюминия.
Отсюда понятно, как важно избегать прикосновения к полу-
фабрикатам и изделиям из алюминиевых сплавов, особенно
к листам, руками, не защищенными рукавицами ^или перчатками.
Коррозия, которая возникает на листах вследствие их не-
брежной упаковки и транспортировки, а также при небреж-
ном хранении, очень часто выявляется на поверхности листа
также в виде белесых пятен.
Пятна эти возникают чаще всего при транспортировке (или
хранении) листов в пачках в том случае, если между листами попа-
дает влага. Дефект устраняется только механической зачисткой.
Путем тщательного контроля селитровой ванны и соблюдения
некоторых предосторожностей при закалке листов можно значи-
тельно уменьшить вероятность возникновения пятен. В частно-
сти, необходим контроль селитровой ванны на щелочь и хлориды.
Из других мероприятий особенно важны следующие: за-
грузка листов в селитровую ванну в условиях, исключающих
соприкосновение листов между собой, и интенсивный обмен
воды, в которой производятся закалка и тщательная промывка
листов после закалки.
Однако проведение этих мероприятий в заводских условиях
затруднительно. Так, вредное влияние хлоридов и щелочи
в селитровой ванне сказывается уже при таких небольших
концентрациях (порядка 0,2%), что избежать их можно лишь
путем применения чистых солей и частой смены ванны, что
не всегда возможно и обходится дорого. Такое, казалось бы,
простое мероприятие, как обеспечение свободного омывания
расплавленной селитрой и затем закалочной водой всей поверх-
ности листа, требует специальных приспособлений, исключаю-
щих возможность соприкосновения листов, и сопряжено с не-
обходимостью значительного уменьшения веса садки. Это также
не всегда возможно в заводских условиях.
Вот почему появилась необходимость найти более простой
и доступный путь устранения дефектов, возникающих в про-
цессе закалки.
£Так как установлено, что понижение коррозионной стой-
кости плакированного дюралюминия и появление на его поверх-
ности различного рода пятен связаны с коррозионным действием
селитры, то представлялось наиболее целесообразным обезвре-
дить селитру путем введения в нее добавки, способной устра-
нить коррозионное воздействие селитры.
Доказано, что добавкой соответствующих количеств хром-
пика можно устранить или, по крайней мере, значительно осла-
бить коррозионное действие на металлы воды, содержащей
даже такие коррозионно активные соли, как хлориды. В па-
тентной литературе предлагается вводить в селитровую ванну
специальные добавки, дающие кислую реакцию для устранения
вредного действия постепенно накапливающихся в ванне окис-
лов и карбонатов и для нейтрализации щелочности водного
раствора смеси солей с той целью, чтобы избежать коррозии
при закалке в воде.
Наши металлургические заводы имеют уже некоторый опыт
по применению добавки хромпика к селитре. Эта добавка
устраняет коррозионное воздействие селитры на поверхность
плакированного дюралюминия.
4. ЗАКАТЫ
Закаты бывают двух видов: закаты металла и закаты грязи.
Закаты металла могут быть разделены на две группы.
К первой группе относятся закаты металлических кусочков,
возникающие чаще всего при горячей прокатке вследствие рас-
трескивания боковых граней слитка. Кусочки дюралюминия,
отскочившие от растрескавшихся кромок, вдавливаются в по-
верхность листа и при дальнейшей прокатке раскатываются,
принимая обычно вид узких, вытянутых вдоль проката плен.
Вторую группу металлических закатов составляют метал-
лическая пыль и мелкие частички посторонних металлов, на-
пример железа.
Основными источниками попадания этих закатов на поверх-
ность листа являются: шабровка или фрезеровка дюралюминие-
вых слитков непосредственно в прокатном цехе, выкрашивание
валков, применение отработанного, загрязненного металличе-
ской пылью масла.
На образцах плакированного дюралюминия с закатами ку-
сочков дюралюминия (до испытания и после испытания на кор-
розию в 0,01 %-ном растворе NaCl в течение 10 суток) коррозия
сосредоточилась как раз по закатам, а остальная поверхность
образцов остается еще незатронутой. Надо добавить, что кор-
розия по закатам замечалась уже через сутки, а иногда и через
несколько часов после начала испытания. Начавшаяся корро-
зия разрушает закат и дальше проникает в толщу металла.
В результате лист в месте заката может подвергнуться сильному
разрушению. Отсюда следует, что закаты металлических кусоч-
ков должны быть отнесены к дефектам, весьма вредно влияю-
щим на коррозионную стойкость, и листы, имеющие на своей
поверхности металлические закаты, не могут считаться полно-
ценными.
Так как закатанные кусочки состоят из дюралюминия, то на
первый взгляд может показаться странным, что при погружении
в электролит коррозия начинается именно по закатам. Так как
эти закаты должны быть катодными участками по отношению
к алюминию плакирующего слоя, то можно было бы ожидать,
что коррозии будет подвергаться вся остальная поверхность,
но не закат. Однако при воздействии малоагрессивной и срав-
нительно слабопроводящей ток среды, какой является пресная
вода или слабый раствор NaCl, соотношения несколько иные,
и наиболее подверженными коррозии оказываются те участки
поверхности, которые сами по себе легко поддаются коррозии.
Мероприятиями, которыми могут быть устранены причины,
вызывающие возникновение всякого рода металлических за-
катов, являются:
изолирование фрезеровочных или шабровочных станков от
прокатного цеха;
длительная гомогенизация слитков перед прокаткой, спо-
собствующая уменьшению растрескивания кромок;
очистка посредством фильтров отработанного масла, при-
меняемого при прокатке, от загрязнений металлической пылью
и другими взвешенными частичками;
повышенные требования к качеству материала валков;
применение двух горячих прокаток: перед первой горячей
прокаткой сляб плакируется лишь тонкой плакировкой (не
свыше 1 % от толщины сляба), после чего поверхность плиты
очищается, окончательно плакируется алюминием нужной тол-
щины и подвергается второй горячей прокатке.
В условиях работы прокатных цехов, производящих пла-
кированный дюралюминий, нередкое явление представляют за-
каты грязи. Грязь и пыль, закатанные в металлическую поверх-
ность, нарушают окисную пленку и уже поэтому влияют на
сопротивление листа коррозии. Кроме того, эти закаты гигро-
скопичны, и коррозия загрязненной поверхности может начать-
ся в условиях где чистая поверхность листа достаточно кор-
розионностойка, например при нормальной влажности воздуха.
От закатов собственно грязи следует отличать закаты мелких
частичек окиси алюминия, которые на сопротивление листа
коррозии не влияют. Заметного влияния на коррозию не обна-
руживают и закаты невыгоревших остатков смазки.
Явно вредное влияние закатов грязи на коррозионную стой-
кость сказывается, когда закатывается грязь, попадающая на
поверхность листа, например, с грязного пола. В равной сте-
пени вредное влияние оказывает грязь, попадающая в царапины
и забоины на поверхности уже готового листа, например, при
его транспортировке. На поверхности образца плакированного
дюралюминия, прокорродировавшего на складе в условиях хра-
нения, были механические повреждения в виде незначительных
углублений (наколов). В эти углубления набилась пыль, при-
тягивавшая вследствие своей гигроскопичности влагу из воз-
духа. В результате произошла коррозия, выявившаяся в форме
вспучиваний металлической поверхности.
Практика показала, что закаты, имеющие гладкую поверх-
ность, не представляют сколько-нибудь значительной опасности
в коррозионном отношении, поэтому могут считаться допусти-
мыми. Безусловно недопустимыми должны считаться закаты и
включения грязи с рыхлой шероховатой поверхностью.
5. ПЛЕНЫ
Причиной этого дефекта являются газовые включения в алю-
минии, применяющемся для плакировки. Газы, загрязняя от-
ливку, способствуют возникновению пузырей в массе металла
при его дальнейшей обработке и вызывают появление рыхло-
стей, вскрывающихся на поверхности листа в виде дефектов,
которые принято называть пленами. Плены эти располагаются
в направлении прокатки в виде вытянутых узких полосок, ко-
торые не всегда отчетливо видны. Иногда их можно различить
на поверхности листа под определенным углом освещения.
6. ЦАРАПИНЫ, ПОТЕРТОСТЬ, ЧЕРНОВИНЫ
И ДРУГИЕ МЕХАНИЧЕСКИЕ ПОВРЕЖДЕНИЯ
Царапины на поверхности листа являются чрезвычайно рас-
пространенным дефектом. Лист царапается уже в прокатном
цехе на ножницах, при перекладывании пачек, далее при не-
брежной упаковке, транспортировке и при сборке.
Царапины на поверхности плакированного дюралюминия
могут представлять опасность в коррозионном отношении по
следующим причинам:
1. Царапина может полностью нарушить плакирующий слой
и вскрыть сплав сердцевины, коррозионная стойкость которого
значительно ниже. Особенную опасность представляет при кор-
розии нарушение плакировки в условиях, когда нельзя ждать
более или менее полной электрохимической защиты обнажен-
ного участка за счет протекторного действия плакировки на
соседних участках (например, во влажной атмосфере или в сла-
бых электролитах).
2. При нанесении царапины участок металлической поверх-
ности деформируется. Поэтому поверхность царапины может
стать анодным участком по отношению к остальной поверх-
ности листа и, следовательно, преимущественно разрушаться
при коррозии.
3. Доступ растворенного в электролите кислорода к поверх-
ности царапины, естественно, затруднен; вследствие этого по-
верхность царапины должна представлять собой анодный уча-
сток и преимущественно разрушаться.
Потертость возникает при транспортировке вследствие тре-
ния листов одного о другой. Потертость представляет собой
обычно лишь весьма поверхностное повреждение и поэтому,
как показали испытания, на коррозионную стойкость листа не
оказывает заметного влияния.
Избежать возможности возникновения этого дефекта можно
путем перекладывания бумагой каждого металлического листа
в пачке.
Насечка возникает только при рулонной прокатке на опе-
рации намотки полосы на барабан.
Дефект аналогичен потертости, но эта потертость ориентиро-
вана в направлении прокатки. Обычно насечка углубляется
в лист лишь незначительно и не представляет сама по себе
опасности для коррозионной стойкости листа. Однако дефект
портит внешний вид листа и способствует загрязнению его по-
верхности, что вызывает затруднения при анодировании. По-
этому крупная насечка не должна допускаться.
Черновины представляют собой более серьезное нарушение
поверхности листа, чем простая потертость. Это довольно зна-
чительные углубления, заполненные обычно осадком черного
цвета, напоминающим включения грязи. Черновины возникают
на листе всегда группами, причем в большинстве случаев они
вытянуты в направлении прокатки. Вызываются они так же,
как и потертость, трением листов одного о другой при транс-
портировке пачками. Вследствие взаимного смещения листов
и трения отрывающаяся от поверхностного слоя листа алюми-
ниевая пыль окисляется, превращаясь в окись алюминия.
Твердые частички окиси, остающиеся между листами, и яв-
ляются причиной нарушения металлической поверхности в виде
черновик при дальнейших взаимных смещениях листов.
Характер влияния черновин на сопротивление листа кор-
розии зависит от их глубины. Черновины, углубляющиеся
больше чем на 3% от толщины листа, безусловно не 'должны
допускаться.
Возникновение этого дефекта полностью устраняется пере-
кладыванием листов в пачке бумагой или тщательной смазкой
вполне чистой поверхности листов.
Вмятины, оставшиеся от выкрошившихся кусочков закатан-
ного металла, не оказывают заметного влияния на коррозию.
В заключение необходимо отметить, что как царапины, так
и другие механические повреждения поверхности являются уча-
стками, в которые легко набиваются грязь, пыль и т. п., что
отрицательно влияет на коррозионную стойкость листов. По-
этому поверхностные механические повреждения листов при-
носят вред, особенно при эксплуатации листов в атмосферных
условиях.
Г лава X
УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ
ТЕХНОЛОГИИ ГОРЯЧЕЙ
И ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
1. ПРОКАТКА СЛЯБОВ
БЕЗ ОБРЕЗКИ БОКОВЫХ КРОМОК
ГОРЯЧЕКАТАНЫХ ПОЛОС
При производстве листов из сплавов Д1 и Д16 обрезка бо-
ковых кромок горячекатаной полосы является необходимой
операцией, так как появление хотя бы незначительных трещин
на кромках при горячей прокатке приводит к образованию
обрывов полосы при холодной прокатке с натяжением. Вели-
чина обрезаемой кромки по длине горячекатаных полос сплавов
типа дюралюминий составляла до 50—80 мм.
В связи с этим и ширина слябов, например, при прокатке
сплавов типа дюралюминий принималась равной:
Ширина, мм:
листа............. 1200 1500 2000
сляба ............1310+1° 1610+1° 2110+1°
Из этих данных видно, что разработка условий горячей
прокатки слябов без обрезки боковых кромок представляет
значительный практический интерес с точки зрения снижения
геометрических отходов производства.
Разработка технологических режимов прокатки сплавов
типа дюралюминий без обрезки боковых кромок горячекатаных
полос связана с изучением следующих основных вопросов:
кинематики течения металла при прокатке и, как следствие
этого, изменения конфигурации боковых граней;
влияния режимов эджерования на уменьшение неравномер-
ности течения металла;
возможности плакирования боковых граней слябов сплавов
типа дюралюминий алюминием с целью повышения пластич-
ности кромки;
оптимального напуска планшет алюминия на боковые грани
с целью хорошего плакирования боковых граней по толщине
сляба;
режимов эджерования при плакировании боковых граней,
обеспечивающих хорошую приварку алюминия и равномерное
распределение последнего по длине сляба;
толщины плакирующего слоя на боковых гранях с проверкой
качества приварки алюминия посредством макро- и микроиссле-
дований.
Как отмечено ранее, первый опыт по плакированию боковых
граней был проведен с целью только улучшения качества бо-
ковых кромок. Однако заводами он не был принят к внедрению,
так как не обеспечивал стабильного улучшения качества.
Целью работы явилось исследование рассмотренного ком-
плекса вопросов и проведение экспериментов на новейшем оте-
чественном оборудовании в производственных условиях.
Вначале были проведены предварительные исследования
с целью установления режимов эджерования и плакирования
боковых граней слябов, а также опытная холодная прокатка
карточек, вырезанных из горячекатаных полос с плакирован-
ными и не плакированными гранями на двухвалковом лабора-
торном прокатном стане.
По режиму плакирования боковых граней необходимо было
установить размеры планшетов, обеспечивающие сплошное по-
крытие боковых граней, и режимы эджерования, обеспечиваю-
щие необходимую конфигурацию боковых граней, хорошую при-
варку напуска планшетов и равномерное распределение плаки-
рующего слоя алюминия по высоте и длине горячекатаных полос.
Горячая прокатка опытных слябов (производственных раз-
меров) сплавов Д1 и Д16 с различными по величине напусками
планшетов производилась на четырехвалковом стане. Величина
напуска принималась равной 10—15 и 35—60 мм, при началь-
ной толщине сляба 180—200 мм. Для каждой величины напуска
планшетов прокатано по пяти слябов. Наблюдения за состоя-
нием кромки при горячей и холодной прокатке, а также про-
веденные макроисследования показали, что оптимальный на-
пуск планшетов на каждую сторону сляба можно принять рав-
ным 30—50 мм. Такой напуск планшетов при надлежащем
режиме эджерования обеспечивает получение кромок высокого
качества после горячей и холодной прокатки.
Очень важное значение при прокатке слябов сплавов типа
дюралюминий с плакированием боковых граней имеет правильно
выбранный режим эджерования. Роль процесса эджерования
при горячей прокатке слябов с плакированием боковых граней
значительно увеличивается. Кроме компенсации неоднородного
уширения металла, режим эджерования должен обеспечить
качественную приварку планшетов алюминия к боковым граням.
Схема плакирования боковых граней показана на рис. 46
и 47. При оптимальном напуске планшетов (30—50 мм) и соот-
ветствующей схеме обжатий по высоте сляба плакирование бо-
ковых граней осуществляется самопроизвольно. В первом про-
ходе при деформации сляба горизонтальными валками в ре-
зультате отсутствия сопротивления верхний и нижний на-
пуски планшетов изгибаются по высоте. При деформации сляба
во втором пропуске напуски планшетов самопроизвольно при-
ближаются к его боковым граням. Деформация сляба после
второго пропуска вертикальными валками обеспечивает хо-
рошую приварку напусков планшетов алюминия к боковым
граням. После второго пропуска в горизонтальных валках не-
обходимо эджерование для покрытия алюминием всей длины
боковой поверхности сляба, в противном случае начало и конец
горячекатаной полосы могут иметь незаплакированную кромку.
В настоящее время металлообрабатывающие заводы применяют
предварительную загибку планшетов. Эджерование является
важным условием для успешного проведения последующей хо-
лодной прокатки с натяжением и ликвидации обрывов полосы.
Кроме того, приварка напуска планшетов алюминия после
второго пропуска осуществляется легче и качественнее вслед-
ствие высокой температуры металла.
Последующее эджерование на толщинах 140—150 мм, 100—
200 мм, 60—80 мм обеспечивает сплошное и равномерное по-
крытие алюминием боковых граней по высоте и длине. Эджеро-
вание при толщине горячекатаной полосы менее 50—60 мм про-
изводить нецелесообразно из-за возможного изгиба полосы при
деформации ее в вертикальных валках. При дальнейшей про-
катке в горизонтальных валках с 60 до 5—6 мм без эджерования
сохраняется хорошее состояние боковых кромок.
Режим эджерования должен быть оптимальным. Недоста-
точная степень деформации при эджеровании может не обеспе-
чить качественную приварку планшетов алюминия к боковым
граням сляба. Повышенная степень деформации при эджеро-
вании вызывает наплывы металла (утолщения по боковым кром-
кам полосы). Последующая прокатка в горизонтальных валках,
обеспечивая повышенную степень деформации в местах утол-
щений металла, может вызвать значительное уменьшение тол-
щины плакирующего слоя на расстоянии 20—40 мм от кромки.
В свою очередь это может привести к браку листов по незапла-
нированной поверхности, выявляющемуся в процессе^терми-
ческой обработки листовЛЧрезмерно большая степень дефор-
мации при эджеровании также не обеспечивает чистотьГповерх-
ности боковых кромок.
После -----
первого gjllllllllll
пропуска j - _
Рис. 46. Схема плакирования боковых граней сляба
Напуск
планшетов
30-50пн
на сторону
Сляб
1-й пропуск
2-й пропуск,
эджерование
4-й пропуск,
эджерование
6-й пропуск,
эджерование
6-й пропуск,
эджерование
(при ширине
полосы 1500нм)
До прокатки
По окончании
эджерования
Неправильный режим
Правильный режим
Рис. 47. Режимы эджерования при плакировании боковых
граней слябов
Процесс эджерования при плакировании боковых граней
будет более рациональным при установке вертикальных валков
не на стороне входа металла в валки, как это принято в суще-
ствующих конструкциях станов, а на стороне выхода металла
из валков. Установка вертикальных валков на стороне выхода
металла из горизонтальных валков даст возможность проводить
эджерование после первого пропуска, что обеспечит лучшую
приварку планшетов алюминия к боковым граням и более рав-
номерное распределение плакирующего слоя по длине боковых
граней слябов.
Лучшим вариантом является установка вертикальных вал-
ков как со стороны входа, так и со стороны выхода металла из
горизонтальных валков. Кроме улучшения качества приварки
планшетов алюминия к боковым граням сляба, это обеспечит
значительное повышение производительности прокатных станов
(на 15—25%) за счет сокращения времени на эджерование.
После производственного испытания разработанных режимов
плакирования боковых граней и эджерования при горячей про-
катке сравнивалось поведение плакированных и неплакирован-
ных боковых кромок при холодной прокатке на более тонкие
размеры. Прокатка образцов, вырезанных из горячекатаной
полосы с плакированными и неплакированными кромками, про-
изводилась на двухвалковом лабораторном стане. Перед про-
каткой образцов в холодном состоянии измеряли толщину пла-
кирующего слоя алюминия и определяли характер его распре-
деления по кромке горячекатаной полосы толщиной 6 мм.
Результаты измерения толщины плакирующего слоя и иссле-
дование характера его распределения по кромке показаны на
рис. 48 и 49.
Как видно из рис. 48 и 49, горячая прокатка обеспечивает
хорошую приварку плакирующего слоя алюминия по боковым
кромкам. Несмотря на значительную степень деформации в про-
цессе эджерования, при горячей прокатке сохраняется нерав-
номерное уширение основного металла по кромке, что является
причиной возникновения сетки мельчайших трещин, которые
при эджеровании завариваются алюминием (рис. 49, а). Заварка
микротрещин алюминием предотвращает их развитие в макро-
трещины.
В свою очередь микронеровности на боковой кромке основ-
ного металла создают благоприятные условия для качественной
приварки плакирующего материала (рис. 49, в). Микроиссле-
дование горячекатаных полос подтвердило качественную при-
варку плакирующего слоя к боковым кромкам. При визуаль-
ном осмотре боковые кромки сплавов Д1 и Д16 имеют совершенно
ровную чистую поверхность, не отличающуюся от кромки про-
изводственных горячекатаных полос алюминия.
Образцы, вырезанные из горячекатаных полос, с плакиро-
ванными и неплакированными кромками без предварительного
отжига прокатывались в холодном состоянии на двухвалковом
лабораторном стане до толщины 4 мм. Качественная приварка
алюминия к основному металлу на боковых кромках сохра-
няется при холодной прокатке (рис. 50). Вследствие растяги-
вающих напряжений по кромкам происходят незначительные
разрывы основного металла без нарушения сплошности пла-
стичного плакирующего слоя алюминия. Увеличение коли-
чества мельчайших трещин основного металла при холодной
деформации не ухудшает качества кромок.
Состояние боковых кромок характеризуется при отсутствии
плакировки разрывами на боковых кромках полосы, тогда как
плакированная боковая кромка имеет совершенно ровную чи-
стую поверхность.
В дополнение к полученным результатам было изучено влия-
ние эджерования неплакированных боковых граней на качество
кромки горячекатаной полосы. Для этого производилась про-
катка слябов сплава Д16 с эджерованием плакированных и
неплакированных боковых граней по различным режимам.
Результаты экспериментов позволяют утверждать, что при
прокатке слябов сплава Д16 с 200 на 6 мм можно получить от-
носительно хорошее состояние кромки горячекатаных полос
путем увеличения числа пропусков при эджеровании.
Надежным способом предотвращения растрескивания боко-
вых кромок горячекатаной и холоднокатаной полос сплавов Д1
и Д16 является эджерование в сочетании с плакированием бо-
ковых граней, причем каждому конкретному случаю соответ-
ствуют свой оптимальный режим эджерования и величина на-
пуска планшетов.
При проведении работ в производственных условиях по
каждой схеме эджерования было прокатано по пять слябов
сплава Д16. Исходное сечение сляба составляло 200 X 1400 мм.
Прокатка производилась в поперечном направлении относи-
тельно литейной оси слитка. Напуск планшет на боковые грани
составлял 35—50 мм. Обжатие за пропуск при эджеровании
составляло 5—8 мм. При ширине сляба 1250 мм для получения
удовлетворительных результатов по качеству кромок оказалось
достаточным трех эджерований: после второго пропуска (при
толщине 190 мм), после четвертого пропуска (при толщине
120 мм) и после шестого пропуска (при толщине 75 мм). Каждое
эджерование осуществлялось за два пропуска. При ширине
Рис. 50. Микро- и макрострукту-
ры распределения плаки-
рующего слоя по кромке
холоднокатаной полосы:
а, б. в. г — микрострукту-
ры, X 250; д — макрострук-
тура
сляба 1550 мм количество эджерований должно быть увели-
чено до четырех. Применение оптимальных режимов эджеро-
вания в сочетании с плакированием боковых граней при про-
катке производственной партии слябов обеспечило высокое ка-
чество боковых кромок листов. Одновременно было установлено,
что внедрение этого метода в серийное производство требует не-
которых конструктивных изменений направляющих линеек и
«хвостовой части» стана горячей прокатки. Необходимо созда-
ние натяжения полосы для плотной свертки рулонов, а также
центрирование полос для предупреждения их «телескопичности».
Для сохранения алюминиевого слоя на боковых кромках необ-
ходимо уменьшить трение полосы в направляющих линейках,
что может быть достигнуто путем применения специальных про-
фильных роликов.
Таким образом, прокатка слябов сплава Д16 с применением
эджерования по оптимальным режимам в сочетании с плакиро-
ванием боковых граней позволила решить проблему получения
горячекатаной заготовки без обрезки боковых кромок.
2. ХОЛОДНАЯ ПРОКАТКА ПОЛОС
С ПЛАКИРОВАННЫМИ
И НЕПЛАКИРОВАННЫМИ
БОКОВЫМИ КРОМКАМИ
Перед холодной прокаткой горячекатаные рулоны подвер-
гаются предварительному отжигу. Для повышения пластиче-
ских свойств сплавов типа дюралюминий на заводах разработан
и применяется длительный
(20—22 ч) отжиг вместо
обычного (6—6,5 ч).
Увеличение общей про-
должительности отжига
связано с использованием
малых скоростей охлаж-
дения 8—10 град!ч от тем-
пературы отжига (390—
420° С) до 250° С. Медлен-
ное охлаждение способст-
вует некоторому повыше-
нию пластических свойств
ТАБЛИЦА 36. ИЗМЕНЕНИЕ
МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
ПОЛОС СПЛАВА Д16
ПРИ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКЕ
Толщина полосы мм Предел проч- ности Мн/м2 (кГ/мм2) Предел текучести Мн/м2 (кГ /мм2) Относи- тельное удлинение %
5,8 0,95 176 (18,0) 314 (32,0) 102 (Ю,4) 284 (29,0) 18,0 3,1
сплавов типа дюралюми-
ний. Тем не менее после холодной деформации на 60—65%
эти сплавы необходимо подвергать промежуточному отжигу.
Это связано с интенсивным падением пластических свойств
дюралюминия при наклепе (табл. 36), приводящим к растре-
скиванию боковых кромок и к обрывам полосы. В большей сте-
пени указанные дефекты проявляются при рулонной прокатке
с натяжением.
Поэтому холодная прокатка горячекатаной полосы сплава
Д16 толщиной 6 мм без применения промежуточных отжигов
проводилась только на толщину листа 1,8—2,0 мм. При про-
катке на тонкие размеры, например на 0,6—0,8 мм, применяли
2—4 промежуточных отжига в зависимости от принятых схем
обжатия и ширины листа.
Холодная прокатка горячекатаных рулонов сплава Д16
с плакированными и неплакированными боковыми гранями про-
изводилась на четырехвалковом прокатном стане с натяжением
по действующим на заводе схемам обжатий с толщины 6 мм
на 0,8—1,0 мм с применением промежуточных отжигов и без
них.
В процессе холодной прокатки после каждого пропуска от-
резались образцы для механических испытаний и оценки ка-
чества боковых кромок. Микро- и макроисследования дали хо-
рошие результаты по качеству приварки алюминия на всех
толщинах холоднокатаного металла (с 6 до 0,95 мм). Характер
распределения алюминиевого слоя по кромке оказался анало-
гичным приведенному на рис. 48.
В процессе холодной прокатки обрывов полос не было,
кромка имела чистую, ровную поверхность без трещин. На всех
толщинах холоднокатаного металла сохранялся достаточный
слой алюминия.
Таким образом, прокатка рулонов сплава Д16 с плакиро-
ванными боковыми кромками с толщины 6 мм на 0,95 мм дала
положительные результаты.
Приведенные на рис. 51 фотографии рулонов позволяют су-
дить о высоком качестве (отсутствии трещин) кромок полос
опытной партии в отличие от кромок полос сплава Д16, прока-
Рис. 51. Рулоны, прокатанные по новой (а) и по старой (6) тех-
нологии
тайных по действующей технологии (горячая прокатка с обрез-
кой кромок и холодная прокатка с 6 мм на 1 мм с двумя про-
межуточными отжигами).
Положительные результаты, полученные при холодной про-
катке полос с 6 до 0,95 мм без промежуточных отжигов, выявили
возможность дальнейшей интенсификации процесса холодной
прокатки путем максимального использования пластических
свойств металла.
Холодная прокатка рулонов сплавов Д1 и Д16 без проме-
жуточных отжигов на 0,78 мм; 0,51 мм и 0,45 мм дала хорошие
результаты по качеству боковых кромок, поверхности и вы-
катке.
В результате производственного испытания новых техно-
логических режимов обработки выявлена возможность создания
температурно-скоростных условий деформации, исключающих
применение предварительного отжига перед холодной прокат-
кой. Прокатка опытной партии слябов сплава Д1, гомогенизи-
рованных при температуре 500° С с выдержкой 12—20 ч, на
стане горячей прокатки и дальнейшая холодная прокатка
с 6 мм на 1,0 мм без применения предварительного и проме-
жуточных отжигов обеспечила вполне удовлетворительное ка-
чество поверхности, выкатку, качество боковых кромок и ме-
ханические свойства листов.
3. ПРОКАТКА СЛЯБОВ
В ПОПЕРЕЧНОМ НАПРАВЛЕНИИ
ОТНОСИТЕЛЬНО ЛИТЕЙНОЙ ОСИ
Чтобы выяснить преимущества прокатки слябов только в по-
перечном направлении относительно литейной оси, следует срав-
нить этот метод с прокаткой в поперечно-продольном и про-
дольном направлениях, применяемой на некоторых заводах.
Неоднородность структуры по сечению сляба, неравномер-
ность прочностных и пластических свойств в поверхностных и
срединных его слоях и неравномерность напряженного состоя-
ния при прокатке неблагоприятно сказываются на распределе-
нии деформаций при прокатке в поперечном и продольном на-
правлениях по сравнению с прокаткой только в одном попереч-
ном направлении. При прокатке слябов только в одном попе-
речном направлении относительно литейной оси боковые кромки
сляба имеют такие же свойства, как и их центральные слои.
Это уменьшает неравномерность напряженного состояния как
в продольном, так и в поперечном направлении при горячей
деформации сляба.
При поперечно-продольной прокатке характер истечения
металла в зоне деформации приводит к уширению главным обра-
зом слоев, близких к контактным; поэтому боковые грани
сляба быстро принимают вогнутую форму. При деформации
их вертикальными валками нельзя выравнять вогнутость; по-
этому выступающие края после поворота сляба для продольной
прокатки не деформируются в вертикальной плоскости, а только
вытягиваются за счет общей вытяжки металла и вследствие
этого разрываются в процессе прокатки.
В то же время при поперечной прокатке ровные, точно обре-
занные грани сляба более равномерно деформируются как го-
ризонтальными, так и вертикальными валками, что обеспечи-
вает лучшее качество кромки по сравнению с прокаткой в по-
перечно-продольном направлении.
Однако при поперечной прокатке наличие небольшой во-
гнутости боковых граней вследствие уширения преимущественно
контактных слоев все же приводит к растрескиванию кромок
сляба.
Горячая прокатка слябов только в продольном направлении
(относительно литейной оси сляба) в настоящее время в промыш-
ленности почти не применяется.
Опытные работы показали, что для получения таких же ре-
зультатов, как и при поперечной прокатке, необходимо:
освоить отливку широких слитков, например, для получе-
ния горячекатаных заготовок и листов шириной 2000, 2500 и
3000 мм;
обязательно фрезеровать после разрезки передний и задний
концы слябов для получения «замка», предотвращающего рас-
крытие сляба;
обязательно фрезеровать боковые грани слябов для удале-
ния ликватов и получения кромки хорошего качества.
Осуществление этих мероприятий будет способствовать по-
лучению максимального эффекта при прокатке, но несколько
увеличит стоимость производства листов.
Кроме того, при прокатке только в одном поперечном отно-
сительно литейной оси направлении сокращается необходимая
оснастка литейных машин, поскольку ширина сляба опреде-
ляется состоянием технологии литья и минимально необходи-
мой толщиной полосы, а его толщина — качеством сляба и
параметрами стана горячей прокатки. Длина же сляба опре-
деляется шириной прокатываемой полосы и может быть полу-
чена путем разрезки отлитых слитков на необходимые размеры.
Следовательно, при поперечной прокатке литейный цех мо-
жет отливать слитки только одного сечения, благодаря чему
можно установить стабильный процесс литья и получать слитки
с наилучшими свойствами.
4. ДЕФОРМИРОВАНИЕ
КРУПНОГАБАРИТНЫХ СЛЯБОВ
ПРОКАТКОЙ
В настоящем разделе рассматриваются результаты исследо-
вания прокатываемости крупногабаритных слябов алюминия
без предварительного нагрева или с нагревом до 80—520° С.
Изменение температуры полосы по про-
пускам в зависимости от режимов предвари-
тельного нагрева.
Предварительный нагрев необходим для металлов и сплавов,
обладающих при комнатной температуре малой пластичностью
и высоким сопротивлением деформации, так как при обра-
ботке таких материалов в холодном состоянии потребовалось бы
очень мощное оборудование. Ряд металлов, например свинец,
алюминий, сплав АМц, пластичны и при комнатной темпера-
туре и могут деформироваться без предварительного нагрева.
Процесс деформирования в значительной степени зависит от
теплообмена между прокатываемым слябом и окружающей сре-
дой. Теплообмен при прокатке изучен недостаточно. Имею-
щиеся формулы для подсчета температуры по пропускам учи-
тывают только теплопередачу излучением, но не учитывают
потери тепла за счет теплопроводности и конвекции. При опре-
деленных условиях прокатки можно добиться теплового ба-
ланса, при котором количество тепла, отдаваемого прокатывае-
мой полосой в окружающую среду, будет равно количеству
тепла, получаемого за счет работы деформации.
Холодная деформация сопровождается разогревом металла
в основном за счет работы деформации. Таким образом, при
прокатке без предварительного нагрева металл будет холодным
только в первых пропусках, а затем начнется его разогрев.
При этом чем больше скорость деформирования, тем выше ста-
новится температура прокатанной полосы.
При горячей прокатке увеличением скорости деформации мож-
но замедлить падение температуры, а иногда даже повысить ее.
С целью установления фактического изменения температуры
полосы производилась прокатка слябов алюминия сечением
200 X 1380 мм при различных степенях обжатия за пропуск,
Рис. 52. Изменение температуры полосы от степени обжатия и тем-
пературы предварительного нагрева слябов
Температуры начала прокатки принимались от 20 до 520° С.
Опыты позволили установить следующее:
1. Наиболее интенсивно разогреваются алюминиевые слябы,
прокатываемые при температуре 20° С, т. е. без предваритель-
ного нагрева. В этом случае температура металла после послед-
него пропуска составляет 205—240° С (рис. 52).
2. При прокатке предварительно нагретых слябов темпера-
тура металла изменяется следующим образом: в интервале тем-
ператур от 20 до 250° С полоса после последнего пропуска имеет
более высокую температуру, чем перед прокаткой; в дальней-
шем (при прокатке в интервале 300—500° С) температура де-
формируемой заготовки снижается. Таким образом, интенсив-
ность разогрева металла за счет энергии деформации при про-
катке уменьшается с повышением температуры предваритель-
ного нагрева, а теплоотдача увеличивается.
3. Температура конца прокатки для всех слябов, предвари-
тельно нагретых до 250—280° С, почти не зависит от начальной
температуры и составляет 200—250° С. Отсюда следует, что
независимо от нагрева металла перед прокаткой в указанном
выше интервале температур в конце деформации (после 11—13
пропусков) температурные условия одинаковы.
Наиболее равномерная температура по пропускам была до-
стигнута при предварительном нагреве до 200—250° С. При
прокатке слябов с начальной температурой 400—520° С темпе-
ратура конца прокатки находилась в пределах 290—340° С.
Таким образом, чтобы изменить конечные температурные усло-
вия, необходимо нагревать металл до 400—500° С.
4. При горячей прокатке в первых пропусках температура
металла значительно снижается. Это понижение зависит от на-
чальной температуры сляба и при его нагреве до 450—500° С
составляет 50—60° после первого пропуска.
5. При максимальной температуре предварительного на-
грева 520° С различие между конечными температурами горя-
чей и холодной прокатки не превышает 120—130° С.
Зависимость давления металла
на валки от начальной температуры
прокатки
Полное давление металла на валки при различных темпера-
турных условиях прокатки определялось индикатором по упру-
гой деформации станины (рис. 53). Приведенные данные позво-
ляют сделать следующие выводы:
Т
Рис. 53. Давление металла на валки по пропускам
в зависимости от исходной температуры сляба
1. При прокатке алюминиевых слябов с начальной темпера-
турой 350—500° С прокатный стан нагружается незначи-
тельно: давление металла на валки не превышает 890—910 Т.
2. При прокатке без нагрева полное давление металла на
валки не превышает допустимого для стана: максимальное дав-
ление, полученное расчетным путем, равно 1600 Т, допустимое
3000 Т.
3. В случае прокатки слябов, предварительно нагретых до
200—220° С, полное давление значительно ниже, чем при про-
катке без нагрева.
4. Распределение давления металла на валки по пропускам
при использованной схеме обжатий мало зависит от начальной
температуры прокатки.
Механические свойства
горячекатаных полос и готовых листов
Механические свойства (предел прочности и относительное
удлинение) определялись на стандартных образцах, вырезанных
из горячекатаных полос и из листового материала после холод-
ной прокатки в нагартованном и отожженном состояниях. Ре-
зультаты, полученные при испытаниях, приведены в табл. 37
и на рис. 54.
Рис. 54. Механические свойства горячекатаных полос и готовых листов при
различных температурах предварительного нагрева слябов:
ф — образцы из горячекатаных полос; X — образцы из листов после
холодной прокатки; О — образцы из листов после холодной прокатки и
последующего отжига
ТАБЛИЦА 37. ИЗМЕНЕНИЕ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ПОЛОС
В ПРОЦЕССЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ЦИКЛА1
Температура слябов перед прокаткой Образцы из катаных горяче- полое 2 Образцы из листов после холодной прокатки (в нагар- тованном состоянии) Образцы из листов после холодной прокатки и после- дующего отжига
°C аЬ Мн/м2 (кГ/мм2) 6, % °Ь Мн/м2 (кГ/мм2) 6, % °Ь Мн/м2 (кГ/мм2) 6, %
20 80 100 150 180 200 250 260 300 340 350 370 380 460 500 520 1 Обра 2 Испе при 450° С (7,2-г8,2 кГ 168 (17,1) 167 (17,0) 169 (17,2) 155 (15,8) 147 (15,0) 140 (14,3) 132 (13,5) НО (11,2) 101 (10,3) 86 (8,8) 13цы вырезаны ятания горяче! и выдержке ] /мм2), 6 = 33- 6,45 6,45 5,70 7,15 6,80 6,80 7,85 15,0 20,7 30,0 в напра <атаной 1 з течени! -45%. 226 (23,1) 206 (22,0) 202 (20,6) 197 (20,1) 194 (19,8) 186 (19,0) 167 (17,0) 160 (16,3) 154 (15,7) 136 (13,9) влении, nepnei полосы после । е 1 ч показал 4,0 4,0 5,0 5,0 5,0 5,0 5,0 5,0 5,3 5,4 ндикуляр отжига е 1И, что 82 (8,4) 80 (8,2) 78 (8,0) 78 (8,0) 76 (7,8) 75 (7,7) 75 (7,7) 79 (8,1) >ном оси прокг » селитровой в = 714-80 Л 34,0 33,4 36,7 38,0 40,0 40,0 41,7 46,0 1ТКИ. 1анне 1н/м2
Анализ полученных данных показывает, что при пониже-
нии температуры начала прокатки происходит упрочнение ме-
талла. Особенно сильно упрочняется металл при прокатке
слябов без предварительного нагрева. Так, например, предел
прочности при прокатке без нагрева возрастает до 166—
168 Мн/м2 (17,0—17,2 кГ/мм2), а относительное удлинение па-
дает до 5,9—5,5%, тогда как при обычной горячей прокатке
слябов (с начальной температурой 400—500° С) предел проч-
ности горячекатаной заготовки равен 101—113 Мн/м2 (10,3—
11,5 кГ/мм2) при относительном удлинении 15—30%. Таким
образом, полная рекристаллизация при горячей прокатке алю-
миния происходит при температуре предварительного нагрева
слябов 450—500° С. При повышении температуры начала про-
катки предел прочности горячекатаной заготовки понижается
следующим образом:
в интервале температур 20—200° С с 167 до 152 Мн/м2, (17,0
до 15,5 кГ/мм2), т. е. на 15 Мн/м2 (1,5 кГЛюи2);
в интервале температур 200—300° С с 152 до 141 Мн/м2
(15,5 до 14,4 кГ/мм2'), т. е. на 11 Мн/м2 (1,1 кГ/мм2)-,
в интервале температур 300—500° С с 141 до 86 Мн/м2
(14,4 до 8,8 кГ/мм2), т. е. на 55 Мн/м2, (5,6 кГ/мм2).
Отсюда следует, что наиболее интенсивное упрочнение про-
исходит при снижении температуры начала прокатки с 500
до 300° С.
При холодной прокатке рулонов происходит дальнейшее
упрочнение металла; при этом в случае прокатки слябов без
предварительного нагрева предел прочности полосы (после про-
катки на выходной размер) равен 216—225 Мн/м2, (22,0—
23,0 кГ/мм2), тогда как после прокатки горячекатаной полосы,
полученной из сляба при температуре нагрева последнего 370—
450° С, предел прочности нагартованных листов равен 127—
147 Мн/м2 (13—15 кГ/мм2) (при одинаковом общем обжатии).
Относительное удлинение горячекатаной заготовки с пони-
жением начальной температуры прокатки значительно сни-
жается. Однако после деформирования на стане холодной про-
катки относительное удлинение готового листового материала
остается почти одинаковым для всех образцов (независимо от
температуры нагрева слябов перед прокаткой) и составляет
4,0—5,0%.
Анизотропия свойств
листового материала в зависимости
от температуры предварительного
нагрева слябов перед прокаткой
Результаты испытаний механических свойств образцов, про-
веденных с целью выявления анизотропии листового материала,
приведены в табл. 38 и 39.
ТАБЛИЦА 38. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЛИСТОВЫХ ОБРАЗЦОВ
ТОЛЩИНОЙ 4 мм, ВЫРЕЗАННЫХ ИЗ НАГАРТОВАННОЙ ПОЛОСЫ
Температура предваритель- ного нагрева слябов, °C В поперечном направлении В продольном направлении
Мн/м2 (кГ/мм2) 6. % Gb Мн/м2 (кГ/мм2) 6. %
20 222 (22,7) 4,0 231 (23,6) 6,0
200 198 (20,2) 4,1 208 (21,2) 5,0
300 194 (19,8) 5,0 198 (20,2) 7,5
380 154 (15,7) 3,3 161 (16,4) 4,1
ТАБЛИЦА 39. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЛИСТОВЫХ ОБРАЗЦОВ
ТОЛЩИНОЙ 4 мм, ВЫРЕЗАННЫХ ИЗ ОТОЖЖЕННЫХ ЛИСТОВ
Температура предваритель- ного нагрева слябов, °C В поперечном направлении В продольном направлении
о^, Мн/м2 (к.Г/мм2) в, % о^, Мн/м* (кГ/мм*) в. %
20—100 79 (8,1) 40,0 80 (8,2) 44,0
100—220 76 (7,8) 41,7 78 (8,0) 43,4
350—520 75 (7,7) 39,2 77,5 (7,95) 41,5
Как видно из таблиц, для алюминия, деформированного
прокаткой при разных температурах, характерно наличие ани-
зотропии механических свойств, которая уменьшается с повы-
шением температуры предварительного нагрева слябов. После-
дующий отжиг не приводит к ликвидации различия механиче-
ских свойств продольных и поперечных образцов.
Для проверки коррозионных свойств листов в нагартован-
ном и отожженном состояниях отбирались образцы от рулонов
алюминия, деформированного без предварительного нагрева
слябов перед прокаткой. Коррозионные испытания произво-
дили погружением образцов в 3%-ный раствор HNO3.
Было установлено, что нагартованные образцы подверга-
лись значительному разрушению коррозионной средой, что объ-
ясняется высокой степенью нагартовки. Однако после отжига
коррозионная стойкость листового материала, прокатанного без
предварительного нагрева слябов,, не отличается от коррозион-
ной стойкости листов, полученных горячей прокаткой. Даже
при выдержке в коррозионной среде в течение 16 суток замет-
ного поражения коррозией поверхности листов не наблюдалось,
так же как и не было различия между образцами горячеката-
ного и холоднокатаного алюминия.
При прокатке алюминия без предварительного нагрева при-
меняли смазку керосином, так как металл плохо захватывался
валками. Смазку производили только в первых проходах из-за
незначительного разогрева слябов при дальнейшей деформации.
Штамповка изделий ширпотреба (кастрюли разных разме-
ров, тазы и др.) из алюминиевых листов, полученных прокат-
кой без предварительного нагрева и при нагреве до низких
температур, показала, что поверхность изделий получается вол-
нистой и шероховатой. После травления выявляется полосча-
тость на заготовках и изделиях, которая тем больше, чем ниже
температура нагрева перед деформацией.
1
Для ликвидации полосчатости и получения хорошей поверх- j
ности листов и изделий на двух заводах были проведены опыт-
ные работы по прокатке алюминиевых слябов, отлитых с ма- -
лыми добавками титана (0,1%). Было установлено, что в этом :
случае склонность к образованию полосчатости несколько *
уменьшается. Однако, по заводским данным, деформация при
низких температурах и без предварительного нагрева сляба не
ликвидирует поверхностные дефекты.
5. ПРОКАТКА ПЛИТ
ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Течение металла при прокатке и распространении деформа-
ций и напряжений по высоте прокатываемой заготовки пред-
ставляет значительный интерес для теории и практики прокат-
ного производства. Как уже было отмечено ранее, этому вопросу
посвящено достаточно большое количество работ различных ис-
следователей.
Однако до сих пор еще нет единого мнения в ряде вопросов,
относящихся к прокатке толстых плит. В особенности это от-
носится к деформированию плит толщиной более 50 мм в глад-
ких валках на станах существующих конструкций. Между тем
производству плит толщиной 50—200 мм в настоящее время
уделяется все возрастающее внимание. Прокатка таких плит
еще недостаточно изучена, отсутствуют рекомендации по техно-
логическим режимам, которые обеспечивали бы получение плит
с равномерной проработкой по толщине и отсутствие рыхлот
в центральных слоях плит.
Вопросу распределения напряжений и деформаций по высоте
прокатываемой полосы большое внимание уделено в работах
А. И. Целикова [13, 54]. В работах дано теоретическое обосно-
вание неизбежности неравномерного характера распределения
напряжений и деформаций и определены направления прове-
дения экспериментальных исследований процесса прокатки.
Распределение деформаций и напряжений при прокатке и
сжатии изучалось рядом исследователей. Несомненный интерес
в этом направлении представляют работы М. Л. Зарощин-
ского [25], А. П. Чекмарева [26], И. М. Павлова [14],
П. А. Александрова [56], А. И. Колпашникова и И. И. Ива-
нова [39] и др. Однако перечисленные работы дают, как пра-
вило, качественную картину течения металла и распределение
деформации по трем координатным осям. В рассматриваемом
нами вопросе большой интерес представляют работы по коли-
чественной оценке глубины проникновения деформации в ре-
альных условиях прокатки.
П. С. Истомин [7] предложил формулу для определения
минимального и максимального диаметров валков прокатного
стана, которые должны обеспечить наибольшую эффективность
процесса:
Однако данные П. С. Истомина базируются в основном на
геометрических соотношениях и не имеют достаточного подтвер-
ждения экспериментальными данными, изменениями струк-
туры и т. д.
И. Д. Кузема 1 считает, что основными причинами, вызы-
вающими неравномерность деформации по толщине и в гори-
зонтальной плоскости в реальных условиях прокатки и осажи-
вания, являются: силы трения на контактной поверхности, не-
равномерное распределение температуры по толщине слябов,
форма сляба и форма калибра, исходная толщина, величина
обжатий в каждом пропуске, конечная толщина, диаметр валков,
скорость деформации, физическая и химическая неоднород-
ность сляба по сечению и длине.
В. Б. Ляшков 2 за основные факторы, влияющие на неравно-
мерность деформации, принимает коэффициент трения и отно-
шение Z//zcp, характеризующее форму очага деформации.
Т. М. Голубев [24] предложил формулу для определения
глубины проникновения деформации в зависимости от степени
обжатия, радиуса валков, скорости прокатки и коэффициента,
учитывающего природу материала:
/ = <р----1------£_-----, (48)
[у (1-1-Л)]1
1 И. Д. Кузема. Диссертация на ученую степень канд. техн, наук,
Свердловск, 1962.
2 В. Б. Л я ш к о в. Диссертация на ученую степень канд. техн, наук,
Свердловск, 1960.
где I — глубина проникновения деформации сжатия;
ДА — абсолютное обжатие;
R — катающий радиус валка;
v — скорость прокатки;
Л — коэффициент уменьшения высоты; Л =
Ф — коэффициент, характеризующий природу и пластич-
ность материала; для стали ф = 59;
т — показатель политропы; для стали т = 0,8.
В работе [46] при анализе результатов, полученных при про-
катке слябов из алюминиевых сплавов, сделан вывод, что на
стане горячей прокатки с диаметром рабочих валков 700 мм
можно прокатать качественные плиты толщиной не более 50—
70 мм.
Из геометрических соотношений предложена формула для
определения глубины проникновения деформации сжатия (от
одного валка):
X = ~ , (49)
где R — радиус рабочего валка;
Дй — абсолютное обжатие;
х — глубина проникновения деформации сжатия от од-
ного валка.
С целью сопоставления имеющихся формул по распростра-
нению деформации сжатия были проведены количественные рас-
четы. При этом исходная толщина полосы была принята 100 мм.
При сравнении результатов расчетов, например, по формуле
П. С. Истомина с данными, полученными по В. А. Ливано-
ву [46], для распространения деформации на всю толщину
образца (й = 100 мм) при степени обжатия 8 = 30% необхо-
димы диаметры рабочих валков:
по формуле П. С. Истомина 323 мм,
по формуле В. А. Ливанова 500 мм.
Выполненные расчеты показали, что имеющиеся расчетные
формулы дают значительно отличающиеся друг от друга ре-
зультаты.
Дальнейшее развитие вопроса о распространении деформа-
ции при осаживании и прокатке в гладких валках имеется в ра-
боте И. И. Иванова, В. П. Балакина и А. В. Маланьина сов-
местно с В. А. Ливановым и К. И. Кузнецовым [58].
Теоретическое исследование этого вопроса базировалось на
изучении изменения напряженного состояния металла от усло-
вий деформирования. Авторы считают, что распространение де-
формации в металле обусловливается напряженным состоянием
очага деформации и характер распространения деформаций дол-
жен соответствовать распространению напряжений, т. е. глу-
бина проникновения деформации должна определяться глу-
биной проникновения сдвигающих напряжений.
На основе теоретического исследования предложена фор-
мула для определения глубины проникновения деформации:
—h
п 1 / R — h\ tg (45°——*ф) arccos ——
х = R cos -х- ( arccos —5— I e — 1
2 \ A /
(50)
где x — глубина проникновения деформации, мм;
R — радиус рабочего валка, мм;
Лй — абсолютное обжатие, мм;
е — основание натуральных логарифмов.
Если обозначить tg (45° — ф) = К, то, зная величину коэф-
фициента трения, можно определить значение коэффициента К:
f .... 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35
К .... 0,9 0,8 0,74 0,65 0,65 0,54 0,48
Отсюда формула для определения глубины проникновения
деформации имеет следующий вид:
х = R
cos ^arccos
R-h
R
К arccos —-
е R — 1
(51)
Из полученной формулы видно, что глубина проникновения
деформации зависит в основном от радиуса валков, степени об-
жатия и коэффициента внешнего трения.
Для проверки приведенных формул использовались данные
А. И. Колпашникова и И. И. Иванова [31 ], которые иссле-
довали методом рекристаллизованного зерна распространение
деформации при прокатке алюминиевых сплавов.
Сравнение экспериментальной картины распространения де-
формации с расчетными данными показало хорошую сходимость
результатов. По этим формулам рассчитана глубина проник-
новения деформации в зависимости от степени обжатия и ра-
диуса валков. На рис. 55 представлены эти графики, построен-
ные с учетом коэффициента трения f = 0,25.
Из графика зависимости глубины проникновения деформа-
ции сжатия от абсолютного обжатия и радиуса валков видно,
что для получения толстых плит с равномерной однородной
Глубина проникновения деформации сжатия, мм
Рис. 55. Глубина проникновения деформации сжатия
в зависимости от степени обжатия и радиуса
валков, мм\
1 — 250; 2 — 300; 3 — 350; 4 — 400; 5 — 450;
6 — 500; 7 — 550; 8 — 600; 9 — 1000
структурой необходимо выбирать прокатные станы с относи-
тельно большим диаметром валков.
Исследования показали, что для получения качественных
толстых плит с равномерной структурой и свойствами необходи-
мы следующие соотношения толщин плит и диаметров валков:
Толщина плиты, мм . . 50—60 100—120 200—220
Диаметр валка, мм . . 700 1000 1800—2000
5. ОСОБЕННОСТИ
ПРОИЗВОДСТВА ЛИСТОВ
ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Производство листов из сплава Д16
Для получения из сплава Д16 листового материала с преде-
лом прочности более 480 7Ин/ж2 (49 кГ/мм2} и пределом теку-
чести 353 Мн/м2 (36 кГ/мм2') при удлинении более 10% приме-
нена нагартовка, которая проводится сразу же после закалки,
т. е. в свежезакаленном состоянии и после полного завершения
процесса старения.
Нагартовка материала в состаренном состоянии не нарушает
протекание естественного старения и упрочнение от нагартовки
суммируется с упрочнением от старения. При нагартовке в све-
жезакаленном состоянии снижается эффект естественного ста-
рения и получается меньшее суммарное упрочнение. Чтобы
обеспечить получение предела прочности 480 Мн/м2 (49 кГ/мм2'),
при нагартовке в состаренном состоянии требуется деформа-
ция 7%, а при нагартовке в свежезакаленном состоянии —
деформация 20%, что обеспечивает в металле удлинение 14
и 9% соответственно.
Листы из сплава Д16 подвергаются 100 %-ному контролю
механических свойств. При этом возникает проблема решения
вопроса о контроле механических свойств таких листов. Пусть
выпуск листов на современном заводе составляет в сутки 500 т.
Для испытания листов после шестисуточного естественного ста-
рения приходится хранить на складе в неупакованном виде
весьма большое количество листов, чтобы иметь возможность
после получения результатов испытания отобрать образцы из
листов, не показавших требуемых свойств. Только после этого
можно приступить к упаковке листов. Если же пользоваться
старением при 40° С в течение 18 ч, то хранить в неупакованном
виде придется значительно меньшее количество листов. Такое
решение данного вопроса весьма благоприятно отражается
на экономике и организации производства листов из сплава Д16.
По данным В. А. Ливанова, листы из сплава Д16, нагарто-
ванные после закалки и естественного старения на 20% и со-
старенные при 130—140° С в течение 10—15 ч, обеспечивают
при комнатной температуре предел прочности не менее
510 Мн!м2 (52 кПмм2), предел текучести не менее 412 Мн!м2
(42 кПмм2) при удлинении не менее 12%. Таким образом,
прочностные свойства листов из этого сплава равны свойствам
листов из сплава В95-Т, а пластические свойства выше, чем
у указанных листов. Подобные листы из сплава Д16 превосхо-
дят листы из сплава В95-Т по числу циклов при повторных
нагрузках в 1,5—2 раза при напряжениях 294 Мн!м2 (30 кГ/мм2)
и ниже. По данным В. А. Ливанова, при напряжении 196 Мн!м2
(20 кПмм2) число циклов до разрушения для сплава В95-Т
равно 20 000, а для нагартованного сплава Д16 35 000. Листы
не склонны к коррозии под напряжением. Такие листы имеют
максимальный предел прочности при температуре до 150° С.
Для работы при температурах до 175° С рекомендуется при-
менять листы из сплава Д16, нагартованные после закалки
и естественного старения на 5% и затем состаренные при 130—
140° С в течение 15—20 ч. При комнатной температуре те же
листы имеют предел прочности не менее 451 Мн!м2 (46 кГ!мм2),
предел текучести не менее 314 Мн!м2 (32 кПмм2) при удли-
нении не менее 16%.
Производство листов из сплавов 1
системы А1—Mg ।
Широкое применение сплавов системы А1—Mg началось '
в сороковых годах. До этого в СССР применялся только низко-
прочный сплав АМг (2,5% Mg) в виде листов для сварных ем-
костей и труб для масло- и бензопроводов. За рубежом сплавы 5
А1—Mg наиболее широко применялись до войны в Германии.
Содержание магния в немецких сплавах доходило до 7%. Уве-
личение содержания магния с 2,5 до 7% приводит к повышению
предела прочности с 196 до 363 Мн/м2, (с 20 до 37 кПмм2').
Эти сплавы термически не упрочняются, но обладают хорошей
свариваемостью и высокой общей коррозионной стойкостью.
Однако при содержании магния более 6% при известных усло-
виях эти сплавы склонны к коррозии под напряжением.
В пятидесятых годах в МАТИ под руководством С. М. Воро-
нова были разработаны сплавы системы А1—Mg, обладавшие
более высокими механическими свойствами, чем свариваемые
сплавы АМц и АМг. Механические свойства этих сплавов при-
ведены в табл. 40.
ТАБЛИЦА 40. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СПЛАВОВ
АМгб-T и АМг5В СИСТЕМЫ Al—Mg
Толщина листа, мм АМгб-Т АМг5В
оь, Мн/м2 (кГ/мм2) а0,2 Мн/м2 (кГ/мм2) 6. % Мн/м2 (кГ/мм2) а0,2 Мн/м2 (кГ/мм2) 6, %
1—6,5 314 (32) 157 (16) 15 — — —
1—5 — — — 274 (28) 147 (15) 15
5—10 — — — 274 (28) 127 (13) 15
Под руководством В. А. Ливанова впервые в СССР были уста-
новлены режимы плавки и литья непрерывным методом слитков
крупного сечения размером 210X1400 массой до 4 tn. Освоено
производство листов прокаткой рулонным методом крупнога-
баритных слитков. При разработке технологии плавки был
применен покровный флюс на базе карналлита по АМТУ
2026а—48, уменьшающий угар и оказывающий рафинирующее
действие.
Для уменьшения окисления в процессе плавки и литья была
применена присадка бериллия в количестве 0,005%. Эта при-
садка устранила почернение поверхности сляба, придала ей
светлый вид и дала плотную окисную пленку, что позво-
лило значительно уменьшить брак по поверхностным трещи-
нам.
Причиной хрупкого разрушения слябов из сплава АМгб-Т
при прокатке является заражение плавки примесью натрия.
По данным В. А. Ливанова, чтобы нейтрализовать действие
натрия, необходим свободный кремний для связывания на-
трия в тройное соединение. В сплавах с большим содержанием
магния этого не происходит, так как кремний всегда связан
в соединение Mg2Si, нерастворимое в алюминии при большом
избытке магния.
Температура максимальной пластичности данных сплавов
тем ниже, чем выше содержание магния. Так, при содержании
7—8% Mg эта температура равна 270—300° С, а при 10% па-
дает до 250—270° С. Однако прокатка при таких низких темпера-
турах практически невозможна вследствие очень большого со-
противления деформации. Так, например, предел прочности
сплава АМгб-Т при температуре 250—270° С равен 147 Мн1м?
(15 кГ/мм*).
В. А. Ливановым отмечено, что если сляб, нагретый до тем-
ператур 390—450° С, охладить примерно на 40—80°, т. е. до
350—380° С, то даже сплав с 10% Mg приобретает высокую пла-
стичность и горячая прокатка его ведется без всяких затрудне-
ний. Установлено, что для такого сочетания свойств нужна опре-
деленная скорость охлаждения. Метод подстуживания является
реальным резервом, дающим возможность увеличить в сплавах
А1—Mg содержание магния выше 7%. В результате проведен-
ного под руководством В. А. Ливанова исследования содержа-
ние титана в этих сплавах в настоящее время доведено до
0,02—0,01%.
Известно, что при содержании в сплаве магния выше 6%
появляется опасность возникновения коррозии под напряже-
нием, поэтому в отечественных и зарубежных спецификациях
содержание магния ^7% является предельным.
Все исследователи сплавов А1—Mg пришли к единодушному
выводу, что причиной возникновения коррозии под напряже-
нием является образование по границам рекристаллизованного
зерна сплошной тонкой прослойки выделенной 0-фазы (или про-
межуточного химического соединения). Эти прослойки возни-
кают при нагреве отожженных листов в интервале температур
40—200° С.
Мероприятия для борьбы с коррозией под напряжением
сплавов А1—Mg заключаются во введении в сплав небольших
добавок цинка, хрома, титана, ванадия и других элементов,
затрудняющих процесс распада, однако введение таких добавок
недостаточно эффективно.
Целесообразно применение отжига после холодной деформа-
ции, приводящего к распаду твердого раствора с коагуляцией
продуктов распада, что нарушает сплошность интерметаллид-
ных прослоек. В. А. Ливанов рекомендует следующие режимы:
а) отжиг после холодной прокатки при 270—300° С, однако
отжиг, устраняя коррозию под напряжением, не обеспечивает
полной рекристаллизации сплава, что приводит к его низкой
пластичности;
б) отжиг после холодной прокатки при 350—400° С с мед-
ленным охлаждением до 280—300° С; этот режим также приво-
дит к получению листов с пониженной пластичностью, причем
пластичность тем меньше, чем медленнее охлаждение;
в) первый отжиг после холодной прокатки при 350—400° С
с охлаждением на воздухе и второй отжиг при 280—300°.
Двойной отжиг холоднокатаных листов из сплава АМг7-1
по режиму: 15 сек при 400° С в селитровой ванне плюс 2 ч
при 300° С с охлаждением на воздухе обеспечивает практически
полное устранение склонности металла к коррозии под на-
пряжением и повышение предела текучести до 206 Мн!м2
(21 кПмм2}. Данный эффект достигается за счет изменения ха-
рактера распределения продуктов распада твердого раствора
(выделения 0-фазы не образуют сплошного ободка по границам
зерен) и резкого измельчения зерна.
Данный вывод относится не только к сплаву АМг7-1, но
и к другим сплавам системы А1—Mg с высоким содержанием
магния, в частности к сплаву АМгб, на изделиях из которого
при некоторых условиях термомеханической обработки также
может обнаружиться склонность к коррозии под напряжением.
Для сплавов А1—Mg с высоким содержанием магния для устра-
нения склонности к коррозии под напряжением В. А. Лива-
новым [7, 45] рекомендуется применять двойной отжиг: пер-
вый отжиг при 350° С или выше дл*я полного снятия наклепа
и для получения рекристаллизованной структуры, второй от-
жиг при 280—300° С для обеспечения значительного распада
твердого раствора магния в алюминии и коагуляции продуктов
распада 0-фазы.
Для обеспечения наряду с высокой коррозионной стойкостью
хороших прочностных свойств сплавов'скорость нагрева спла-
вов А1—Mg при первом отжиге должна быть возможно более
высокой. Первый отжиг проводится либо в селитровой ванне,
либо в воздушных печах с интенсивной циркуляцией воздуха
при температурах не ниже 400° С.
Производство листов
из чистого алюминия
Листы из чистого алюминия составляют примерно 60% от
всего выпуска листов из алюминиевых сплавов, в них перера-
батывается примерно 40% производимого алюминия.
Листы производятся путем рулонной прокатки из слитков
массой 2—2,5 т и толщиной 250—300 мм.
Марки и состояние поверхности листов из чистого алюми-
ния определяются ГОСТ 7869—56.
Технология получения листов следующая:
приготовление расплава в газовых отражательных печах,
при этом отношение содержания железа к содержанию кремния
должно быть доведено до величины, большей единицы; рафини-
рование от водорода и неметаллических включений хлором или
флюсами;
фрезерование слитка;
горячая прокатка при 350—480° С до толщины примерно
10 мм и свертывание в рулон;
холодная прокатка на выходную толщину 5,0—0,5 мм, что
соответствует деформации в 50—95%. Лист толщиной 5,0 мм
производится за один пропуск.
Для получения мягких листов холоднокатаные рулоны
подвергают отжигу при температуре 360—400° С в воздушных
печах с циркуляцией воздуха, охлаждение производится на
воздухе. Нагрев до 360—400° С длится около 6 ч.
Вышеуказанная технология предусматривает прокатку ру-
лонов только в одном направлении.
Мягкие листы предназначаются для изделий, получаемых
методами холодной штамповки. Поэтому они должны иметь
чистую поверхность, без посторонних плен от «заалюминива-
ния» валков горячего стана, надиров, глубокой насечки, пу-
зырей и т. п. Эти листы должны обладать максимальной пла-
стичностью для обеспечения процессов глубокой вытяжки,
при вытяжке не образовывать так называемых «фестонов».
Поверхность деформированного листа должна быть однородно
матовой, без шероховатости и без рельефных полос, связанных
с направлением прокатки. Поверхность листов после травления
должна быть светлой, матово-серебристого тона, без серо-зеле-
ного трудноудаляемого налета.
Для получения высококачественных отожженных листов из
технического алюминия рекомендуется в его составе иметь по-
вышенное содержание железа и небольшое количество титана
в пределах 0,02—0,05%. Необходимо применять гомогениза-
цию при температурах не ниже 550—570° С, а желательно при
еще более высоких температурах (600—620° С); применять фре-
зерование слябов на большую глубину; начало горячей прокатки
выдерживать выше 500° С и конец не ниже 400° С. Добиваться
при отжиге высокой скорости нагрева и температуры отжига
380—440° С, применять полистный нагрев в печах с циркуля-
цией воздуха или в проходных печах с интенсивным индук-
ционным нагревом.
В соответствии с ГОСТом листы из алюминия выпускаются
на отечественных заводах только в отожженном и нагартован-
ном состояниях.
В проспектах иностранных фирм по обработке алюминия
указывается много его состояний: отожженное, четверть, полу-
и три четверти и полностью нагартованное состояние.
Полунагартованное состояние может быть получено либо
нагартовкой отожженного материала, либо путем низкотемпе-
ратурного отжига (отпуска) нагартованного материала. При
этом предел прочности такого листа толщиной 2,6 мм состав-
ляет 100—123 Мн!м2 (10,2—12,6 кПмм2') при удлинении 8%.
Листы толщиной до 2,6 мм подвергаются испытанию изгибом
на 180°, причем на месте изгиба не должно быть трещин и над-
рывов.
Глава XI
ПРОКАТКА
РАВНОПРОЧНЫХ ЛИСТОВ
ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ
1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
В судостроительной, вагоностроительной и авиационной
промышленности с целью лучшего использования металла целе-
сообразно применять клиновидные листы для создания равно-
прочных конструкций, в которых нагрузки изменяются по
длине изделия.
Клиновидные листы обычно получали путем фрезерования
листов постоянного сечения, превращая значительную часть
металла (40—50%) в стружку. В других случаях прибегали
к стыкованию полос различной толщины и получали полосы
ступенчатого сечения. Эти способы получения полос перемен-
ного сечения имели ряд недостатков и по расходу металла, и
по качеству поверхности и прочности полосы [60, 62, 72—77].
Проведенные во ВНИИМЕТМАШе работы показали воз-
можность создания стана для холодной прокатки широких
клиновидных листов из алюминиевых сплавов.
Разработан и впоследствии изготовлен специальный стан
кварто с длиной бочки 2800 мм для холодной прокатки листов
шириной до 2500 мм переменного сечения из алюминиевых спла-
вов. Процесс прокатки клиновидных листов осуществляется
путем непрерывного изменения расстояния между осями валков
во время прохождения между ними металла. Схема прокатки
проста, однако для получения качественных листов с требуе-
мыми клиновидностью и плоскостностью потребовалась раз-
работка ряда оригинальных механизмов.
Получение листов такой ширины даже постоянного сечения
связано с технологическими трудностями. Особенно боль-
шие трудности вызывает получение плоскостности листов.
Прогресс в развитии современного машиностроения харак-
теризуется постоянным стремлением к уменьшению веса машин
и конструкций. Это вызвало большую потребность в равнопроч-
ных элементах конструкций. Равнопрочные листы особенно
широко применяют в самолетостроении. Они необходимы также
для создания различных объектов новейшей техники, где макси-
мальное снижение веса имеет особенно важное значение при
оценке машины или изделия. Большое распространение должны
получить равнопрочные листы и в других отраслях промышлен-
ности. Применение равнопрочных листов позволит сэкономить
значительное количество металла, уменьшить вес и стоимость
конструкций, а также существенно снизить эксплуатационные
расходы.
До последнего времени равнопрочные профили произво-
дили штамповкой на мощных прессах, обработкой резанием про-
филей постоянного сечения на специальных фрезерных и стро-
гальных станках, глубоким травлением в щелочах и кислотах,
сваркой или склепыванием нескольких полос постоянного се-
чения, но различной толщины. Эти способы изготовления равно-
прочных профилей обладают существенными недостатками:
1. В связи с большой длиной профилей (до 8—10 и более)
для их изготовления приходится применять дорогостоящие,
сложные и относительно малопроизводительные прессы и ме-
таллорежущие станки.
2. При механической обработке образуются значительные
отходы металла в стружку, составляющие 40—50% и более
от веса исходной заготовки, что значительно повышает себе-
стоимость профилей. При этом следует еще учесть, что равно-
прочные профили изготавливают главным образом из сравни-
тельно дорогих специальных сплавов и сталей.
3. Конструкция и размеры применяемых станков и прессов
ограничивают сортамент необходимых для промышленности
профилей переменного сечения.
4. Равнопрочные элементы, изготовляемые из нескольких
полос и листов разной толщины сваркой или клепкой (например,
для самолета), получаются ступенчатыми, без плавных пере-
ходов, что снижает прочность конструкции.
В связи с этим необходимо было изыскать более прогрессив-
ный способ изготовления равнопрочных профилей [68, 69].
Были опробованы многие способы производства листов пере-
менного сечения. Однако только способ прокатки равнопрочных
листов при непрерывном изменении расстояния между осями
валков прокатного стана в процессе деформирования заготовки
был осуществлен в широких промышленных масштабах. Равно-
прочные листы, изготовленные по этому способу, получили широ-
кое применение в самолетостроении и в других областях техники.
Автор считает, что в ближайшем будущем существенную
часть всего выпускаемого листового металла составят равно-
прочные листы переменного сечения, а в выпуске сортового про-
ката определенное место займут фасонные равнопрочные про-
фили [73, 75].
Разработка процессов прокатки металлических полуфабри-
катов, близких по форме к готовым изделиям, и создание ста-
нов для производства равнопрочных листов и профилей яв-
ляются важнейшими направлениями развития прокатного про-
изводства [81, 82]. Это повышает эффективность использования
металла в машиностроении.
Прокатка равнопрочных полуфабрикатов при непрерывном
изменении расстояния между осями валков прокатного стана
является в отличие от обычной прокатки нестационарным про-
цессом. При этом изменяются параметры очага деформации,
что приводит к непрерывному изменению обжатия заготовки,
величины давления металла на валки, вытяжки, опережения
и уширения металла. Нестационарность процесса прокатки
значительно усложняет расчеты деформаций и усилий. Особое
значение приобретает исследование предельных условий по-
лучения равнопрочных полуфабрикатов требуемой точности
по геометрическим размерам.
При прокатке листов постоянного сечения применяют на-
тяжение полосы, осуществляемое намоточными устройствами,
так как прокатка производится рулонным способом. Клиновид-
ные листы прокатываются каждый в отдельности, поэтому устрой-
ство для натяжения листов требовало специальной разработки.
Для осуществления натяжения при прокатке отдельных
листов потребовалось создать оригинальное натяжное устрой-
ство с автоматическим зажимом переднего конца листа и авто-
матическим включением привода натяжной каретки, как только
произведен зажим конца листа.
Для уменьшения длины конца листа, прокатываемого без
натяжения, конструкция натяжной каретки выполнялась та-
ким образом, чтобы она могла приблизиться как можно ближе
к рабочим валкам. Так как ширина листа на этом стане дости-
гает 2500 мм, зажим конца листа должен быть надежным и
равномерным по всей ширине листа.
Движение натяжной каретки должно быть плавным, без
рывков в начале движения и синхронным со скоростью движения
листа в процессе прокатки.
Оригинальной конструкцией является и нажимное устрой-
ство, работа которого должна протекать синхронно со скоро-
стью перемещения листа в валках и с требуемым для данной
клиновидности изменением расстояния между осями вал-
ков.
Клиновидность листов меняется от 0,5 до 1,5 мм/м, а ско-
рость перемещения нажимных винтов регулируется в пределах
20—60 мм/мин.
Подъем нажимных винтов производится вдвое быстрее,
чем при опускании с целью сокращения длительности подъема
нажимных винтов перед последующим пропуском листа. Стан
изготовлен Ново-Краматорским заводом.
В настоящее время стан успешно эксплуатируется, выпу-
скает листы переменного сечения, что имеет огромное значение
для ряда отраслей народного хозяйства.
Достаточно указать, что наличие листов переменного се-
чения дает возможность сэкономить 30—40% металла, который
ранее уходил в стружку или бесцельно утяжелял конструкции.
Следует отметить, что стан холодной прокатки таких раз-
меров и мощности является первым в Советском Союзе [78].
В настоящей главе приведены разработанные автором эле-
менты теории процесса прокатки равнопрочных листов при
непрерывном изменении расстояния между осями валков про-
катного стана и методика расчета новых прокатных станов.
В формулах приняты следующие условные обозначения:
v — скорость прокатки, м/сек',
vH — скорость изменения расстояния между осями рабочих
валков прокатного стана;
ив — окружная скорость рабочих валков прокатного стана,
м/сек',
к — клиновидность листа, мм/м\
(3— угол наклона клина, град.;
/i0 — толщина исходной заготовки, мм\
i — передаточное число привода рабочих валков;
ia — то же, нажимного устройства;
LK — длина клиновидного*участка полосы, мм.
2 . ПРИНЦИП ПРОКАТКИ РАВНОПРОЧНЫХ
ЛИСТОВ ПРИ НЕПРЕРЫВНОМ ИЗМЕНЕНИИ
ОБЖАТИЯ [60, 62]
Основная особенность станов для прокатки равнопрочных
листов и полос состоит в непрерывном изменении расстояния
между осями валков (рис. 56).
Устанавливая различное соотношение между скоростью
выхода листа или полосы из стана и скоростью сближения
или раздвижения валков, можно прокатать листы и полосы,
толщина которых на одном конце в несколько раз больше,
чем на другом.
Стан для прокатки листов и полос переменного сечения
состоит из клети дуо или кварто с приводом механизма для
установки верхнего валка от двигателя повышенной мощности
по сравнению с обычным прокатным станом.
При захвате полосы валками дается автоматический импульс
на включение электродвигателей, приводящих в движение на-
жимные винты стана. Таким образом, за один или несколько
пропусков (рис. 57) производится обжатие исходного листа или
полосы постоянного сечения в лист или полосу переменного
сечения. Изменяя соотношение скоростей прокатки и переме-
щения верхнего валка, можно получить листы и полосы различ-
ной клиновидности.
При прокатке листов переменного сечения давление металла
на валки изменяется от максимальной величины на тонком
Длина полосы,™
Рис. 56. Схема прокатки равнопроч-
ных листов и полос перемен-
ного сечения и график изме-
нения толщины полосы по ее
длине фр — расчетная кли-
новидность; рф — фактичес-
кая клиновидность)
Рис. 57. Изменение толщины листа
при прокатке за шесть
(/—VI пропусков) (разме-
ры листа 6,4Х2,0Х3000х
Х1500 мм, сплав марки
Д16)
a
6 Рис. 58. Схема изменения профиля валков при про-
катке листа переменного сечения:
а — профиль бочки валка при прокатке толстой
части листа; б—то же, средней части листа; в —
то же, тонкой части листа; / — верхний валок;
2 — заготовка; 3 — нижний валок
конце листа до минимальной на толстом. В связи с этим также
изменяется прогиб валков (рис. 58) и профиль прокатываемого
листа. Такая неравномерность деформации листа усложняет
последующую его правку.
Данный метод прокатки в настоящее время применен для
холодной прокатки листов переменного сечения из алюминие-
вых сплавов.
3 . ЭЛЕМЕНТЫ
ТЕОРИИ ПРОЦЕССА [60, 64]
Конечной целью процесса прокатки является получение
продукта требуемой геометрической формы и заданных проч-
ностных свойств.
После установления метода прокатки равнопрочных листов
наиболее существенными вопросами являются следующие:
анализ предельной величины обжатия заготовки в процессе,
прокатки, обеспечивающей получение конечного полуфабриката
необходимой геометрической формы и требуемой прочности;
анализ степени неравномерности деформации металла и ее
допустимые значения, обеспечивающие получение доброка-
чественного полуфабриката;
исследование нестационарного очага деформации;
теоретическое и экспериментальное исследование непре-
рывного изменения величины вытяжки, уширения и опережения
металла при прокатке и определение их влияния на изменение
геометрической формы прокатываемого полуфабриката;
теоретическое и экспериментальное исследование непре-
рывного изменения величины давления металла на валки.
Непрерывное изменение основного параметра процесса —
усилия прокатки (давления металла на валки) приводит к не-
обходимости:
анализа упругой деформации деталей рабочей клети стана
и прокатываемой полосы и оценки их влияния на изменение гео-
метрической формы прокатываемого листа;
анализа сплющивания рабочих валков при прокатке и
в связи с этим анализа изменения площади контактной поверх-
ности валка с прокатываемым металлом;
установления условий возможности применения расчетных
формул, принятых при обычном процессе прокатки, для подсчета
давления металла на валки;
разработки методики расчета для определения мощности дви-
гателя главного привода и двигателя привода нажимного
устройства новых прокатных станов;
анализа систем синхронизации скорости вращения двигателя
нажимного устройства и скорости главного двигателя стана;
установления влияния упругой деформации деталей рабочей
клети и опережения металла при прокатке на изменение гео-
метрии листов.
Таким образом, основной задачей теоретического анализа
нового процесса прокатки является выяснение влияния пере-
численных факторов процесса на возможность получения листа
требуемой геометрической формы и необходимых механических
свойств.
Для подтвеждения выводов теоретического анализа были
проведены экспериментальные исследования на лабораторных
станах дуо 150 и 250, опытно-промышленном стане дуо 900 и,
наконец, на промышленном стане кварто с длиной бочки вал-
ков 2800 мм *.
На последних двух промышленных станах наряду с прове-
дением исследовательской работы изготовлены значительные
производственные партии равнопрочных листов переменного
сечения из плакированного дюралюминия марки Д16-Т. Эти
листы применены для обшивки крыла многих опытных и серий-
ных современных самолетов.
Кинематика процесса
При линейном законе изменения толщины прокатываемой
полосы соотношение окружной скорости валков стана vB и
скорости изменения расстояния между их осями vH будет:
ин _ dh
vB dx ’
* Экспериментальное исследование станов дуо 150, 250 и 900 выполнено
автором совместно с сотрудниками ВНИИМЕТМАШа. Исследование стана
кварто 2800 выполнено сотрудниками ВНИИМЕТМАШа. Это исследование
подтвердило основные выводы автора [62, 75].
где h — толщина полосы в сечении х;
х — произвольное расстояние по длине полосы.
Правая часть равенства (52) представляет собой клиновид-
ность полосы, т. е.
^ = tgp = K. (53)
В процессе прокатки полосы переменного сечения давление
металла на валки изменяется, вследствие чего изменяется на-
грузка на главный двигатель стана.
При линейном законе изменения толщины полосы отношение
VH
— остается постоянным, несмотря на то, что скорость главного
двигателя стана при прокатке может изменяться.
Необходимое для прокатки полуфабрикатов переменного
сечения отношение чисел оборотов главного двигателя стана п
и двигателя нажимного устройства пн может быть определено
из следующего уравнения:
= Mo-^i \ /54ч
п п* \ £к / ’
где D — диаметр рабочего валка;
т — шаг резьбы нажимного винта;
/Ijl — толщина тонкого конца прокатываемой полосы.
Вследствие изменения давления металла на валки при про-
катке полуфабрикатов переменного сечения изменяется рас-
стояние между осями рабочих валков за счет упругой деформа-
ции деталей рабочей клети стана. В связи с этим клиновид-
ность прокатываемых листов становится меньше расчетной.
С увеличением разности в деформациях между началом и кон-
цом прокатки отклонение фактической клиновидности прокаты-
ваемого полуфабриката от расчетной возрастает, однако ли-
нейный закон изменения клиновидности сохраняется.
С учетом влияния упругой деформации деталей прокатного
стана уравнение (54) принимает следующий вид:
= НР1-Рк)1 (55)
/4 I* L L J
где Рг — давление металла на валки в момент прокатки тон-
кого конца листа;
Рк — то же, толстого конца листа;
b — коэффициент, характеризующий жесткость данного
прокатного стана.
Если, кроме упругой деформации деталей прокатного стана,
учитывать также и опережение s, то уравнение (55) принимает
вид
+s) |~tgp + fe(P^PK>1. (56)
п Tt L Mt J
Однако, как показали эксперименты, величина опережения
на различных участках по длине прокатанной полосы не пре-
вышает 5%. Следовательно, опережение незначительно влияет
на изменение клиновидности полосы и для определения вели-
чины пн можно пользоваться уравнением (55).
В формулу (56) входят величины Рг и Рк. Определение
этих величин связано с выполнением сложных и трудоемких
расчетов, и вследствие этого для корректировки числа оборо-
тов двигателя нажимного механизма стана в производственных
условиях автором и канд. техн, наук С. П. Грановским [60,
71 ] разработан упрощенный метод. Прокатывается пробный кли-
новидный лист, причем величина обжатия за пропуск переднего
конца листа принимается по намеченной схеме обжатий. При
прокатке пробного листа фиксируется скорость вращения дви-
гателей нажимного механизма и полученная клиновидность
данного листа. Требуемое число оборотов двигателя пн нажим-
ного механизма определяется по следующей формуле:
Экспериментальная проверка подтвердила пригодность дан-
ного метода для практического использования при настройке
стана на прокатку листов заданной клиновидности.
Выполненные автором и С. П. Грановским [63, 70] экспери-
менты показали, что для определения отношения при
прокатке полосы из дюралюминия марки Д16 и стали
марки ЗОХГСА без учета упругой деформации деталей рабочей
клети по уравнению (57) отклонения от опытных данных не
превышают 15%. Вследствие этого принятая методика расчета
может быть рекомендована для применения в производственных
условиях прокатных цехов.
Динамика процесса
Соответственно линейному закону изменения давления ме-
талла на валки при прокатке полуфабрикатов переменного се-
чения изменяются момент и мощность прокатки. В практических
расчетах мощности двигателя стана при прокатке листов
переменного сечения достаточно определить момент и мощность |
прокатки, требуемые для получения тонкого конца листа. |
Прокатка листов переменного сечения производится при |
постоянной скорости вращения валков стана и при неревер- 1
сивном режиме работы двигателя. В связи с этим динамический ।
момент двигателя может быть принят равным нулю, если пре-
небречь динамическим моментом, возникающим при задаче ис-
ходной заготовки в валки. При нагартовке листов переменного i
сечения двигатель стана работает по реверсивному режиму. •
В этом случае динамический момент определяется по уравнению ,
= (58) j
где GD2— маховой момент привода, н-м2 (кГ-м2)\ i
— ускорение (замедление) привода, об!мин2.
Так как на стане при прокатке листов переменного сечения
производят также нагартовку их и при этом режиме работы i
двигатель реверсируется, то в этом случае рекомендуется при- j
менять двигатель постоянного тока, управляемый по системе
генератор—двигатель (Г—Д) с электромашинным усилителем.
Нажимной механизм стана для прокатки листов переменного
сечения предназначен для перемещения верхнего валка со ско-
ростью, пропорциональной скорости прокатки, т. е.
»н = KvB, (59)
где К — коэффициент, характеризующий клиновидность про-
катываемого листа с учетом упругой деформации де-
талей рабочей клети, мм!м.
Статический момент на валу двигателя станов для прокатки
полуфабрикатов переменного сечения имеет значительно боль-
шую величину, чем на обычных прокатных станах, так как пере-
мещение верхнего валка на этих станах происходит в процессе
деформирования металла. Скорость перемещения верхнего
валка, как это следует из формулы (59), зависит от скорости про- I
катки. j
Для повышения производительности прокатного стана жела-
тельно скорость прокатки иметь возможно большей. Однако |
это приводит к увеличению скорости перемещения верхнего 1
валка при прокатке, а следовательно, к увеличению потребной |
мощности двигателей нажимного механизма стана. 1
Статический момент нажимного механизма при прокатке на I
«поджим» валков изменяется линейно с момента холостого хода
до максимального значения, а при прокатке на «отжим» вал-
ков — с максимального момента холостого хода.
Характерной особенностью станов для прокатки листов пере-
менного сечения является резко увеличенная мощность двига-
телей механизма установки верхнего валка, соизмеримая с мощ-
ностью главного привода стана (например, у стана кварто
с длиной бочки 2800 мм для прокатки листов переменного се-
чения, из легких сплавов 560 кет — нажимное устройство и
730 кет — главный привод) [72, 78].
Скорость перемещения верхнего валка у тонколистовых ста-
нов горячей и холодной прокатки также имеет значительную
величину для обеспечения возможности регулирования тол-
щины прокатываемой полосы при прокатке. Однако мощность
двигателей нажимных механизмов этих станов значительно
меньше, чем у станов для прокатки листов переменного сечения.
Это вызывается тем, что:
1. Скорость перемещения верхнего валка у станов для про-
катки тонких листов постоянного сечения в 10—20 раз меньше,
чем у станов для прокатки листов переменного сечения.
2. Продолжительность включения (ПВ) двигателей нажим-
ных механизмов тонколистовых станов, прокатывающих листы
постоянного сечения, составляет 15—25%. Станы для прокатки
листов переменного сечения должны иметь ПВ, равную 60—
100%, так как перемещение нажимных винтов на этих станах
происходит при прокатке и паузах (возврат валка в исходное по-
ложение). Исходя из этого, двигатели станов требуют увеличен-
ной в 2—3 раза мощности при расчете по нагреву.
Особенности электропривода
[66, 71, 75, 78, 79]
Особенность станов для прокатки листов переменного се-
чения заключается в необходимости согласования скорости пе-
ремещения верхнего валка со скоростью прокатки.
Точность поддержания заданного отношения скоростей
должна быть в пределах 1—2%. Изменение регулировки ско-
ростей, определяющееся максимальной и минимальной клино-
видностями листов переменного сечения, для современных
прокатных станов составляет примерно 1 : 10. В ряде случаев
для ускорения цикла прокатки желательно, чтобы возврат
валка в исходное положение совершался на повышенной ско-
рости. Общий диапазон изменения скорости двигателя составит
в этом случае 1 : 20.
Для осуществления согласования скоростей при широком
диапазоне их изменения наиболее целесообразным является
электропривод постоянного тока, регулируемый по системе
Г—Д [59, 66]. Существуют следующие три принципиальные
схемы согласования скоростей с использованием системы Г—Д:
с общим генератором, со «следящим» генератором и с независи-
мым генератором.
В первой схеме двигатель нажимного механизма и главный
двигатель прокатного стана питаются от общего генератора.
Соотношение скоростей изменяется регулированием величины
тока возбуждения двигателей. Данная схема отличается про-
стотой и небольшим числом электрических машин, потребных
для ее осуществления. Недостаток схемы заключается в малой
гибкости и ограниченных пределах изменения соотношений
скоростей, так как серийные двигатели металлургического типа
допускают повышение скорости ослаблением поля только в два
раза. Эту схему целесообразно использовать при небольших пре-
делах изменения клиновидности прокатываемых полуфабри-
катов переменного сечения, а также для станов малой мощности,
экономически не оправдывающих применение дополнительного
энергооборудования.
Во второй схеме двигатель нажимного механизма питается
от отдельного генератора, помещенного на валу главного двига-
теля прокатного стана.
В третьей схеме двигатель нажимного механизма питается
от отдельного генератора. Согласование скоростей осуще-
ствляется при помощи электромашинного усилителя, явля-
ющегося возбудителем генератора.
4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТОЛЩИНЫ ЗАГОТОВКИ
И ВЕЛИЧИНЫ ОБЖАТИЯ
ПРИ ПРОКАТКЕ ПОЛОС И ЛИСТОВ
ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ
Данный вопрос исследован автором и С. П. Грановским [64 ].
При прокатке полосы переменного сечения начальная тол-
щина заготовки постоянна. При этом обжатие в произвольном
сечении по длине полосы (рис. 59)
&hx = 2xtgty, (60)
откуда
Ш = (61)
где Ло, /ц,и LK — размеры полосы.
Если прокатка производится за несколько пропусков, то
после первого пропуска начальная толщина полосы hQx ста-
новится переменной и ее мо-
жно определить, исходя из
условия постоянства объема
прокатываемого металла.
Прокатка полосы перемен-
ного сечения может произво-
диться путем сближения или
раздвижения валков.
Клиновидность полосы от
пропуска к пропуску не из-
меняется. Если расстояние
между валками при прокатке
будет увеличиваться, то при
обжатии полосы на участке х
сечение исходной заготовки
переместится вправо на рас-
стояние А/. Если пренебречь
смещением этого сечения
вследствие обжатия заготовки
то толщина полосы до прокатки
Рис. 59. Схема обжатия полосы при
прокатке (первый пропуск —
валки сближаются)
по дуге захвата в данный момент,
hQx определится из уравнения
hOx = Н.+ (х- A/) tgp.
(62)
I Принимая ширину полосы равной единице, определяем
объем V смещенного металла (рис. 60):
V = (Н1 — /4) х. (63)
Этот объем равен объему V' металла, который может быть
определен по уравнению
Рис. 60. Схема обжатия полосы при прокатке (второй про-
пуск — расстояние между валками увеличивается)
Вследствие равенства объемов приравниваем правые части
уравнений (63) и (64) и определяем AZ:
(6s>
Подставляя полученное значение Д/ в уравнение (65), по-
лучим
/г0х = £)2 — 2 (//г —/4) х tg 0. (66)
Толщина полосы в рассматриваемом сечении после про-
катки
hlx = + х tg £. (67)
Заменяя в уравнении (67) выражение х tg Р = hlx — hr и
преобразовывая уравнение, получаем
= ]/^ix + 7/1 — . (68)
Полученное уравнение для подсчета начальной толщины
заготовки справедливо только в том участке полосы, где за-
готовка перед прокаткой имела переменную толщину. Опреде-
лим длину этого участка полосы х±. В сечении, расположенном
на расстоянии х — хг и далее по длине полосы, начальная тол-
щина заготовки йОх = следовательно, уравнение (68) при-
мет вид
. Но = У~(>1 + ^1 tgP)2 + (//i-^)- (69)
Решая полученное уравнение относительно х19 получим
_2_ ]/ffo — Л1 + — Л1
xi- tgp • (7°)
Анализ данной схемы деформации полосы показал, что на-
чальная толщина заготовки может быть определена по урав-
нению (69) независимо от того, происходила ли прокатка при
уменьшении или увеличении расстояния между валками. Длина
участка полосы х2, на котором заготовка перед прокаткой имеет
переменную толщину, определяется аналогично предыдущему:
%2 “ tgp ’ <7 )
Обжатие полосы в рассматриваемом сечении
AhOx = hOx — hx. (72)
5. ОСОБЕННОСТИ
ИЗМЕРИТЕЛЬНОЙ АППАРАТУРЫ,
ПРИМЕНЕННОЙ
ПРИ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОМ
ИССЛЕДОВАНИИ СТАНОВ
ДЛЯ ПРОКАТКИ ЛИСТОВ
ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ [54, 78]
Динамический характер нагрузки в прокатных станах тре-
бует применения для их исследования безынерционной или ма-
лоинерционной аппаратуры. Особенностью работы измеритель-
ных приборов в условиях прокатного цеха являются также
действие температуры и различных, иногда агрессивных сред
(вода, пар, масло, различные щелочи и кислоты) и кратковре-
менный ударный характер приложения нагрузки. Эти осо-
бенности приводят к тому, что многие современные приборы
для измерения усилий, хорошо зарекомендовавшие себя
в лабораторных условиях, оказываются непригодными для
исследования прокатных станов в производственных усло-
виях.
Поэтому важными задачами, которые стояли перед автором
при выполнении настоящего исследования, были выбор измери-
тельных устройств и разработка методики проведения экспери-
ментальных работ в промышленных условиях для получе-
ния стабильных и достоверных данных. Были выбраны
проволочные датчики сопротивления, нашедшие в последние
годы широкое применение в различных отраслях науки и
техники.
В промышленных условиях тарировку датчиков в большин-
стве случаев проводили на исследуемом стане. В некоторых слу-
чаях применяли универсальную месдозу конструкции ВНИЙ-
МЕТМАШа, в которой измерительная часть совмещена с тари-
ровочным устройством, а также использовали месдозы без уси-
лительных электронных схем.
Это позволило применять подобные приборы для контроля
давления металла на валки в цеховых условиях эксплуатации
прокатных станов.
Для регистрации энергосиловых параметров процесса
прокатки в их взаимосвязи использовались магнитоэлектри-
ческие многошлейфовые осциллографы с последующей рас-
шифровкой и обработкой снятых в процессе исследований
осциллограмм.
6. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ
ИССЛЕДОВАНИЕ СТАНОВ
ДЛЯ ПРОКАТКИ РАВНОПРОЧНЫХ
ЛИСТОВ И ПОЛОС [71, 72, 75]
Выполнено экспериментальное исследование лабораторных
станов и опытно-промышленного стана дуо 900, переоборудо-
ванного при участии автора для прокатки листов переменного
сечения из алюминиевых сплавов.
Исследование стана дуо 250
При линейном законе изменения толщины полосы отношение
скоростей подъема и вращения валка должно оставаться по-
стоянным. Необходимое для настройки стана отношение чисел
оборотов двигателей, если пренебречь упругой деформацией
деталей рабочей клети и опережением полосы, может быть
подсчитано по уравнению (54).
Для проверки полученной формулы сопоставляли профиль
прокатанной полосы переменного сечения с профилем, который
определяли по перемещениям валка по вертикали и перемеще-
нию полосы в направлении прокатки, фиксируемым на осцил-
лограммах.
Перемещение прокатного валка по вертикали определяли
по уравнению
h = (73)
У1£н60 v 7
где Fi2 — площадь, ограниченная кривой па = f (/), нулевой
линией и двумя ординатами, фиксирующими на ос-
циллограмме начало прокатки полосы в рассматри-
ваемый момент прокатки;
с2 — масштаб кривой пн = f (/);
— скорость движения осциллографной бумаги, мм/сек\
iH — передаточное число привода нажимных винтов;
т — шаг резьбы нажимного винта, мм.
Перемещение полосы при прокатке без опережения
Значительное отклонение профиля прокатанной полосы от
расчетного профиля объясняется влиянием упругой деформации
деталей рабочей клети и опережением полосы. Проведено ис-
следование влияния каждого из этих факторов. Вследствие на-
личия опережения скорость выхода полосы из стана всегда
больше окружной скорости валка и определяется уравнением
vn = vB (1 + s), (75)
где s — опережение полосы, равное —----
ив
Исследованные прокатные станы обеспечивают постоянство
соотношения между скоростью подъема и окружной скоростью
валков = const Поэтому для сохранения линейного
закона изменения толщины полосы необходимо, чтобы опереже-
ние в данном пропуске оставалось постоянным. Однако при про-
катке полосы переменного сечения опережение не может оста-
ваться постоянным, так как изменяется обжатие полосы и,
таким образом, должен нарушаться линейный закон умень-
шения толщины полосы.
Произведенные измерения опережения на различных уча-
стках по длине полосы показали, что величина его не превы-
шает 5%. Вследствие этого опережение настолько мало искажает
линейный закон изменения толщины полосы, что эти отклоне-
ния не были обнаружены при исследовании геометрии прокатан-
ных полос. В такой же малой степени опережение изменяет и
клиновидность полосы.
Таким образом, исследование показало, что опережение
практически не влияет на геометрию прокатываемых полос,
а значительная разница между расчетным и действительным
профилями полосы объясняется упругой деформацией деталей
рабочей клети прокатного стана.
Для изучения влияния деформации деталей клети на гео-
метрию прокатываемых полос определяли зависимость дефор-
мации клети от усилия на валках. Для этого перед прокаткой
валки прижимали друг к другу с небольшим усилием [до
9,8 кн (1 Т)], чтобы не вызвать упругой деформации деталей
клети, а устранить лишь зазоры и уравновесить детали меха-
низма установки верхнего валка.
При таком положении валков прокатывали полосы толщиной
0,5—5 мм. Так как зазор между валками до прокатки был равен
нулю, то величина упругой деформации деталей рабочей клети
равна толщине полосы после прокатки (упругой деформацией
полосы ввиду незначительности ее величины пренебрегаем).
Определив при этом усилие на валках при прокатке, получаем
зависимость деформации клети от усилия. При малых усилиях
[для лабораторного двухвалкового стана 250 при Р =
= 68,6 кн (7 Т) деформация клети возрастает непропорцио-
нально росту усилия, но при Р -^68,6 кн (7 Т) и выше на-
блюдается примерно линейная зависимость между деформацией
клети и усилием на валках.
Нелинейный характер зависимости деформации клети от
усилия на валках в начале прокатки полосы объясняется посте-
пенным ростом величины площади соприкосновения деталей
стана. Зависимость между деформацией клети у и давлением на
валки Р выражается уравнением прямой:
у = а + ЬР.
Значения коэффициентов а и b определяются эксперимен-
тальным путем. Для лабораторного двухвалкового стана 250
а — 0,72 и b = 0,011, поэтому
у = 0,72 + 0,01 IP.
Для исследования влияния ширины полосы на деформацию
клети прокатывали соответствующие полосы. Результаты ис-
следований показали, что при одинаковых усилиях на валках •
деформация деталей клети практически не зависит от ширины
полосы.
Для исследования влияния упругой деформации деталей
рабочей клети на геометрию прокатываемых полос по осцилло-
граммам определяли усилие на валках, возникающее при про-
катке различных сечений по длине полосы. Исследование по-
казало, что в любом сечении по длине полосы разность между
действительной и расчетной толщиной полосы равна величине
упругой деформации клети в каждый данный момент прокатки.
Исследование усилий, возникающих в стане, показало, что
при прокатке полосы переменного сечения усилие на валках
изменяется по линейному закону, а так как зависимость между
деформацией клети и усилиемjia валках также близка к линей-
ной, то деформация клети приТпрокатке полосы не нарушает
линейный закон изменения толщины полосы. При этом умень-
шается лишь в значительных пределах клиновидность полосы.
Так, при прокатке полосы из стали ЗОХГСА толщиной 1 мм
клиновидность полосы уменьшилась с 1,6 до 0,6 мм/м, т. е.
почти в три раза.
Большое число проведенных опытов позволило установить,
что упругая деформация деталей рабочей клети изменяет кли-
новидность полосы в широких пределах, и поэтому ее следует
учитывать при расчете соотношения между скоростью подъема
и окружной скоростью валка. Для этого в уравнение (55) вме-
его требуемой клиновидности полосы tg 0П следует подставлять
значение расчетной клиновидности tg Р', определенной с уче-
том упругой деформации деталей рабочей клети.
Исследование стана дуо 900
Усилие прокатки измеряли емкостными месдозами, уста-
новленными под нажимными винтами стана, а также при помощи
проволочных датчиков, наклеенных на стойки станины рабочей
клети стана. Изменение давления при прокатке фиксировали
многошлейфовым осциллографом. Определили закономерность
влияния упругой деформации деталей рабочей клети стана на
геометрические размеры прокатываемых равнопрочных листов
переменного сечения из алюминиевых сплавов. Получили экс-
периментально зависимость деформации рабочей клети от уси-
лия прокатки.
Деформацию станины и других деталей рабочей клети стана
для прокатки листов переменного сечения определяли экспе-
риментально при помощи чувствительного измерительного
устройства — кругового ходомера \ показания которого фик-
сировали на осциллограммах. На основании обработки осцил-
лограмм установлено, что давление металла на валки изменяется
приближенно по линейному закону (рис. 61).
Автором и С. П. Грановским [64, 71 ] разработана методика
определения истинной величины обжатия, среднего и полного
давления металла на валки с учетом сплющивания рабочих
валков при прокатке листов переменного сечения. Эту ме-
тодику можно с достаточной степенью точности применять при
аналогичных исследованиях процессов прокатки полуфабрика-
тов переменного сечения. Средние расчетные удельные давле-
ния при прокатке листов переменного сечения из сплава
марки Д16 удовлетворительно согласуются с опытными вели-
чинами (рСр. оп) ПРИ коэффициенте трения р, = 0,3 -^0,4, что
совпадает с имеющимися в литературе данными по прокатке
алюминиевых сплавов без смазки.
Принятая автором и его сотрудниками методика исследо-
вания усилий при прокатке листов переменного сечения (вклю-
чая методику определения обжатия и контактной поверхности
в любом сечении по длине клиновидного листа) дает резуль-
таты, удовлетворительно согласующиеся с полученными экс-
периментальными данными.
1 Автор конструкции ходомера канд. техн, наук В. В. Смирнов (МВТУ
им. Баумана).
Давление, Т
200 ЬОО 600 000
Давление, Т
Рис. 61. Упругая деформация
рабочей клети и ее
деталей (опытно-про-
мышленный стан дуо
900) при прокатке
клиновидных полос
из сплава марки Д16
Полученная зависимость упругой деформации рабочей клетц-
от давления металла на валки у = / (Р) начиная с усилиям
0,29 Мн (30 Т) идо 5,88—6,86Мн (600—700 Т) имеет линейны^
характер. Нелинейный характер зависимости у = f (Р) прй
малых давлениях (например, на стане дуо 250) объясняется на-^
личием зазоров в сопряжениях деталей рабочей клети стана ц
постепенным ростом площади соприкосновения некоторых из
них. ;
Для того, чтобы определить, как распределяется общая
деформация рабочей клети прокатного стана между отдельным^
ее узлами, исследовалась зависимость деформации этих узлов;>
от давления металла на валки. При наибольших давлениях на|
валки [Р = 6,86 Мн (700 Т)] деформация станины составляет^
17% общей деформации рабочей клети
стана. Экспериментально определено,
что отношение
= 0,8-1,!,
кГ/мп* Нн/мг
Рис. 62. Зависимость пре-
дела текучести от
обжатия при хо-
лодной прокатке
стали марки-
ЗОХГСА и спла-
вов Д16 и В95
т. е. расхождение между расчетным и
фактическим профилем клиновидного
листа определяется главным образом
упругой деформацией рабочей клети
прокатного стана.
Результаты опытных работ показали,
что, несмотря на наличие упругой де-
формации рабочей клети стана, сохра-
няется прямолинейный профиль прока-
тываемого листа, но клиновидность
листа уменьшается. При этом чем боль-
ше упругая деформация рабочей клети,
тем значительнее отклонение фактиче-
ского профиля листа от расчетного.
Упругая деформация деталей рабочей клети не искажает линей-
ный закон изменения толщины прокатываемых листов перемен-
ного сечения. Незначительные отклонения от линейного закона
наблюдаются лишь в конце прокатки листа (при малых обжа-
тиях). Эти отклонения объясняются нарушением линейной за-
висимости деформации от изменения давления в деталях
рабочей клети.
Вследствие упругой деформации деталей рабочей клети
стана клиновидность прокатываемых листов меньше расчет-
ной, причем с увеличением разности в деформациях между
началом и концом прокатки листа переменного сечения от-
клонение фактической клиновидное™ листа от расчетной
возрастает.
Для расчета прокатного стана на прочность, величины об-
жатия металла в отдельных пропусках при прокатке и мощ-
ности двигателей автором выполнены исследования, устанав-
ливающие закономерности изменения механических свойств
(главным образом предела текучести) прокатываемых полуфаб-
рикатов переменного сечения в зависимости от обжатия для
многих конструкционных материалов (рис. 62). Эти данные вво-
дятся в расчетные формулы, определяющие основные пара-
метры процесса прокатки.
7. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ПРОКАТКИ
ЛИСТОВ С НАТЯЖЕНИЕМ [60, 79]
При прокатке листов постоянного сечения натяжение сни-
жает давление металла на валки, предотвращает появление
«хлопунов», гофра, коробления и других дефектов проката.
В связи с этим весьма целесообразно также применение натя-
жения при нестационарном процессе прокатки равнопрочных
листов переменного сечения. Особенностью прокатки листов
переменного сечения является штучная прокатка каждого
листа. Это обеспечивает захват прокатываемого листа с плав-
ным приложением нагрузки натяжения. Толщина листа пере-
менного сечения непрерывно изменяется, поэтому для обеспе-
чения постоянного удельного натяжения общее усилие, прила-
гаемое к переднему концу листа, также изменяется в процессе
прокатки.
Изменение натяжения может производиться в зависимости
от изменения расстояния между валками или от изменения
длины прокатанной части заготовки. Последнее более удобно
при нагартовке листов, когда лист практически не удлиняется.
Для изучения процесса прокатки листов с натяжением на
осциллограммах (рис. 63) фиксировали параметры, характери-
зующие прокатку клиновидных листов с натяжением:
давление металла на валки Р = f (/), измеряемое при по-
мощи проволочных датчиков, наклеенных на станины рабочей
клети стана;
усилие натяжения листа Т = f (/), измеряемое при помощи
проволочных датчиков, наклеенных на вал натяжного устрой-
ства, и другие энергосиловые и скоростные параметры процесса.
Обработка экспериментальных данных показала, что значи-
тельное изменение усилия натяжения не вызывает резкого коле-
бания общего давления металла на валки, так как при этом, не-
видимому, почти не изменяется обжатие прокатываемого листа.
Применение натяжения способствует получению ровных
листов. Удельное натяжение ах при прокатке клиновидных
листов из сплава марки Д16 шириной до 850 мм колебалось
в пределах 24,5—58,8 Мн!м2 (2,5—6 кПмм2), а отношение
Ch
удельного натяжения к пределу текучести — соответственно
аг
находилось в пределах 0,24—0,4. Результаты измерения кли-
новидных листов, прокатанных с натяжением и без него, по-
казали, что применение натяжения в исследованных пределах
более чем в два раза уменьшает величину зазора между прока-
танными листами и контрольной плитой.
Рис, 63. Осциллограмма процесса прокатки листа переменного
сечения из сплава марки Д16 с натяжением
Натяжение улучшает качество прокатанных клиновидных
листов и обеспечивает получение ровных листов переменного
сечения, которые могут быть использованы в качестве обшивоч-
ных листов в самолетостроении. Таким образом, выполненное
исследование позволило оценить эффект, полученный при про-
катке листов с натяжением, выявить величину и характер из-
менения усилия натяжения.
8. НАТЯЖНОЕ УСТРОЙСТВО СТАНОВ
ДЛЯ ПРОКАТКИ ЛИСТОВ
ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ [60, 79]
На современных станах прокатка тонких листов ведется пре-
имущественно в рулонах, и натяжение при прокатке обеспечи-
вается электроприводом моталки по соответствующей схеме
управления. В тех случаях, когда прокатываются отдельные
листы, натяжение не создается. Некоторые виды продукции
прокатываются только в виде листов. Таким образом, изготов-
ляются листы переменного сечения, в частности из алюминие-
вых сплавов. Для повышения качества листов и возможности
работы с большими обжатиями к стану дуо 500 и к стану кварто
2800 для прокатки листов переменного сечения были спроекти-
рованы и изготовлены специальные натяжные устройства 1
(рис. 64).
Стан дуо 500 предназначен для прокатки листов толщиной
от 1 до 8 мм и шириной до 750 мм. Расчетная клиновидность
листов от 0,25 до 1,6 мм/м.
1 Проект электрооборудования и автоматики натяжного устройства
выполнен канд. техн, наук М. А. Сонькиным [79].
Рис. 64. Кинематическая схема натяжного устройства:
1 — валки стана; 2 — зажимной механизм; 3 — каретка; 4 — гидравличе-
ский цилиндр; 5 — траверса; 6 — упор для раскрытия зажима; 7 — тахо-
генератор МЭТ 7/110; 8 — тормоз ТКЛ-300; 9 —- сельсин СС-195-150;
10 — червячная муфта; 11 — червячный редуктор; 12 — двухступенчатый
цилиндрический редуктор; 13 — зубчатая муфта
При прокатке с натяжением на выходе из валков лист за-
хватывается зажимным механизмом, помещенным на тележке
натяжного устройства (рис. 65). Двигатель тележки включается
Рис. 65. Кинематическая схема меха-
низма захвата:
1—кулачок верхний; 2—лист;
3 — кулачок нижний; 4—ролик
для раскрытия; 5 — пневмоци-
линдр; 5—груз
и создается натяжение задан-
ной величины. В случае
работы нажимных винтов на
отжим прокатка ведется
с постоянным натяжением,
допустимым для переднего
тонкого конца листа, а при
работе на поджим лист про-
катывается с передним на-
тяжением, уменьшающимся
от толстого конца листа к
тонкому его концу.
Изменение натяжения мо-
жет происходить в функции
изменения раствора валков
или в функции длины про-
катанной части металла. При
прокатке листов переменного
сечения главный привод работает
в двигательном режиме, вследствие '
чего после захвата листа натяж-^
ным устройством может накопиться
небольшая петля (за время раз- ^4
гона последнего), которая дол-^
жна быть выбрана за счет крат-
ковременного превышения скоро-
сти тележки над скоростью про- ° 0,1 0,2 о, з О, Ь 0,5 о,6 0,7 0,8 0,91,01, сек
катки. Соответствующий график
скорости двигателя тележки при-
веден на рис. 66. Во избежание
рывка листа в конце периода вы-
бора петли, когда двигатель те-
Рис. 66. График скорости те-
лежки натяжного уст-
ройства
лежки переходит от работы вхолостую к режиму нагрузки,
на натяжном устройстве устанавливается гидравлический буфер,
снабженный регулируемым выпускным отверстием, диаметр
которого меняется с помощью копира по мере относительного
перемещения поршня в цилиндре. Регулирование выпускного
отверстия дает возможность получить плавный переход в работе
привода тележки от режима выбора петли к режиму создания
натяжения.
Величину петли желательно свести к минимуму, с этой целью
включение двигателя тележки следует производить до подхода
листа к механизму захвата. Подбором момента включения при-
вода тележки при помощи электронного реле времени петлю
можно практически ликвидировать.
Привод тележки натяжного устройства (см. рис. 64) осу-
ществляется от двигателя постоянного тока через цилиндри-
ческий редуктор; далее вращение передается на звездочки цеп-
ной передачи. Концы цепи закреплены с обеих сторон тележки
и таким образом передают последней тяговое усилие. Тележка
установлена на раме с ходовымй колесами, катящимися по на-
правляющим. Скорость вращения двигателя регулируется из-
менением напряжения питающего генератора. Такая система
электропривода выбрана ввиду ее быстродействия, большей
точности, а также больших возможностей по автоматическому
управлению натяжением.
Механизм зажима листа (см. рис. 65) состоит из связанных
рычагами губок с такой кинематикой, которая обеспечивает
при натяжении самозахват листа. Раскрытие губок в исходном
положении происходит с помощью установленного у стана тол-
кателя с пневматическим приводом. Сближение губок проис-
ходит после выпуска воздуха из пневматического цилиндра
толкателя под действием силы тяжести груза. Раскрытие за-
жимного механизма после прокатки листа осуществляется с по-
мощью переставной линейки, на которую наезжает ролик соот-
ветствующего рычага.
Режим работы двигателя тележки — повторно-кратковре-
менный, реверсивный с возможностью ручного и автоматиче-
ского управления. Для фиксирования остановки применяется
электромеханический тормоз.
Ниже приведена характеристика привода натяжного устрой-
ства стана дуо 500 и исходные данные для выбора двигателя.
Длина прокатываемых листов, м ........... 4—8
Тяговое усилие, развиваемое механизмом,
кн (Т)................................... 49—147 (5—15)
Скорость выхода полосы из валков стана, м!сек 0,5
Скорость передвижения цепи каретки, м/сек 0,5—1
Масса одного погонного метра цепи, кг . . . 40
Длина цепи между осями звездочек, мм . . . 9700
Диаметр начальной окружности приводной звез-
дочки, мм.................................... 334
Масса каретки с захватами, кг .............. 1500
Ход каретки максимальный, мм ................. 8500
Редуктор цилиндрический, двухступенчатый
типа ЦД-2; общее передаточное число , , . 16,6
К. п. д. редуктора ...................... 0,94
К. п. д. механизма....................... 0,8
Общий к. п. д............................ 0,75
Коэффициент трения скольжения цепи по направ-
ляющим .................................. 0,2
Коэффициент трения скольжения роликов те-
лежки по направляющим.................... 0,15
Характеристика двигателя
Тип......................................... МП-82
Род тока ................................' Постоянный
Напряжение, в............................ 220
9. НАГАРТОВКА ЛИСТОВ
ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ
[41, 42, 72, 75, 78]
Для повышения механических свойств листов из алюминие-
вых сплавов их подвергают нагартовке. При этом закаленные
и «состаренные» листы прокатываются с суммарным обжатием
6—8%. Так как пластичность металла при нагартовке значи-
тельно уменьшается, то неравномерность деформации при про-
катке вызывает появление гофра, хлопунов и других неровно-
стей на листах. Устранить эти дефекты при последующей правке
таких листов не представляется возможным и вследствие этого
при прокатке — нагартовке непосредственно со стана должны
быть получены ровные листы без хлопунов и гофра.
Способ прокатки при изменении расстояния между осями
рабочих валков путем вращения электродвигателей нажимных
винтов стана не обеспечивает прокатку—нагартовку листов
переменного сечения с малыми обжатиями, так как при этом
весьма трудно осуществить задачу листа в стан при строго опре-
деленном зазоре между валками.
Поэтому было разработано пневмогидравлическое устрой-
ство (рис. 67), позволяющее осуществить непрерывное прижа-
тие валков к прокатываемому клиновидному листу при различ-
Рис. 67. Схема гидравлической системы нажимного устрой-
ства:
1 — насос; 2 — золотник; 3 — микропереключатель; 4 —
подпорный клапан; 5 — цилиндр с копирной линейкой;
6 — дроссель; 7 — реверсивный золотник; 8—резервуар
для масла
ной величине давления металла на валки. При этом, изменяя
усилие на валках, оказалось возможным уменьшать сбжатие
клиновидного листа за каждый пропуск до предельно малых
величин. Прижатие валков к листу осуществляется путем уста-
новки под нажимные винты гидравлических цилиндров, в ко-
торых поддерживается заданная величина давления. Это дав-
ление может оставаться в процессе прокатки постоянным, и,
следовательно, усилие на валках также будет постоянным либо
оно изменяется по заданному закону и соответственно этому
изменяется усилие на валках.
При нагартовке клиновидных листов из алюминиевого спла-
ва Д16 одинаковые относительные обжатия переднего и заднего
концов листа получены при увеличенном на 4—6% давлении
металла на валки при прокатке толстого конца листа по срав-
нению с тонким его концом. Исследования показали, что про-
катка нагартованных клиновидных листов возможна при опре-
деленном уменьшении неравномерности деформации металла
по ширине листа. У нагартованных клиновидных листов откло-
нения от линейного профиля незначительны и укладываются
в пределы допусков, предусмотренных специальными техни-
ческими условиями на листы переменного сечения из спла-
ва Д16. Нагартовка клиновидных листов осуществляется за
7—10 пропусков. Нагартованные клиновидные листы отвечают
требованиям технических условий на обычные нагартованные
листы постоянного сечения. Механические свойства нагарто-
ванных листов выше, чем предусмотрено техническими усло-
виями на листы из алюминиевого сплава Д16. Нагартованные
клиновидные листы из алюминиевого сплава Д16 имеют повы-
шенные механические свойства: оь — 456 Мн/м2 (46,5 кГ/мм2)
и Оо 2 == 343 Мн/м2 (35 кГ/мм2) по сравнению с оь =
= 42’6 Мн/м2 (43,5 кГ/мм2) и о0>2 - 327 Мн/м2 (33 кГ/мм2)
для листов той же толщины, но не подвергнутых нагартовке.
10. ПРАВКА ЛИСТОВ
ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ
[65, 67, 75, 78, 80, 84, 85]
Широко распространенный в производстве листов постоян-
ного сечения из легких сплавов метод правки растяжением не
может быть применен для правки листов переменного сече-
ния, так как при этом оказывается невозможным создать в
отдельных сечениях по длине листа напряжения растяже-
ния, превышающие предел текучести металла. Опытные ра-
боты, выполненные автором, показали, что правка растяжением
может иметь ограниченное применение для листов с клиновид-
ностью, при которой минимальное поперечное сечение листа
составляет не менее 70—80% максимального его сечения.
В этом случае при правке растяжением в большей части листа
(по его длине) возникают напряжения растяжения, превышаю-
щие предел текучести материала без нарушения сплошности,
хотя при этом иногда на листах возникают линии скольжения.
Качественная правка листов переменного сечения любой
клиновидности должна осуществляться пластическим изгибом
на многоролйковых машинах, например конструкции инж.
И. Б. Рубинштейна (ВНИИМЕТМАШ) [65, 78, 83,85].
11. СОРТАМЕНТ ЛИСТОВ
ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ
Листы и полосы переменного сечения (рис. 68) прокаты-
вают с односторонней клиновидностью (а), с односторонней
клиновидностью и участком постоянного сечения (б) и с дву-
сторонней клиновидностью (в) при наличии участка постоян-
ного сечения. Сортамент листов, освоенных на стане кварто
Куйбышевского завода им. В. И. Ленина, приведен в табл. 41.
Рис. 68. Листы переменного
сечения:
а — с односторонней
клиновидностью; б —
с односторонней кли-
новидностью и участ-
ком постоянного се-
чения; в — с двусто-
ронней клиновидно-
стью и участком по-
стоянного сечения
260
ТАБЛИЦА 41. СОРТАМЕНТ ЛИСТОВ ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ, ИЗГОТОВЛЯЕМЫХ НА ПРОКАТНОМ СТАНЕ
КВАРТО 2800 КУЙБЫШЕВСКОГО МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОГО ЗАВОДА ИМ. В. И. ЛЕНИНА
Размеры мм Клиновид- НОСТЬ, ММ/М Состояние поставки Требуемые механические свойства Средние значения полученных механических свойств
О0.2 о6 6. % °0,2 | Gb в. %
Мн/м2 { кГ 1мм2) Мн/л«2 (. кГ/мм2)
2,3/1,04.1200.3000 0,42 т. н. 333 (34) 426 (43,5) 8 363/382 (37/39) 441/451 (45/46) 10,5/10,5
2,4/1,18.1500.2900 0,42 » » 333 (34) 426 (43,5) 8 343/372 (35/38) 431/441 (44/45) 11/12,0
1,8/0,96.1200.2000 0,42 » » 333 (34) 426 (43,5) 8 304/323 (31/33) 412/420 (42/42,8) 14/14
2,55/1,58.1200.2300 0,42 » » 333 (34) 426 (43,5) 8 343/363 (35/37) 441/441 (45/45) 11,2/11,9
3,05/1,6.1500.3500 0,42 » » 333 (34) 426 (43,5) 8 372/372 (38/38) 441/456 (45/46,5) 10/10
3,0/2,16.1200.2000 0,42 » » 333 (34) 426 (43,5) 8 363/392 (37/40) 436/451 (44,5/46) 10/90
3,5/2,7.1200.1900 0,42 » » 333 (34) 426 (43,5) 8 392/372 (40/38) 451/451 (46/46) 9/8,5
8,5/2,3.1500.2900 0,42 » » 333 (34) 426 (43,5) 8 333/343 (34/35) 441/431 (45/44) 9/10
2,3/1,29.1500.2400 0,42 т 270 (27,5) 407 (41,5) 12 274/274 (28/28) 421/421 (43/43) 19/19
4,5/2,7.1500.3050 0,6 т. н. 343 (35) 456 (46,5) 8 397/412 (40,5/42) 480/490 (49/50) 10/8,5
5,0/2,7.1500.3890 0,6 » » 343 (35) 456 (46,5) 8 3,53/372 (36/38) 480/480 (49/49) 9/9
2,8/1,2.1500.2650 0,6 » » 333 (34) 426 (43,5) 10 )бб3/382 (37/39) 441/451 (45/46) 10/12
2,1/1,26.1200.2000 0,42 » » 333 (34) 426 (43,5) 8 353/353 (36/36) 441/451 (45/46) 10/13
2,4/1,8.1500.2900 0,21 » » 333 (34) 426 (43,5) 8 372/372 (38/38) 441/441 (45/45) 10/11
2,8/1,3.1500.3600 0,42 т 270 (27,5) 407 (41,5) 12 270/274 (27,5/28) 407/412 (41,5/42) 18/21
2,2/1,36.1200.2000 0,42 м мт 255 (26) 225 (23) 392 (40) 10 15 270/265 (27,5/27) 186 (19,0) 411 (41,9) 19/20 20
2,5/1,5.1500.2400 0,42 м мт 255 (26) 225 (23) 392 (40) 10 15 265/265 (27/27) 173 (17,7) 412 (42) 20,6/19,0 18/19,6
Допуск по' толщине листов до
±0,2 мм, по ширине ±1 мм, по
длине листов ±5 мм.
Отставание листов от поверхно-
сти плоской плиты при их свободной
укладке не более 20—25 мм. Листы
переменного сечения можно также
прокатывать из стали и других ме-
таллов и сплавов.
Преимущества обшивки крыла
самолета из листов переменного се-
чения по сравнению с обшивкой из
листов постоянного сечения следую-
щие:
уменьшение массы крыла за счет
сокращения количества поперечных
стыков;
увеличение полезной нагрузки
самолета;
экономия в расходе алюминиевых
сплавов;
упрощение и ускорение сборки;
сокращение объема механической
обработки, а также клепально-сбо-
рочных работ и количества стыкуе-
мых деталей и узлов.
Применение листов переменного
сечения размером . 1,5 X 1200 X
X 10 000 мм из алюминиевого спла-
ва Д16А-Т для обшивки крыла пас-
сажирского стоместного самолета
обеспечивает:
уменьшение массы крыла на
400 кг\
увеличение полезной нагрузки
самолета;
сокращение объема механической
обработки и клепальносборочных
работ на 50%;
экономию в расходе алюминие-
вых сплавов по сравнению с листа-
ми постоянного сечения на 30—
40%.
12. СТАНЫ ДЛЯ ПРОКАТКИ ЛИСТОВ
ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ
Как указано выше, основная особенность этих станов со-
стоит в непрерывном изменении при прокатке расстояния между
осями валков. Устанавливая различное соотношение между ско-
ростью выхода листа или полосы из стана и скоростью сближе-
ния (или раздвижения) валков, можно прокатать листы и по-
лосы, толщина которых на одном конце в несколько раз больше,
чем на другом.
При прокатке листов переменного сечения непрерывно из-
меняется давление металла на валки от максимальной величины
на тонкой стороне листа до минимальной величины на толстой
стороне листа. В связи с этим также изменяется прогиб валков
прокатного стана и профиль прокатываемого листа. Такая не-
равномерная деформация листа осложняет последующую его
правку.
Стан для прокатки листов и полос переменного сечения со-
стоит из клети дуо или кварто с приводом механизма для уста-
новки верхнего валка повышенной мощности.
При захвате валками прокатываемой полосы дается автома-
тический импульс на включение электродвигателей, приводя-
щих в движение нажимные винты, и таким образом, за один
или несколько пропусков (рис. 57) производится обжатие ис-
ходного листа или полосы постоянного сечения в лист или по-
лосу переменного сечения. Меняя соотношение скоростей про-
катки и перемещения верхнего валка по вертикали, можно по-
лучить различную клиновидность листов и полос.
Клиновидность прокатываемых в настоящее время листов и
полос достигает 1,5 мм!м.
Стан (рис. 69) для прокатки листов переменного сечения со-
стоит из рабочей клети /, оборудованной натяжным устрой-
ством 2, пневматическим укладчиком листов 5, подводящим 4
и отводящим 5 транспортерами.
Правка листов переменного сечения может быть выполнена
на специальных роликовых правильных машинах с изменяю-
щимся зазором между роликами в соответствии с клиновид-
ностью листа. Кромки листов обрезают дисковыми ножницами
с кромкокрошителем и ножницами с нижним резом.
Для лучшей выкатки листов и уменьшения усилия прокатки
с выходной стороны рабочей клети имеется натяжное устройство,
с помощью которого осуществляется прокатка листов при по-
стоянном и переменном усилии натяжения.
263
Рис. 69. Стан кварто для прокатки листов переменного сечения:
1 — рабочая клеть; 2 — натяжное устройство; 3 — пневмоукладчик листов; 4 и 5 — подводящий и отводящий
транспортеры
Рис. 70. Схема пневмогидравлического устройства для
дрессировки:
1 — гидроцилиндры; 2 — преобразователь давле-
ния; 3 — воздухомагистраль; 4 — кран; 5 — трех-
ходовой кран; 6, 7 — гидроклапаны; 8 — гидро-
магистраль; 9 — манометр
Натяжное устройство представляет собой специальные авто-
матически действующие зажимы, расположенные на каретке,
перемещающейся с помощью тяговых пластинчатых цепей по
направляющим. Перед началом прокатки каретка подводится
к рабочим валкам. При выходе из валков передний конец про-
катываемого листа автоматически захватывается зажимным
устройством каретки, которая, перемещаясь, создает необхо-
димое усилие натяжения.
Для дрессировки листов переменного сечения под нажим-
ными винтами устанавливают два гидравлических цилиндра
(рис. 70), на плунжерах которых имеются подпятники. В про-
цессе дрессировки нажимной механизм не работает, а необхо-
димое усилие на валках достигается за счет давления рабочей
жидкости в цилиндрах. Так как плунжер цилиндра упирается
в нажимной винт, то поступающая в цилиндры рабочая жид-
кость заставляет опускаться последние вместе с верхним валком
соответственно клиновидности листа, сохраняя при этом при-
ближенно постоянное усилие прокатки. Величина этого усилия
может меняться в зависимости от сортамента листов за счет
изменения давления рабочей жидкости в цилиндрах.
Ниже приведена характеристика современного стана кварто
для прокатки листов переменного сечения:
Рабочая клеть
Скорость прокатки и дрессировки листов, м1сек\
переменного сечения ................................ 0,5
постоянного сечения ............................ 1,0
Диаметр валков, мм:
рабочих ................................. 600
опорных.................................... 1400
Длина бочки валков, мм........................ 2800
Мощность двигателя привода рабочих валков, кет . . 1000
Скорость перемещения нажимных винтов, мм/мин 20—60
Мощность двигателя привода нажимных винтов, кет 2X380
Наибольшее давление металла на рабочий валок,
Мн (Т) .................................. 24,5 (2500)
Натяжное устройство
Скорость движения натяжной каретки, м/сек:
рабочая ................................... 0,5
холостая ................................ 1,0
Усилие натяжения листа, кн (Т) ............. 98—392
(10—40)
Максимальный ход натяжной каретки, мм .... 8675
Мощность привода натяжного устройства....... 380
Подводящий стол стана
Длина стола, мм............................. 10 500
Ширина между проводками, мм:
наибольшая................................ 2600
наименьшая .................................. 1500
Скорость движения ленты стола, м!сек .......0,5—1,0
Мощность двигателя привода стола, кет ...... 2,5
Отводящий стол
Длина секции, мм:
качающейся .................................... 7 000
стационарной ........................ 11 500
Масса качающейся секции, кг.................. 6000
Скорость движения ленты, м/сек ..............0,5—1,0
Мощность двигателя привода, кет ............. 12,3
Укладчик листов
Общее количество пневматических подъемников, шт. 32
Наибольшая масса, приходящаяся на подъемник, кг 15
Наибольшая масса поднимаемого листа, кг...... 80
Устройство для перевалки
Масса перемещаемых двух опорных валков с подуш-
ками, т..................................... 180
Скорость перемещения тележки, м/сек............. 1,9
Мощность двигателя привода тележки, кет......... 26
В табл. 42, 43 и 44 приведена техническая характеристика
некоторых действующих станов для прокатки листов перемен-
ного сечения, ширина и клиновидность листов, а также их
механические свойства.
Исходным материалом для прокатки клиновидных листов
переменного сечения служат отожженные листы постоянного
сечения.
ТАБЛИЦА 42. ХАРАКТЕРИСТИКА СТАНОВ ДЛЯ ПРОКАТКИ
ЛИСТОВ И ПОЛОС ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ
Тип стана Диаметр валков, мм Длина бочки, мм Скорость про- катки, мм/мин Главный двига- тель (ток постоянный) Двигатель нажим- ного устройства (ток постоянный) Наибольшая КЛИНОВИДНОСТЬ проката, мм/м
мощность, кет число оборотов в минуту мощность, кет число оборотов в минуту
250 250 30 331 1250 3 3000 2,5
Дуо 500 900 25 300 ** 590 2X40,5 615—1200 1
600 1200 30 300 ** 730 80 * — 1
Кварто 600/1400 2800 30 736 250/550 2X280 700—1400 1,5
* Электродвигатель с гидравлической объемной бесступенчатой пере-
дачей. Допуск по толщине листов составляет ±0,2 мм; допустимый зазор между
листом и плоской плитой не более 10 мм; толщина плакирующего слоя у заго- товки должна быть не менее 40% от толщины листа. ** Ток переменный.
ТАБЛИЦА 43. ШИРИНА И КЛИНОВИДНОСТЬ ЛИСТОВ
ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Тип стана Диаметр и длина бочки валков мм Ширина листа м Наибольшая КЛИНОВИД- НОСТЬ мм/м
Дуо 500X900 600X1200 До 750 » 1000 1,0 1,0
Кварто 600/1400X2800 До 2500 1,5
ТАБЛИЦА 44. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЛИСТОВ
ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ ИЗ АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА Д16
Состояние листов Предел прочности при растяжении Мн/м2 (кГ/мм2) Предел текучести Мн/м2 (кГ/мм2) Относи- тельное удлине- ние при Z=ll,3 V~F %
Закаленные и со- старенные Нагартованные . . 407 (41,5) 426—456 (43,5—46,5) 270 (27,5) 333—343 (34—35) 13 10—8
Примечани ния прокатки. е. Образцы для испытаний взяты поперек направле-
Клиновидные листы прокатывают за несколько пропусков
с промежуточным отжигом или без него в зависимости от
величины суммарного обжатия на тонком конце листа. Для
удобства работы и достижения большей производительно-
сти стана при одной и той же установке валков пропу-
скается вся партия листов, после чего листы передают на
переднюю сторону стана и валки устанавливают на следую-
щий пропуск.
Холодная прокатка клиновидных листов из алюминиевых
сплавов на одном из действующих станов осуществляется сле-
дующим образом. С помощью нажимного механизма верхний
валок опускается таким образом, чтобы при подъеме его после
разгона двигателя нажимного устройства зазор между валками
соответствовал требуемому обжатию на тонком конце листа.
Затем заготовка продвигается между подающими роликами за-
дающего стола до упора и включается нажимной механизм на
подъем верхнего валка.
После разгона двигателя нажимного устройства до требуе-
мой скорости и установления необходимого зазора между вал-
ками стана автоматически включается пневмоцилиндр, сближаю-
щий подающие ролики задающего стола стана, после чего упор,
задерживающий лист, опускается и лист задается в валки.
В момент подхода переднего края листа к валкам зазор меж-
ду валками соответствует требуемому обжатию. При про-
катке нажимные винты продолжают вращаться с заданной по-
стоянной скоростью, вследствие чего зазор между валками не-
прерывно увеличивается, и, таким образом, прокатываемый
лист получает клинообразную форму. Передний конец листа
по выходе из валков захватывается кареткой натяжного устрой-
ства. Усилие натяжения при прокатке дюралюминиевых листов,
обеспечивающее их улучшенную выкатку, составляет 0,2—
0,3 от предела текучести прокатываемого металла. После вы-
хода из валков листы поступают на выходной стол стана и
укладываются в стопу, а нажимной механизм и подающие ро-
лики устанавливаются в исходное положение.
На стане холодной прокатки листов шириной до 2500 мм
заготовки подают в валки ленточные транспортеры, а привод
нажимного устройства включают на подъем или опускание
верхнего валка автоматически и от флажкового выключателя,
установленного на определенном расстоянии от валков по пути
движения заготовки.
Заданную клиновидность листов при настройке стана полу-
чают регулированием скорости вращения двигателя привода
нажимных винтов.
Профиль бочки валка прокатного стана и схема обжатий
при прокатке выбираются таким образом, чтобы обеспечить
хорошую выкатку толстой части клиновидного листа; при этом
тонкий конец листа может иметь некоторые дефекты выкатки,
которые затем исправляются при последующей правке листов
путем растяжения или на роликовой правильной машине.
Листы из дюралюминия клиновидностью до 0,5 мм/м правят
непосредственно после закалки. Предварительно листы правят
на роликовых машинах обычной конструкции. При этом устра-
няется коробоватость, полученная при закалке листов. Затем
листы проглаживают на специальном стане, обеспечивающем
прокатку клиновидных листов с малыми обжатиями при по-
стоянном усилии на валках. Окончательно листы правят на
правильно-растяжной машине; при этом усилие растяжения
выбирается исходя из площади сечения тонкого конца листа.
Высококачественная правка клиновидных листов с боль-
шой разницей в толщине переднего и заднего концов на растяж-
ных машинах не может быть осуществлена, и для этой цели
должны применяться специализированные роликовые правиль-
ные машины.
Нагартовка клиновидных листов из алюминиевых сплавов
с целью повышения их механических свойств производится
(после закалки и правки на роликовой правильной машине
или после нагартовки и естественного старения в течение 4—
6 суток) на тех же станах с применением специального гидрав-
лического устройства. Нагартовка производится за несколько
пропусков с суммарным обжатием 5—7% и с обеспечением хо-
рошего качества выкатки листов.
Расчет обжатий, давления металла на валки и крутящего
момента при прокатке клиновидных листов приближенно про-
изводится по обычным формулам теории прокатки с учетом
особенностей процесса.
Если не учитывать влияние упругой деформации деталей
рабочей клети на скорость подъема валка, то при заданной
клиновидности листа tg р и скорости вращения двигателя глав-
ного привода стана п требуемая скорость вращения двигателя
нажимного устройства пн определится из следующей формулы:
rtH = rt2^tgP) (76)
где D — диаметр рабочего валка;
гн — передаточное число привода нажимных винтов;
т — шаг нарезки нажимного винта;
i — передаточное число редуктора главного привода стана.
Вследствие изменения давления металла на валки при про-
катке клинового листа зазор между валками изменяется допол-
нительно за счет упругой деформации деталей рабочей клети.
Упругая деформация рабочей клети приближенно сохраняет
линейный профиль прокатываемого листа, но клиновидность
листа при этом уменьшается. Чем больше упругая деформация
рабочей клети, тем значительнее отклонение фактического про-
филя листа от расчетного.
С учетом влияния упругой деформации уравнение (76) при-
нимает вид
«Н = [ tg р + Ь(\"Ро) ] , (77)
где Р± — давление металла на валки в момент прокатки
тонкого конца листа;
Ро — то же, в момент прокатки толстого конца листа;
L — длина прокатанного листа;
b — коэффициент, характеризующий жесткость рабочей
клети.
Коэффициент жесткости b должен быть определен для
каждого данного стана опытным путем. На одном из действу-
ющих станов дуо с диаметром валков 500 мм и длиной 900 мм
b 0,0023 мм!Т.
Если при расчете, кроме упругой деформации деталей рабо-
чей клети, учитывать также и опережение.s, то уравнение (77)
принимает вид
Пн = П^(1+5) [tgp+ (78)
Однако опережение мало влияет на изменение клиновидности
листа, поэтому с достаточной степенью точности (до 5%) можно
для определения ин пользоваться уравнением (54).
13. ЭЛЕКТРОПРИВОД СТАНОВ
[66, 72, 75, 78, 83]
В станах для прокатки листов и полос переменного сече-
ния нажимные винты перемещаются в процессе прокатки со
скоростью, в 10—15 раз большей, чем на обычных листовых
станах, и при более длительном режиме работы двигателей
(ПВ = 60%, вместо 15—20% для обычных станов), что потре-
бовало значительного увеличения мощности приводных двига-
телей нажимных винтов.
Нажимные устройства станов для прокатки листов перемен-
ного сечения приводятся реверсивными двигателями при числе
включений 200—400 в час. По условиям работы скорость пере-
мещения рабочих валков (при постоянном моменте двигателя)
должна изменяться в пределах 1 : 2—1 : 3. Кроме того, часто
требуется обратный ход с удвоенной скоростью для сокращения
продолжительности пауз между проходами. Такая регулировка
двигателей должна быть произведена при постоянной мощ-
ности. Общий диапазон регулирования двигателя — от 1:4
до 1 : 6.
Для удовлетворения указанных требований применяются
реверсивные двигатели постоянного тока, управляемые по
системе генератор—двигатель.
Управление двигателем нажимного устройства должно обес-
печить синхронизацию скоростей со скоростью главного при-
вода стана. Принципиально возможны две системы электропри-
вода, удовлетворяющие поставленным условиям: а) питание
двигателя нажимного устройства от общего генератора с глав-
ным приводом; б) питание двигателя нажимного устройства от
независимого генератора с применением синхронизующего
элемента в схеме управления.
Первая схема рекомендуется для установок малой мощности
как наиболее простая и дешевая. Вторая схема рекомендуется
для нажимных устройств с двигателем мощностью 50 кет
и выше, где может быть оправдано применение дополнительного
следяще-синхронизирующего оборудования для согласования
скорости перемещения нажимных устройств со скоростью
главного двигателя стана.
Для главного привода стана дуо 250 применен двигатель
мощностью 33 кет с числом оборотов 1250 об/мин. Скорость про-
катки полос достигает 0,5 м/сек. Мощность двигателя нажимного
устройства равна 3 кет при 3000 об/мин. Общее передаточное
число привода нажимных винтов равно 507,84; на валках обес-
печивается усилие 400 кн (40 Т). Двигатель главного привода
стана питается от индивидуального генератора. Пуск произ-
водится с помощью плоского контроллера цепи возбуждения
генератора. Этот контроллер служит и для снижения скорости.
Повышение скорости двигателя по сравнению с основной регу-
лируется реостатом в цепи возбуждения двигателя главного
привода. От того же индивидуального генератора питается дви-
гатель установки верхнего валка. При изменении скорости про-
катки за счет изменения напряжения, подводимого к двига-
телю, также изменяется скорость двигателя механизма уста-
новки валков.
Основным назначением реостата, включенного в цепь воз-
буждения двигателя нажимного устройства, является установка
скорости нажимного механизма стана. Каждый двигатель стана
может питаться отдельно. Схемой предусмотрено, что стан может
прокатывать листы постоянного сечения, а его нажимной
механизм может работать в то время, когда главный привод
стана не работает.
При больших размерах стана, например для прокатки ли-
стов переменного сечения шириной 2000 мм и более, целесооб-
разно применить независимые генераторы для питания двига-
телей привода валков и нажимного устройства со специальным
следяще-синхронизирующим устройством для согласования
скорости перемещения нажимных винтов и вращения рабочих
валков стана.
Двигатель нажимного устройства имеет мощность 560 кет,
т. е. близкую к мощности главного привода, а питающий гене-
ратор 750 кет. Для привода нажимного устройства приняты
два параллельно включенных двигателя постоянного тока мощ-
ностью по 280 кет каждый при 700/400 об!мин. Питание произ-
водится по системе генератор—двигатель.
В цепь управления стана включена шунтовая обмотка гене-
ратора, которая питается от электромашинного усилителя,
использованного в качестве возбудителя. Электромашинный
усилитель имеет четыре обмотки управления: независимую,
токовую, напряжения и обмотку, используемую для авто-
матического управления скоростью двигателей нажимного
устройства.
Основная следящая система состоит из двух тахогенераторов,
связанных с валом двигателя главного привода, и тахогенера-
тора, связанного с валом двигателя нажимного устройства.
Обмотка управления включается на разность э. д. с. обоих
тахогенераторов, сравниваемых на сопротивлениях. Если ско-
рость двигателя главного привода отклоняется от установлен-
ной, то в цепи обмотки управления ток увеличится или
уменьшится, соответственно изменяются напряжение на ге-
нераторе, скорость вращения двигателей и скорость пере-
мещения валков. Данная схема обладает большим быстро-
действием.
В некоторых конструкциях станов для прокатки листов и
полос переменного сечения в качестве привода нажимного
устройства применяется объемная бесступенчатая гидропере-
дача. Однако наладка и нормальная эксплуатация такой
гидропередачи является более сложной, чем электропри-
вода.
14. МАШИНА ДЛЯ ПРАВКИ ЛИСТОВ
ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ
[60, 65]
Машина (рис. 71) предназначена для правки листов пере-
менного сечения толщиной 1—5 мм. Кинематическая схема
машины приведена на рис. 72.
Рабочая клеть состоит из верхней и нижней станин, в ко-
торых смонтированы 17 правильных роликов диаметром
75 мм. Каждый ряд правильных роликов опирается на три сек-
ции опорных роликов. Опорные ролики собраны в шесть сек-
ций. Три верхние секции имеют механизмы перемещения с руч-
ным приводом, при помощи которых можно создать предвари-
тельный прогиб правильных роликов под любой секцией.
Все правильные ролики приводятся от шестеренной клети
через универсальные шпиндели. Мощность главного двигателя
равна 40 кет, число оборотов 730 в минуту.
Опускание верхней станины и соответственно нажим роли-
ков на лист производятся четырьмя нажимными винтами.
Каждый винт приводится двигателем N = 4,5 кет, 1500 об/мин
через двухступенчатый глобоидно-червячный редуктор.
На входной и выходной сторонах машины глобоидно-чер-
вячные редукторы соединены попарно жестким валом с целью
синхронизации работы.
Установка верхней станины с входной и выходной сторон
в исходное положение производится с помощью командо-
аппаратов. Кулачки командо-аппарата настраивают с помощью
червячной муфты вручную. Лист задается в машину тонким
концом, нажимая при этом на флажковый выключатель, уста-
новленный на входе в машину.
Последний через реле времени дает импульс на включение
двигателей перемещения верхней станины с входной и выходной
сторон. Остановка перемещения станины и возврат в исходное
положение происходят от флажкового выключателя, устано-
вленного на выходе из машины.
Возврат станины происходит на максимальной скорости
с переходом на ползучую скорость перед остановкой, что обеспе-
чивает точность остановки. При задаче в машину следующего
листа все движения ее узлов автоматически повторяются.
Ограничение максимального хода верхней станины вверх
производится конечным выключателем. . у
Для задачи листа в машину перед ней установлены зада- :
ющие ролики диаметром 250 мм, приводимые через комбиниро-
Рис 71. Роликовая правильная машина для правки листов перемен-
ного сечения
f
Рис. 72. Кинематическая схема машины
для правки листов переменно-
го сечения:
1 — двигатель; 2—редуктор; 3 —
тахогенератор; 4 — командо-аппа-
рат; 5 — шестеренная клеть
ванный цилиндрический редуктор от двигателя мощностью
4,5 кет с числом оборотов 750 об/мин.
Для синхронизации скорости правильной машины и зада-
ющих роликов установлена тахомашина.
Характеристика правильной машины следующая:
Скорость правки клиновидных листов, м/мин ... 30
Правильные ролики:
число, шт.............................. 17
шаг, мм .................. 80
диаметр, мм............................ 75
длина бочки, мм....................... 1300
Опорные ролики:
диаметр, мм............................ 78
длина бочки, мм....................... 2000
Число опорных секций:
верхних ................................ 3
нижних .................................. 3
Передаточное число редукторов главного привода 5,8
Машина может быть также использована для правки листов
постоянного сечения.
Для правки листов с коробоватостью в середине подъем
средней секции верхних опорных роликов принимается равным
2 мм. В этом случае наиболее опасным является момент входа
листа в машину, когда его передний конец прошел четыре пер-
вых ролика. При этом лист, нагружая первый, третий и отчасти
пятый ролики, прогибает их до контакта с опорными роликами.
Остальные шесть верхних роликов, будучи ненагруженными,
остаются прямолинейными и препятствуют повороту обоймы
верхних правильных роликов.
Если момент в заделке роликов после выборки зазоров
в подшипниках первых роликов больше момента трения
в обойме, то последняя будет поворачиваться, пока не выбе-
рется зазор в остальных роликах (рис. 73).
Скорость подъема верхней станины определяется скоростью
правки и клиновидностью листа. Передний край верхней ста-
нины со стороны входа листа должен подниматься быстрее
заднего края. Объясняется это тем, что с входной стороны лист
прогибается, а с выходной свободно проходит между роликами.
Установка верхней станины (рис. 74) определяется по урав-
нению
У = /11 — /1,
где h± — толщина тонкого конца листа;
f j — прогиб листа над вторым роликом, соответствующий
толщине h±.
Рис. 73. Схема прогиба
правильного
ролика при
правке листа
с коробовато-
стью в середи-
не
Ролики выходной стороны должны быть установлены так,
чтобы при подходе листа раствор между роликами равнялся
толщине листа
z0 = /4 — /к, (79)
где / — расстояние между крайними нижними роликами
(560 мм на рис. 74);
к = ----клиновидность листа, мм/м;
L — длина листа.
Рис. 74. Схема перемеще-
ния верхней ста-
нины правиль-
ной машины в
процессе правки
листа перемен-
ного сечения
(цифры в круж-
ках — номера
правильных ро-
ликов)
Рис. 75. График установки
верхней станины со
стороны входа А и
выхода В листа при
h± = 1 мм
~А, пп
-в, пи
Значения Ли В (рис. 74) определяются следующим образом:
Л“»-(Т5Г)0'295
или
А — l,53z/0 —0,53 (Лх — Ik).
Подставляя значения у0 и г0, получаем
А = 1,53 (йх — /х) — 0,53 (Лх — /к)
или
А = hj, — 1,53/i + 0,53/к = йх —1,53/х + 0,Зк. (80)
Величина В определяется соответственно:
В = l,53z0 — O,53z/o; (81)
В = hj. + 0,53/! — 1,53/к = hi + 0,53/х — 0,86 к.
На рис. 75 представлен график, построенный по формулам
(80) и (81).
Перемещения нажимных винтов входной и выходной сто-
рон (рис. 75) определяются соответственно по уравнениям:
5д=у + (у-г)-^-= 1,53у — 0,53z,
SB = 1,53г — 0,53г/.
Дифференцируя и SB по времени, получаем скорости
перемещения нажимных винтов или скорости перемещения
станины со стороны входа и выхода листа.
Например
Подставляя значения ~ и получаем
vA = 1,53/^2 (1 + -ДЛ — О,5302
\ 1I2 /
ИЛИ
*л = Ь2(1+-Ц^.); (82)
соответственно
0в = Ь2(1(83)
Скорость правки v2 = 30 м/мин.
Путем дифференцирования величин у и z по времени можно
определить скорости вертикального перемещения точек С и D
(рис. 76). Положение этих точек изменится, когда в сече-
ниях I—I и II—II будет находиться тонкий конец листа (h-^
или же толстый (й2).
На рис. 76 представлены графики скоростей перемещения
нажимных винтов, построенные по формулам (82) и (83).
Для каждой правильной машины по соответствующим фор-
мулам можно построить графики, которые дают возможность
быстро определить требуемую скорость перемещения винта на-
жимного механизма и график установки верхней станины в за-
висимости от сортамента правящихся на машине листов. Ско-
рость перемещения верхней станины синхронизирована со
скоростью подачи листа, таким образом, работа двигателей двух
пар нажимных винтов синхронизируется с работой двигателей
главного привода. Эту синхронизацию осуществляют тахогене-
раторы, установленные на всех двигателях.
Регулирование скорости перемещения в диапазоне 1 : 10
для нажимных винтов входной и выходной сторон машины
осуществляется изменением напряжения. Каждый двигатель
нажимных винтов питается от отдельного генератора. Специ-
ально отградуированные таховольтметры указывают фактиче-
скую скорость правки. Во время правки листов переменного
сечения правильные ролики вращаются непрерывно. Листы
задаются в машину тонким концом, однако можно настроить
машину и для случая подачи листа толстым концом. Перед
входом в машину лист отклоняет флажковый выключатель,
который через реле времени дает импульс на включение дви-
гателей механизмов перемещения входной и выходной сторон
верхней станины.
Установленные скорости перемещения входной и выходной
сторон верхней станины обеспечивают необходимое изменение
раствора правильных роликов в процессе прохождения листа.
Остановка станины и возврат ее в исходное положение произ-
водятся от флажкового выключателя, установленного на выходе
0 12 3 4 5 б 7 8 9 ftnv
Рис. 76. Графики скоростей перемещения нажимных винтов
(при = 1 мм):
а—со стороны выхода листа; б—со стороны входа листа
листа из машины. Возврат станины в исходное положение про-
исходит автоматически на максимальной скорости с переходом
на «ползучую» скорость перед остановкой, что обеспечивает
точность остановки. При подаче в машину следующего листа
все перечисленные выше операции повторяются. Для ограни-
чения максимального хода верхней станины вверх на каждой
ее стороне предусмотрены конечные выключатели.
15. ТЕХНОЛОГИЯ ПРОКАТКИ
КЛИНОВИДНЫХ ШИРОКИХ листов
Клиновидные равнопрочные листы переменного сечения из
сплава Д16А-ТН клиновидностью 1,64 мм/м с участком постоян-
ного сечения прокатываются на стане кварто 2800 Куйбышев-
ского металлургического завода им. В. И. Ленина.
Размер клиновых листов 2/9 X 4265/7100, ширина 1200+20 мм.
Заготовкой для клиновидных листов служат листы постоян-
ного сечения, получаемые горячей прокаткой.
Размер заготовки 11 + 0,5-1200 + 20-5000 + 50.
Толщина плакирующих планшет 15,5 мм.
Фиксируется температура начала прокатки в непрерывной
группе клетей, скорость, величина обжатий.
При резке полосы на заготовки отбираются образцы для
контроля механических свойств от начала и конца полосы. Из
середины полосы отбираются карточки 300x1200 мм для кон-
троля механических свойств после отжига.
Перед холодной прокаткой горячекатаные заготовки отжи-
гают. Для контроля температуры при нагреве и скорости охла-
ждения металла в стопу помещаются три термопары.
Карточка для контроля механических свойств после отжига
укладывается под два верхних листа.
Отжиг производится при температуре 420°С, время выдержки
1 — 1,5 ч. После нагрева печь отключают и охлаждают металл со
скоростью не более 15—18 град!ч до температуры 220—240° С.
Затем следует холодная прокатка на стане кварто 2800.
После прокатки заготовки подвергаются промежуточному
отжигу по вышеуказанному режиму.
От отожженных листов отбираются полоски с целью изго-
товления образцов для контроля механических свойств по се-
чению стопы (верх, середина, низ).
Стопы перед отжигом покрывают слоем из 3—4 бракованных
листов во избежание подзакалки верхних листов.
В случае появления трещин во время прокатки после от-
жига заготовки отжигают по режиму глубокого отжига.
Эффективность освоения прокатки
клиновидных листов переменного
сечения из алюминиевых сплавов
Производство листов переменного сечения является новым
процессом холодной прокатки.
В основу этого процесса положен принцип максимально
возможного приближения формы прокатываемого листа к го-
товому изделию, что позволяет значительно снизить удельный
расход металла, получить наиболее рациональное распределе-
ние и использование металла в готовом профиле.
До создания прокатных станов для получения листов перемен-
ного сечения подобные листы получались различными спосо-
бами, из которых наиболее распространены следующие:
а) обработка резанием на специальных фрезерных и стро-
гальных станках;
б) путем специального травления полос в концентрирован-
ных растворах щелочи и кислот;
в) путем последовательного соединения листов и полос раз-
личной толщины сваркой или клепкой.
Все перечисленные способы имеют существенные недостатки.
Обработка листов резанием или травлением ухудшает механиче-
ские свойства, снижает прочность листа, связана со значитель-
ными отходами металла в виде стружки или шлама, что резко
повышает себестоимость готовой продукции.
Листы, полученные сваркой и склепкой листов и полос,
постоянного сечения, но различной толщины, т. е. ступенчатые
листы, не являются равнопрочными по длине. На участках
стыков и переходов возникает значительная концентрация на-
пряжений, ведущая к снижению прочности.
В настоящее время клиновидные листы нашли наиболее ши-
рокое применение в самолетостроении, где увеличение скорости
самолета непосредственно связано со снижением веса при од-
новременном сохранении прочности изделий.
Недостатки вышеуказанных способов производства клино-
видных листов вызвали необходимость создания вышеописан-
ного нового оборудования и разработку технологического про-
цесса, который мог бы обеспечить достаточно высокую произ-
водительность и экономичность.
Таким прогрессивным процессом оказался процесс прокатки
на специализированном стане, позволившем получить непре-
рывное изменение раствора валков на заданной длине листа и
тем самым создавать необходимое смещение металла или так
называемую клиновидность профиля прокатываемого листа.
Первый советский промышленный стан кварто 2800 мм для
прокатки клиновидных листов освоен и вступил в строй дей-
ствующих промышленных агрегатов. На стане освоен выпуск
более 30 типоразмеров листов переменного сечения.
Около 70% всей продукции стана составляют листы с кли-
новидностью 0,5—0,7 мм!м при длине листа 3500—5000 мм
и ширине 1500 мм.
При изготовлении указанных листов путем обработки реза-
нием или травлением значительная часть металла (более 30%)
удаляется в отход.
При массе листа постоянного сечения, равной 50 кг, эконо-
мия составляет 33,5%.
При этом следует учесть, что прокатанные листы перемен-
ного сечения имеют более высокие механические свойства по
сравнению с листами, изготовленными резанием или травлением.
Г лава XII
листы
ИЗ ТЕПЛОПРОЧНОГО
МАТЕРИАЛА САП
Развитие новой техники находится в прямой зависимости от
разработки новых материалов и рациональной технологии их
обработки.
Среди новых материалов на основе алюминия особое внима-
ние заслуживают металлоокисные композиции типа САП, произ-
водимые методом порошковой металлургии. САП впервые полу-
чен в 1946 г. в научно-исследовательском институте акционер-
ного общества алюминиевой промышленности в Швейцарии.
Материалы из спеченной алюминиевой «пудры» (САП)
[86—88 ] представляют большой интерес для различных обла-
стей промышленности. Исключительно высокая теплопроч -
ность САПа при температурах 350—500° С (т. е. в интервале
температур, который до последнего времени считался для алю-
миниевых сплавов недоступным), высокая коррозионная стой-
кость, соответствующая коррозионной стойкости технического
алюминия, отсутствие чувствительности к коррозионному рас-
трескиванию, а также малое сечение захвата тепловых нейтро-
нов создают перспективу широкого применения его в ряде
отраслей новой техники, в частности атомной технике, самолето-
и ракетостроении (рис. 77).
Однако изучение специальной отечественной и зарубежной
технической литературы, а также опыта работы организаций,
занимающихся разработкой и исследованием новых материа-
лов типа САП, свидетельствует о крайне ограниченном пока
применении этого ценного материала.
Основными недостатками, препятствующими широкому
промышленному внедрению САПа, являются низкие пластиче-
ские характеристики, большая газонасыщенность и склонность
к образованию пузырей, неудовлетворительная свариваемость
и высокая стоимость.
Рис. 77. Зависимость предела прочности
от температуры испытания:
1 —САП1; 2—САП2; 3—сплав Д20;
4 — сплав ВД17
В последние годы ря-
дом организаций прове-
дены важные исследования
по разработке и примене-
нию в промышленности
оте чественного САПа.
Механические свойства
САПа определяются коли-
чеством окисной фазы, сте-
пенью дисперсности окис-
ных частиц и характером
их распределения. С уве-
личением содержания оки-
си алюминия до 20—25%
прочность САПа при ком-
натной температуре возра-
стает до 392—441 Мн/м?
(40—45 кПмм2'), а пла-
стичность резко снижается
(рис. 78). Дальнейшее уве-
личение содержания окиси
алюминия сверх 25% при-
водит к некоторому снижению прочностных свойств. Прак-
тическое применение в промышленности для изготовления
прессовых полуфабрикатов находит САП с содержанием окиси
алюминия 6—16%, а для листовой продукции—САП с содер-
жанием окиси алюминия 6—9%.
Одним из наиболее ценных свойств САПа, как указывалось
выше, является его высокая теплопрочность. По теплопроч-
Количестдо окислоб, %
Рис. 78. Зависимость механических свойств САПа
от содержания окислов алюминия
ности САП значительно превосходит все стареющие алюминие-
вые сплавы. Длительная прочность при 100-</ испытании прессо-
ванных полуфабрикатов САПа уже начиная с температуры
250° С превосходит показатели, например, сплава Д20; при
350° С длительная прочность прессованного САП-1 составляет
83 Мн/м1 2, (8,5 кГ!мм?), а сплава Д20 — всего 39 Мн/м2
(4 кГ/мм2').
Высокие механические свойства САПа при комнатной и повы-
шенных температурах объясняются упрочняющим действием
дисперсных окисных частиц на алюминиевую «матрицу». Дис-
персные частицы окиси алюминия, расположенные по границам
зерен алюминия, затрудняют рост зерен в процессе рекристал-
лизации при нагреве; благодаря этому скорость разупрочнения
материала резко снижается.
Физические свойства САПа, так же как и механические,
зависят от содержания окиси алюминия. В табл. 45 даны не-
которые физические характеристики прессованного материала
САП-1 в сравнении с алюминием.
Тепло- и электропроводность САП-1 имеют значения, близ-
кие к сплавам АМг и АМц.
ТАБЛИЦА 45. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА САП-1
В СРАВНЕНИИ С АЛЮМИНИЕМ
Характеристика САП-1 Алюминий
Плотность, г! см? Коэффициент линейного расшире- ния при 20—100° С Удельное электросопротивление, ом-мм?!м 2,74 22,2-10-6 0,042 2,7 24-10"6 0,028
1. ОСОБЕННОСТИ ОБРАБОТКИ САПа
Технологический процесс производства листов из САПа
состоит из следующих операций: брикетирование, спекание
брикетов, прессование заготовки для производства листов и,
наконец, горячая и холодная прокатка листов. Заготовкой
для производства листов является плоская прессованная по-
лоса сечением 30x240, 30x400 и 80x600 мм. В последнее
время получена прессованная заготовка из САП-1 сечением
160x600 мм.
Горячая и холодная прокатка заготовок из САПа произво-
дится по схеме, аналогичной технологической схеме производ-
ства листов из алюминиевых сплавов. Горячая прокатка заго-
товок САПа производится на прокатных станах до толщины
4—6 мм, а затем после отжига горячекатаные заготовки подвер-
гаются холодной прокатке до выходных толщин (1,0—2,0 мм).
В процессе изготовления прессованных заготовок из САПа,
а также при горячей и холодной прокатке в настоящее время
возникает большое количество дефектов по трещинам, расслое-
ниям, рванинам, пленам, пузырям, включениям и т. д.
Указанные дефекты значительно ухудшают качество листов,
усложняют технологический процесс производства, создавая
необходимость введения дополнительных операций по зачистке
дефектов, а также увеличивают геометрические и технологиче-
ские отходы производства.
2. ЛИСТОВОЙ
ПЛАКИРОВАННЫЙ САП
Плакирование является известным методом повышения
коррозионной стойкости листовых полуфабрикатов из алюми-
ниевых сплавов и повышения пластичности при горячей и хо-
лодной прокатке.
Листовой материал из САП-1 в СССР и за рубежом до на-
стоящего времени выпускался только в неплакированном
виде [86, 87].
Плакирование САПа техническим алюминием или сплавом
АМц для повышения коррозионной стойкости листов не пред-
ставляет практического интереса, так как известно, что САП
по своей коррозионной стойкости практически не уступает
алюминию.
Плакирование же САПа с целью повышения технологичности
его обработки давлением заслуживает самого серьезного вни-
мания.
Понижение пластичности САПа с увеличением содержания
окиси алюминия и специфические особенности этого материала
определили возможность производства листовой продукции в Со-
ветском Союзе и за рубежом в основном из САП-1. Листовой
материал производится в СССР из САП-1 (6—10% А12О3),
в Швейцарии из SAP 895 (10—11 % А12О3), в США из SAP М257
(10—11% А12О3), в Англии из гидуминия (9—10% А12О3).
Во всех зарубежных странах листовой материал из САПа про-
изводится только в неплакированном виде.
Проблема изготовления листового материала из САП-2
и САП-3 является весьма актуальной ввиду значительного уве-
личения механической прочности листов с увеличением содер-
жания окиси алюминия как при комнатной температуре, так
и при температурах 300—500° С. Например, если листовой ма-
териал из САП-1 обеспечивает гарантированное значение пре-
дела прочности при температуре испытания 500° С 39—
49 Мн/м2, (4—5 кГЛюи2), то у листов из САП-2 это значение
доходит до 78—98 Мн!м2 (8—10 кГ/мм2), а у САП-3 до 108—
127 Мн/м2 (11—13 кГ/мм2).
При выборе плакирующего материала для САПа учитыва-
лись следующие требования: малая плотность, высокая корро-
зионная стойкость, хорошая деформируемость в процессе
горячей и холодной прокатки и хорошая свариваемость с алю-
миниевыми сплавами.
Для плакирования САПа применены сплавы системы алю-
миний—магний, алюминий—марганец, алюминий—цинк—ма-
гний, алюминий—кремний, технический алюминий и мате-
риалы САП с пониженным содержанием окиси алюминия
(4,5% А12О3).
Химический состав плакирующих материалов приведен
в табл. 46.
ТАБЛИЦА 46. ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ И МЕХАНИЧЕСКИЕ
СВОЙСТВА ПЛАКИРУЮЩИХ МАТЕРИАЛОВ
Марка сплава, система Химический состав, % Механические свойства
Mg Mn Si не более Fe не более Al сг^, Мн/м2 (кГ/мм2) б. %
АД-1 — 0,35 0,40 Осталь- 108(11) 20
ное
Al—Mg 0,64 0,20 0,30 0,40 To же
Al—Mg 1,12 0,20 0,40 0,40 »
Al—Mg 1,80 0,20 0,30 0,40 »
АМг 2,13 0,30 0,40 0,30 » 108—225 (11—23) 16
АМгЗ 3,50 0,30 0,50 0,40 » 196 (20) 15
Al—Mg 4,00 0,30 0,40 0,50 »
АМгб 6,00 0,50 0,40 0,40 » 314 (32) 15
АМц 0,05 1,30 0,60 0,60 » 98—147 (10—15) 22
Al—Мп 0,05 1,38 0,70 0,70 » — —
АМц1 0,05 2,00 0,60 0,60 » — —
Al—Mg— 2,05 0,56 0,29 0,40 » — —
Zn
Al—Si 0,05 0,20 11,15 0,40 » 176 (18) 15
Плакирующий материал прокатывался на двухвалковом
стане с диаметром рабочих валков 300 мм до заданной толщины.
Скорость прокатки 0,3 м/сек, температура валков 80—120° С.
Смазка валков производилась минеральным маслом. Плаки-
рующий материал после прокатки отжигался при температуре
350—450° С в зависимости от марки сплава. Затем вырезались
планшеты требуемых размеров.
Исходным материалом, предназначенным для плакирова-
ния, были горячепрессованные полосы САП-1 сечением
12x90 мм и 30x405 мм с содержанием окиси алюми-
ния 7,5%.
Подготовка поверхности плакирующих планшетов и заго-
товок САП-1 предусматривала тщательную очистку их от жиро-
вых пленок и различных загрязнений. Применялись различные
механические и химические способы подготовки поверхностей
заготовок САПа и планшетов. Механическая подготовка осу-
ществлялась фрезерованием заготовок САПа или обработкой
стальными вращающимися щетками с последующей промывкой
бензином. Установлено, что снятие небольшого слоя у горяче-
катаных заготовок САПа благоприятно влияет на процесс пла-
кирования при прочих равных условиях. Очевидно, это связано
с удалением поверхностных дефектов (плен, включений, рас-
слоений и т. д.).
Планшеты, предназначенные для плакирования САПа, под-
вергались обработке стальными вращающимися щетками с по-
следующей промывкой в чистом бензине, химическим травле-
нием в водном растворе едкого натра, промывкой и осветле-
нием в растворе азотной кислоты. Механическая подготовка
поверхности, так же как и химическая, позволяет получить
качественное соединение основного и плакирующего мате-
риалов. При проведении нижеописанной работы подготовка
поверхностей заготовок САПа и планшетов осуществлялась
химическим травлением. Наложение плакирующих планшетов
осуществлялось по аналогии с производственными условиями
при плакировании сплавов типа дюралюминий или с дополни-
тельным креплением планшетов проволокой.
Пакеты размером 15х90х 100 мм и 40X 120X 150 мм нагре-
вались в электропечи сопротивления до температуры 430—
470° С с выдержкой при этой температуре 2—3 ч. Температура
измерялась непосредственно на образцах хромель-алюмелевыми
термопарами и фиксировалась гальванометром.
Горячая прокатка производилась при степени деформации
за пропуск, равной 15—25%. Превышение указанных степе-
ней деформации вызывало появление трещин и разрывов
металла на боковых кромках. Снижение степени деформации
ниже 15% приводило к заметному снижению температуры
пакета.
После горячей прокатки полностью удалялись трещины,
затем горячекатаные полосы отжигались и подвергались трав-
лению.
Холодная прокатка полос производилась на двухвалковом
стане с диаметром валков 260 мм и скоростью прокатки 0,3 м!сек.
Степень деформации при холодной прокатке составляла 5—10%
за пропуск. Механические свойства листов САПа приведены
в табл. 47.
ТАБЛИЦА 47. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЛИСТОВ САПа,
ХОЛОДНОДЕФОРМИРОВАННЫХ СО СТЕПЕНЬЮ
ДЕФОРМАЦИИ 50% С ПРОСЛОЙКОЙ
И БЕЗ ПРОСЛОЙКИ АЛЮМИНИЯ
Характеристика листа Температура испытания, °C Предел прочности Мн/м2 (кГ/мм2) в направлениях Относительное удлинение, % в направлениях
продольном поперечном про- дольном попе- речном
Ц С прослойкой алю- миния 20 334 (34,1) 349 (35,6) 4 4,4
500 69,5 (7,1) 75,5 (7,7) 3,8 4,2
Без прослойки алю- миния 20 333 (34) 353 (36) 4,1 4,5
500 70,5 (7,2) 74,5 (7,6) 3,7 4,1
3. ОБРАЗОВАНИЕ
МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ СВЯЗИ САПа
С РАЗЛИЧНЫМИ ПЛАКИРУЮЩИМИ
МАТЕРИАЛАМИ
Оценка металлической связи САПа с плакирующими ма-
териалами производится посредством металлографического ана-
лиза и испытанием на отрыв плакирующего слоя.
При плакировании алюминием, имеющим наибольшее срод-
ство с САПом, разрушение окисной пленки между планшет-
ным металлом и САПом и образование достаточно прочного
соединения наблюдаются уже после первого пропуска.
Увеличение степени деформации приводит к дальнейшему
разрушению окисной пленки; при толщине горячекатаной
полосы 3—4 мм окисная пленка по линии раздела отсутствует.
В холоднокатаном листе толщиной 1,0 мм линия раздела не-
видима, что свидетельствует о прочной металлической связи
САПа с алюминием. Плакирование САПа алюминием не вы-
зывает каких-либо технологических затруднений.
При плакировании сплавами системы алюминий—магний
установлено, что с повышением содержания магния услож-
няется процесс плакирования. Удовлетворительные данные
получены при плакировании планшетами, содержащими до
2—2,5 % Mg. Запланировать САП сплавом АМгб удалось только
с прослойкой из алюминия.
Сплавы типа АМц образуют достаточно прочные соединения
с САПом после первого пропуска горячей прокатки. По способ-
ности приварки к САПу сплавы типа АМц уступают только
алюминию. Характер разрушения окисной пленки на границе
раздела аналогичен наблюдаемому при плакировании алюми-
нием. Увеличение содержания марганца несколько ухудшает
приварку планшет. После горячей прокатки линия раздела при
плакировании сплавом АМц полностью отсутствует.
Установлена возможность плакирования САПа эвтектиче-
скими сплавами типа силумин. При некотором снижении тем-
пературы горячей прокатки (до 380—410° С) и степени обжатия
за пропуск 10—15% получены прочные металлические соеди-
нения.
Вполне удовлетворительные результаты получены при пла-
кировании САПа материалами типа САП с содержанием окиси
алюминия 4,5%. При температуре прокатки 450° С и степени
деформации 20—25% получены достаточно прочные соединения
без видимой линии раздела.
Металлографическое исследование переходной зоны САП—
алюминий и САП—сплав АМц наглядно убеждают в том, что
перемещение окислов из САПа в плакирующий слой не проис-
ходит. Это подтверждается также измерением микротвердости.
Отпечатки алмазной пирамиды имеют одинаковые размеры
по всей толщине плакирующего слоя алюминия, а при
переходе к САПу твердость резко возрастает с 294 Мн/м2
(30 кГ/мм2) до 1040 Мн/м2 (106 кГ/мм2'), после чего сохраняется
постоянной.
Результаты исследования толщины плакирующего слоя
сплава АМц (в процентах от толщины листа) в зависимости от
суммарной степени горячей деформации показывают, что пре-
имущественное по сравнению с САПом уменьшение толщины
плакирующего слоя сплава АМц имеет место лишь в первом про-
пуске, когда еще нет прочной металлической связи. Относитель-
ная толщина плакирующего слоя при этом уменьшается с 11 —
15 до 9,5—10%. При образовании прочной металлической связи
во втором пропуске относительная толщина плакирующего
слоя сохраняется примерно постоянной при горячей и холодной
прокатке. С увеличением температуры прокатки толщина пла-
кирующего слоя уменьшается интенсивнее. Поэтому для полу-
чения заданной конечной толщины плакирующего слоя исход-
ную толщину планшетов необходимо увеличивать на 10—
15% от расчетной.
В результате проведенной работы установлены оптимальные
технологические режимы получения листов САПа, плакирован-
ных сплавом АМц. Ниже будет показано, что плакирование
САПа сплавом АМц явилось основой решения проблемы сое-
динения листов контактной точечной и роликовой электро-
сваркой.
Для количественной оценки прочности соединения основ-
ного и плакирующего металлов разработана методика испыта-
ний на отрыв плакирующего металла от основного. Слой пла-
кирующего металла толщиной 1,0 мм помещался между двумя
одинаковыми заготовками САПа. Собранный пакет прокаты-
вался в горячем состоянии с толщины 17 мм до 4,5 мм (обжатие
74%). По мере уменьшения толщины заготовки из нее выреза-
лись специальные образцы таким образом, что внутренняя
прослойка из плакирующего металла оставалась в виде кольца
(рис. 79). При испытаниях образцы разрушались по кольцу.
По площади кольца и раз-
рушающей нагрузке под-
считывалось напряжение
отрыва.
Для стабильности ре-
зультатов и понижения
роли изгибающего момента
все размеры образцов, за
h
исключением величины
сохранялись постоянными.
На рис. 80 предста-
влены фотографии образ-
цов после разрушения и
графическая зависимость
Рис. 79. Схема испытания на отрыв пла-
кирующего металла от основного
Рис. 80. Образцы после разрушения
прочности соединения про-
межуточного слоя металла
с САПом, полученная в
процессе горячей про-
катки. Характер измене-
ния прочности сцепления
(рис. 81) хорошо согла-
суется с результатами ме-
таллографических иссле-
дований. САП лучше всего
сваривается с алюминием
и сплавом АМц. После
первого пропуска проч-
ность соединения САПа
с АМц составляет оотр =
= 44 Мн/м2 (4,5 кГ/мм2),
а после второго пропу-
ска практически достигает
своего максимального зна-
чения [оотр =|98 Мн/м2 (10 кГ/мм2)}. Алюминиевомагниевые
сплавы соединяются с САПом значительно хуже: после пер-
вого пропуска оотр=29,3 Мн/м2 (3 кГ/мм2). Еще труднее
плакировать САП сплавом АМгб, который даже при горячей
прокатке со степенью деформации 60 % не дает качественных
соединений. Сплав АМц соединяется с САПом очень хорошо.
Вполне удовлетворительно соединяются материалы типа
САП между собой. При этом чем меньше содержание окиси
алюминия, тем соединение их легче. Таким образом, испытания
на отрыв позволили объективно оценить качество соединения
основного и плакирующего материалов на различных стадиях
прокатки при различном химическом составе плакирующего
слоя.
Рис. 81. Зависимость прочности на
отрыв от степени горячей
деформации:
/—АМц; 2~ АД1; 3 — АМг;
4 — САП (4,5% окиси алю-
миния)
4. ИССЛЕДОВАНИЕ
ПЛАКИРОВАННЫХ ЛИСТОВ САПа
После плакирования САПа сплавами, не обладающими тепло-
прочностью (например, сплавом АМц), прочность плакирован-
ного листа должна, казалось бы, значительно снизиться, осо-
бенно при высокой температуре. Однако механические испыта-
ния листового САПа показали, что прочностные показатели пла-
кированных листов САП-1 (толщина плакирующего слоя из
сплава АМц составляла 8—10% на сторону) практически та-
кие же, как и у неплакированных листов (табл. 48).
Т А Б Л И Ц А 48. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
ХОЛОДНОКАТАНЫХ ЛИСТОВ САП С ПРОСЛОЙКОЙ
И БЕЗ ПРОСЛОЙКИ АЛЮМИНИЯ
Характеристика листа Температура испытания, °C Предел прочности Мн/м2 (кГ/мм2) в направлениях Относительное удлинение, % в направлениях
продольном поперечном про- дольном попе- речном
X о л о д но к ат а н ый, степень деформации 50% 20 334 (34,1) 349 (35,6) 4 4,4
Прослойка алюминия 500 69,5 (7,1) 75,5 (7,7) 3,8 4,2
Холодноката ный, степень деформации 50% 20 343 (34) 353 (36) 4,1 4,5
Без прослойки . . , 500 70,5 (7,2) 74,5 (7,6) 3,7 4,1
Такое необычное по сравнению с известными сплавами по-
ведение плакированного САПа может быть объяснено специфи-
ческими присущими САПу свойствами. По-видимому, в про-
цессе плакирования высокопластичным сплавом происходит
«залечивание» поверхностных микродефектов. В связи с этим
затрудняется возникновение и развитие с поверхности листа
трещин, приводящих к разрушению материала во время
механических испытаний. Эффективность плакирования
высокопрочным сплавом будет увеличиваться с повышением
содержания в САПе окиси алюминия,
Анализ результатов испытаний механических свойств боль-
шого количества образцов производственных партий плаки-
рованного и неплакированного САПа позволил установить
следующее:
прочностные характеристики листов САПа, плакирован-
ных сплавом АМц 8—10% на сторону, практически одина-
ковы с прочностными характеристиками неплакированных
листов;
стабильность прочностных характеристик у плакированных
листов САПа выше, чем у неплакированных;
благодаря устранению поверхностных концентраторов на-
пряжений пластические свойства плакированного листового
материала из САПа повышаются на 20—30% по сравнению с не-
плакированным.
Для оценки надежности деталей, работающих при знакопере-
менных нагрузках, изучалось сопротивление усталости плаки-
рованного и неплакированного листового САПа [87].
Толщина плакирующего слоя сплава АМц составляла
8—10.% на сторону.
Испытания проводились при чистом изгибе на машине DVL,
работающей по принципу заданной деформации.
В связи с тем что процесс усталостного разрушения носит
вероятностный характер, обычно наблюдается большой разброс
экспериментальных данных.
Степень рассеяния выносливости является важным пока-
зателем механических свойств материала и наряду с дру-
гими характеристиками должна приниматься во внимание
при анализе работоспособности сплава.
Поэтому в настоящее время широкое распространение по-
лучили массовые испытания на усталость и статистические
методы обработки экспериментальных данных.
В данной работе на нескольких уровнях напряжений испы-
тывались партии образцов, состоящие из 10—20 шт. Для оценки
рассеивания сопротивления усталости использовались данные
по разбросу долговечности образцов, испытанных при одном
напряжении.
В этом случае подсчитывается среднее квадратичное откло-
нение логарифмов чисел циклов, пройденных образцами до
разрушения:
s = ]/(w-w. <84)
где 1g — логарифм числа циклов, пройденных г-тыми
образцами;
lg N — средний логарифм числа циклов, пройденных об-
разцами на данном уровне напряжений, равный
1
4-S lg Л\-;
n i=l
п — число образцов, испытанных при данном напря-
жении.
По результатам испытаний нескольких партий образцов на
соответствующих уровнях напряжений подсчитывались зна-
чения и строились зависимости среднего квадратичного откло-
нения от напряжений или от средних долговечностей.
Результаты массовых усталостных испытаний позволили
авторам построить кривые усталости, отвечающие различным
вероятностям разрушения.
Для каждого из рассмотренных уровней напряжений строи-
лись частотные зависимости между долговечностью и вероят-
ностью разрушения.
Образцы располагались в следующей последовательности
в зависимости от числа пройденных циклов:
ЛГ1 <N2 <. . . <Nt . . . <Nn,
где п — число испытанных образцов.
Полученные кривые для нескольких напряжений позволили
построить кривые усталости для различных вероятностей раз-
рушения.
При равных напряжениях рассеяние долговечности пла-
кированных образцов оказывается меньше, чем неплакиро-
ванных.
На рис. 82 приведен график зависимости среднего квадра-
тичного отклонения долговечности от средней долговечности.
В этом случае значительное преимущество также оказывается
на стороне плакированного САПа.
Рис. 82. Зависимость сред-
него квадратичного
отклонения долго-
вечности от средней
долговечности об-
разцов САПа:
1 — неплакированный;
2 — плакированный
6
кГ/fiti1 Мн/п1
83. Кривые усталости для ве-
роятностей разрушения 50
и 5% для плакированного
и неплакированногоСАПа:
---------- — плакированный;
—-------неплакированный
На рис. 83 приведены кривые усталости для вероятностей
разрушения 50 и 5%.
Плакированные образцы при вероятности разрушения 50%
оказываются менее выносливыми, чем неплакированные на
малых долговечностях. При больших долговечностях кривые
усталости для плакированных и неплакированных образцов
САПа практически совпадают.
Для вероятности разрушения 5% значительное преимуще-
ство оказывается на стороне плакированного САПа. За счет
большого рассеяния долговечности при переходе к меньшим
вероятностям разрушения кривая усталости для неплакирован-
ных образцов САПа оказывается сдвинутой влево в большей
степени, чем для плакированных образцов САПа.
5. КОНТАКТНАЯ ЭЛЕКТРОСВАРКА
ПЛАКИРОВАННЫХ ЛИСТОВ САПа
Плакирование САПа высокопластичными алюминиевыми
сплавами разрешило проблему коренного улучшения техноло-
гического процесса производства листов: снизило геометриче-
ские и технологические отходы производства и повысило ка-
чество листов при снижении их себестоимости.
Б. Д. Орловым и Ю. В. Дмитриевым проведено исследование
свариваемости в условиях контактной электросварки плаки-
рованных листов САПа [86, 87 ].
Исследования показали, что наилучшим сочетанием свойств
с точки зрения контактной электросварки обладают листы
САПа, плакированные сплавом АМц. Удельное электросопро-
тивление этого сплава несколько больше, чем у САПа, что спо-
собствует устойчивой концентрации зоны максимальных тем-
ператур. Этот плакирующий материал позволяет не только
энергично выдавливать окисную пленку из стыка листов, но
также интенсивно «перемешивать» ее, что создает благоприят-
ные условия для получения прочного соединения листов по
всему диаметру точки.
Сплав АМц обладает хорошим сочетанием свойств: высокой
коррозионной стойкостью и пластичностью, хорошей сваривае-
мостью с САПом при плакировании, а также благоприятными
физическими свойствами, обеспечивающими хорошую свари-
ваемость при контактной точечной и роликовой электро-
сварке.
В результате проведенных исследований разработан новый
способ контактной точечной и роликовой электросварки листов
САПа, плакированных сплавом АМц.
На рис. 84 показана схема этого способа контактной электро-
сварки, при котором соединения образуются только за счет
местного расплавления плакирующего слоя сплава АМц в кон-
такте между листами.
В результате исследования свариваемости листового САПа,
плакированного сплавом АМц, была определена минимальная
толщина плакирующего слоя на листах толщиной от 0,5 до
3,0 мм, обеспечивающая получение надежных соединений при
Рис. 84. Схема нового способа контактной
электросварки плакированных лис-
тов САПа:
/ — верхний электрод; 2— САП; 3— ниж-
ний электрод; 4 — переходная зона
САПа; 5 — литая зона САПа; 6 —сва-
рочный трансформатор
Толщина планирующего слал °/о на старону
Рис. 85. Зависимость проч-
ности соедине-
ния плакирующего
слоя металла и
САПа:
1 — САП с неболь-
шим содержанием
А12О3; 2 — алюми-
ний; 3 — АМг; 4 —
Амц
точечной и роликовой сварке (табл. 50). Увеличение исходной
толщины плакирующего материала против значений, необхо-
димых для сварки, объясняется некоторым уменьшением его
толщины в процессе горячей прокатки и необходимостью под-
готовки поверхности листов перед сваркой.
Данные табл. 49 положены в основу разработки техноло-
гии прокатки плакированного САПа в производственных
условиях.
На рис. 85 представлена зависимость усилия отрыва точек
от толщины плакирующего слоя при сварке листов САПа
1,5 + 1,5 мм. График показывает, что при небольшой толщине
плакирующего слоя (2—2,5% от толщины листа на сторону)
прочность соединений САПа неудовлетворительная. Плакиро-
вание САПа материалами типа САП с небольшим содержанием
окиси алюминия (кривая /), а также алюминием (кривая 2)
не позволяет получить высокой прочности соединения даже
при толщине плакирующего слоя 10—13% на сторону.
Сплавы типа АМг (кривая 5) при толщине плакирующего
слоя 11 —12% дают удовлетворительные по прочности соеди-
нения, но устойчивость результатов оказывается недостаточной.
Рис. 86. Схема форми-
рования сварной
точки САПа с
алюминиевым
сплавом:
/—верхний элек-
трод; 2 — САП;
3 — алюминиевый
сплав; 4 — ниж-
ний электрод; 5—
литое ядро; 6 —
сварочный транс-
форматор
ТАБЛИЦА 49. ТОЛЩИНА ПЛАКИРУЮЩЕГО СЛОЯ
ИЗ СПЛАВА АМц НА ЛИСТАХ САПа
Толщина листа, мм Наименьшая допустимая толщина плакирующего слоя на сторону, необ- ходимая для сварки, в процентах к толщине листа Толщина планшетов на сторону в процентах к общей толщине пакета
0,5 7,0 8,0 10,0—11,0
1,0 6,5—7,5 9,0—10,0
1,5 6,7 8,5—9,5
2,0 5,5—6,5 8,0—9,0
2,5 5,0—6,0 7,5—8,5
3,0 4,5—5,5 7,0—8,0
Лучшие результаты получены при плакировании САПа спла-
вом АМц (кривая 4).
Критическая толщина плакирующего слоя, обеспечивающая
стабильные результаты по разрушению сварных соединений
с вырывом точек, составляла 5—6%.
Сварные соединения листов плакированного САПа обладают
высокой прочностью при комнатной температуре и значитель-
ной теплопрочностью при температуре 500° С (табл. 50). При
технологической пробе образцы разрушаются с вырывом свар-
ного шва и имеют стабильное качество.
ТАБЛИЦА 50. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ТОЧЕЧНЫХ
СОЕДИНЕНИЙ ОБРАЗЦОВ ИЗ ПЛАКИРОВАННОГО
ЛИСТОВОГО САП-1 ТОЛЩИНОЙ 1,4 мм
Вид испытания Температура испытания, °C Время выдерж- ки при испыта- нии, мин Разрушающая нагрузка, н (кГ) Диаметр соеди- нения (средний), мм Характер раз- рушения
максималь- ная минималь- ная средняя
20 20 3500 (357) 3067 (313) 3283 (335) 6,1
Срез | 350 20 2070 (210) 1666 (170) 1862 (190) 6,2 | Срез
500 20 784 (80) 686 (70) 735 (75) 6,2
Отрыв 20 — 1274 (130) 1078 (НО) 1176 (120) 6,2 Вырыв точек
Таким образом, плакирование САПа позволило разрешить
не только технологическую проблему значительного улучше-
ния качества листов при снижении их себестоимости, но и
проблему свариваемости листов САПа контактной электро-
сваркой.
Разработка плакированного САПа и нового способа кон-
тактной электросварки его позволили разрешить проблему
соединения листов САП с другими алюминиевыми сплавами:
Д16, АМг, Д19 и др.
На рис. 86 представлена схема формирования сварной точки
САПа с алюминиевым сплавом. Под действием протекающего
тока происходит расплавление и перемешивание плакирующего
слоя САПа и сопряженного материала с образованием общей
ванны. В результате взаимодействия расплава с поверхностью
САПа и последующей совместной кристаллизации образуется
прочное сварное соединение.
6. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
ИЗ ПЛАКИРОВАННОГО САПа
В табл. 51 и 52 приведены минимальные усилия среза
точек плакированного САПа.
ТАБЛИЦА 51. МИНИМАЛЬНЫЕ РАЗРУШАЮЩИЕ УСИЛИЯ
СРЕЗА ПЛАКИРОВАННОГО САПа, н (кГ)
Наименьшая толщина листа в пакете, мм Температура испытаний, °C
20 350 500
0,8 1176 (120) 735 (75) 392 (40)
1,0 1764 (180) 980 (100) 539 (55)
1,2 2450 (250) 1372 (140) 686 (70)
1,5 3430 (350) 1862 (190) 882 (90)
2,0 4606 (470) 2744 (280) 1078 (ПО)
1 2,5 5880 (600) 3920 (400) 1372 (140)
Сравнение данных таблицы с разрушающими усилиями для
других материалов показывает, что прочность сварных точек
плакированного САПа при 20° С находится на уровне сплава
АМгб. При температуре 500° С разрушающая нагрузка на точку
уменьшается в 3—4 раза, основной материал в этом интервале
температур снижает предел прочности на разрыв с 294—
343 Мн/м* (30—35 кГ/жж2) до 39—54 Мн/м2 (4—5,5 кГ/жж2)
для САП-1 (т. е. более чем в 6 раз). Сравнение прочности точек
в плакирующем слое сплава АМц с прочностью плакирующего
материала дает еще более яркую картину. В интервале темпе-
ратур 200—500° С сплав АМц уменьшает прочность более чем
в 15 раз, тогда как литая зона сварной точки всего лишь
в 3—4 раза.
ТАБЛИЦА 52. МИНИМАЛЬНАЯ ПРОЧНОСТЬ ОДНОТОЧЕЧНЫХ
СОЕДИНЕНИЙ ПЛАКИРОВАННЫХ ЛИСТОВ САПа
С АЛЮМИНИЕВЫМИ СПЛАВАМИ ПРИ ИСПЫТАНИИ НА СРЕЗ1
Материал и толщина листов, мм Усилие среза точек, н (кГ), при темпе- ратурах, °C
20 350 500
САП (1,0)+АМг6 (1,0) 1813 (185) 931 (95) 490 (50)
САП (1,5)+АМг6 (1,5) 3528 (360) 1813 (185) 784 (80)
САП (1,5) + Д16 (2,0) 3626 (370) 1764 (180) 735 (75)
САП (0,8)+Д19 (0,8) 1274 (130) 735 (75) 343 (35)
САП (1,2)+Д19 (1,2) 2548 (260) 1372 (140) 588 (60)
САП (1,5)4-Д19 (1,5) 3626 (370) 1764 (180) 735 (75)
1 Усилия даны для соединений с номинальным размером . и 30-мин выдержкой при испытаниях. литой зоны
Испытания сварных соединений на отрыв при комнатной
температуре свидетельствуют о высокой прочности металличе-
ской связи между соединяемыми листами. Усилие отрыва точек
составляет обычно не менее 35—45% от усилия среза. Природа
высокой прочности и теплопрочности соединений САПа в пла-
кирующем слое, по-видимому, связана с упрочнением границ
зерен литого металла плакировки за счет некоторого перехода
окислов алюминия в шов при сварке, с более высокой тепло-
прочностью литого плакирующего металла по сравнению с де-
формированным и с особыми условиями работы тонкой пла-
стичной прослойки в стыке между твердыми и прочными мате-
риалами.
Прочность сварных точечных соединений при прочих рав-
ных условиях увеличивается, если переход макро- и микро-
участков САПа в шов происходит в большей степени.
Сварка САПа в плакирующем слое имеет еще то преимуще-
ство, что несущая способность листа в месте сварки практи-
чески не меняется от расположения связующих точек даже при
роликовой электросварке, в то время как несущая способ-
ность деталей из дюралюминия снижается на 30—35%.
В табл. 51 приведены минимальные значения разрушающих
нагрузок при испытании на статический срез соединений САПа
с другими алюминиевыми сплавами. Прочность сварных то-
чек САПа с алюминиевыми сплавами на отрыв при комнатной
температуре составляет 30—35% от прочности на срез. Устой-
чивость прочностных показателей соединений САПа в плаки-
рующем слое не уступает обычным соединениям с образованием
литого ядра.
ПРИЛОЖЕНИЯ
СВОЙСТВА ДЕФОРМИРУЕМЫХ
Сплав и состоя- ние постановки Плот- ность /п/At3 Физические и технологические свойства 1
пластичность при растяжении обработка реза- нием коррозионная стойкость
А-М 2,71 Высокая Неудовлетво- Высокая
рительная
А-Н 2,71 — То же »
АМц-П 2,73 Средняя » » »
АМц-М 2,73 Высокая » » »
АМг-П 2,67 Средняя Удовлетво- »
рительная
АМг-М 2,67 Высокая Неудовлетво- »
рительная
АМгб-М 2,65 » Хорошая »
АМцбЬМ 2,65 » » »
АД31-Т1 2,70 » Удовлетво- »
рительная
• АДЗЗ-Т1 2,70 Средняя То же »
АД35-Т1 2,70 » » » »
АВ-М 2,69 Высокая Неудовлетво- »
рительная
АВ-Т1 2,69 Средняя Удовлетво- »
рительная .4
АВ-Т 2,69 » То же »
Д1-Т плак. 2,80 » » » »
Д1-Т 2,80 » » » Средняя
Д1-М 2,80 » » » »
Д16-Т плак. 2,80 » » » Высокая
Д16-Т 2,80 » » » Средняя
Д16-М 2,80 » » » »
Д18-Т 2,75 Высокая » » »
Д18-М 2,75 » Неудовлетво- »
рительная
В65-Т 2,75 » Удовлетво- »
рительная
АК8-Т1 2,80 Низкая Хорошая Низкая
В95-Т1 2,79 Средняя » Средняя
В95-М 2,85 » Удовлетво- »
рительная
В92-Т 2,85 Высокая То же Удовлетво-
рительная
2
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Механические свойства
предел предел предел
прочно- предел В . Л ф ч s прочно- предел твердость ударная пропор-
сти при теку- сти при выносли- по Бри- вязкость циональ-
растя- чести Ф х срезе вости нелю Мн/м ности при
жении Мн/м2 Q ® Мн/м2 Мн/м2 (кГм/см2) сжатии
Мн/м2 (кГ/мм2) о g (кГ/'мм2) (кГ/мм2) (кГ/мм2) Мн/м2
(кГ/мм2) S ь о >> (кГ/мм2)
88 (9) 29,4 (3) 30 59 (6) 39 (4) 245 (25) — —
137 (14) 98 (10) 12 78 (8) 49 (5) 314 (32) — —
157 (16) 127 (13) 10 98 (10) 64 (6,5) 312 (40) — —
127 (13) 49 (5) 23 69(7) 54 (5,5) 294 (30) — —
245 (25) 206 (21) 6 147 (15) 132 (13,5) 588 (60) — —
196 (20) 98 (10) 23 116 (12) 122 (12,5) 392 (40) — —
314 (32) 157 (16) 15 — — — — —
392 (40) 235 (24) 11 — 115 (11,7) — — 137(14)
196 (20) 147 (15) 10 147 (15) 88 (9) 784 (80) — 137 (14)
265 (27) 225 (23) 10 186 (19) 141 (14,4) 882 (90) 0,34 (3,5) 176 (18)
314 (32) 274 (28) 10
127(13) — 30 69 (7) 44 (4,5) 294 (30) — —
323 (33) 274 (28) 12 206 (21) 138 (14,1) 931 (95) — —
245 (25) 206 (21) 13 — — — — —
372 (38) 216 (22) 18 — — 980 (100) — .—
412 (42) 235 (24) 18 235 (24) 141 (14,4) 980 (100) 0,27 (3) 186 (19)
206 (21) 108 (11) 18 127 (13) 73 (7,5) 441 (45) —
421 (43) 294 (30) 18 225 (23) — 105 —
461 (47) 323 (33) 17 284 (29) 124 (12,7) 1029 (105) 0,27 (3) 245 (25)
206 (21) 108 (11) 18 127 (13) — —
294 (30) 167 (17) 24 186 (19) 93 (9,5) 686 (70)
157 (16) 59 (6) 24 — — 372 (38)
392 (40) — 20 245 (25) 45 (4,6) —
480 (49) 372 (38) 13 — 122 (12,5) 1274 (130)
588 (60) 539 (55) 12 — 157 (16) 1470 (150) 0,11 (1,1)
255 (26) 127 (13) 13 — — —
353 (36) 196 (20) 20 — — —
306
. ПРИЛОЖЕНИЕ 2
МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НЕКОТОРЫХ ДЕФОРМИРУЕМЫХ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
ПРИ КОМНАТНОЙ И ПОВЫШЕННЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Темпера- тура, °C Свойства Марка сплава и состояние
А-М АМц-М АМг-М Д1-Т | Д1б-т
25 Предел прочности при растяжении, Мн/м2 (кГ/мм2) Предел текучести, Мн/м2 (кГ/мм2) Относительное удлинение, % . . . 88 (9) 34 (3,5) 45 ИЗ (11,5) 39 (4,0) 40 201 (20,5) 98 (10) 30 426 (43,5) 274 (28) 20 470 (48) 309 (31,5) 22
150 Предел прочности при растяжении, Мн/м2 (кГ/мм2) Предел текучести, Мн/м2 (кГ/мм2) Относительное удлинение, % . . . 54 (5,5) 24,5 (2,5) 65 78 (8) 343 (3,5) 47 157 (16) 93 (9,5) 55 274 (28) 235 (24) 16 289 (29,5) 240 (24,5) 21
200 Предел прочности при растяжении, Мн/м2 (кГ/мм2) Предел текучести, Мн/м2 (кГ/мм2) Относительное удлинение, % . . . 39,2 (4) 19,6 (2) 70 54 (5,5) 29,4 (3) 50 123 (12,5) 78 (8) 65 176(18) 147 (15) 15 191 (19,5) 157(16) 25
260 Предел прочности при растяжении, Мн/м2 (кГ/мм2) Предел текучести, Мн/м2 (кГ/мм2) Относительное удлинение, % . . . 24,5 (2,5) 14,7 (1,5) 85 39,2 (4) 245 (2,5) 60 83 (8,5) 54 (5,5) 100 88 (9) 64 (6,5) 35 98 (10) 68,5 (7) 40
315 Предел прочности при растяжении, Мн/м2 (кГ/мм2) Предел текучести, Мн/м2 (кГ/мм2) Относительное удлинение, % . . . 19,6 (2) 9,8(1) 90 29,4 (3) 19,6 (2) 60 54 (5,5) 34,3 (3) 105 39,2 (4) 24,5 (2,5) 90 54 (5,5) 39,2 (4) 65
370 Предел прочности при растяжении, Мн/м2 (кГ/мм2) Предел текучести, Мн/м2 (кГ/мм2) Относительное удлинение, % . . . 9,8 (1) 4,9 (0,5) 95 19,6 (2) 14,7 (1,5) 60 34,3 (3,5) 19,6 (2) 120 29,4 (3) 19,6 (2) 100 29,4 (3) 24,5 (2,5) 100
УДЕЛЬНАЯ ПРОЧНОСТЬ СОВРЕМЕННЫХ КОНСТРУКЦИОННЫХ
МАТЕРИАЛОВ В СРАВНЕНИИ С АЛЮМИНИЕВЫМИ
СПЛАВАМИ
Материал Расчетное сопро- тивление о Мн/м2 (т/дм2) Удельный вес у Мн/м3 (т/дм3) Удельная прочность o/y
Дерево (сосна) . . . Бетон марки 300 . . Железобетон мар- ки 400 Сталь марки Ст. 3 Сталь марки 15ХСНД Алюминиевый сплав марки Д1-Т То же, марки Д16-Т 13 000 (1300) 13 000 (1300) 17 000 (1700) 210 000 (21 000) 290 000 (29 000) 200 000 (20 000) 2 650 000 (26 500) 7 (0,7) 24 (2,4) 25 (2,5) 78,5 (7,85) 78,5 (7,85) 28 (2,8) 28 (2,8) 185 500 (1855) 5 420 (542) 6 800 (680) 26 750 (2675) 37 000 (3700) 71 500 (7150) 94 600 (9460)
ПРИЛОЖЕНИЕ 4
ДОПУСКАЕМЫЕ ОТКЛОНЕНИЯ ОТ НОМИНАЛЬНЫХ РАЗМЕРОВ
ДЛЯ ЛИСТОВ ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
(ПО ГОСТ 1946—60), мм
Тол- Ширина, мм
щина мм 400 и 500 600 800 1000 | 1200 | 1400 | 1500 | 2000
0,3 Допу —0,05 скаем ы е о т к лоне н И Я п 0 Т О Л ] щ и н е
0,4 0,5 —0,05 —0,05 —0,05 —0,08 —0,10 —0,12 — —
0,6 —0,05 —0,06 —0,10 —0,12 —0,12 — — —
0,8 —0,08 —0,08 —0,12 —0,12 —0,13 —0,14 —0,14 —
1,0 —0,10 —0,10 —0,15 —0,15 —0,16 —0,17 —0,17 —
1,2 —0,10 —0,10 —0,15 —0,15 —0,16 —0,17 —0,17 —
1,5 —0,15 —0,15 —0,20 —0,20 —0,22 —0,25 —0,25 —0,27 ’
1,8 —0,15 —0,15 —0,20 —0,20 —0,22 —0,25 • —0,25 —0,27
2,0 —0,15 —0,15 —0,20 —0,20 —0,24 —0,26 —0,26 —0,28
2,5 —0,20 —0,20 —0,25 —0,25 —0,28 —0,29 —0,29 —0,30
3,0 —0,25 —0,25 —0,30 —0,30 —0,33 —0,34 —0,34 —0,35
3,5 —0,25 —0,25 —0,30 —0,30 —0,34 —0,35 —0,35 —0,36
4,0 —0,25 —0,25 —0,30 —0,30 —0,36 —0,36 —0,36 —0,37
5,0 —0,30 —0,30 —0,35 —0,35 —0,36 — —0,37 —
6,0 —0,30 —0,30 —0,40 —0,40 —0,41 — —0,42 —
7,0 —0,30 —0,30 —0,40 —0,40 —0,42 — —0,43 —
8,0 —0,35 —0,35 —0,45 —0,45 —0,46 —0,47 —
9,0 —0,35 —0,35 —0,45 —0,45 —0,47 — —0,48 —
10,0 —0,40 —0,40 —0,50 —0,50 —0,50 — —0,50 —
Допускаемые от клоне ? н и я по ши р и н е
f ±1 1 +5 1 —3 1 +5 1 —3 1 ±1” 1 +10 1 —5 1 ±+ 1 + 1 +10 1 —5
Доп у с к а е м ы е о " Г К Л О н е н и я подл ине
1 + 1 ±? I +25 1 -5 1 +25 1 -5 I +25 1 —5 1 ++ 1 +25 1 .-^5 l±t
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА ТРЕНИЯ ПРИ ПРОКАТКЕ
АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
При горячей прокатке, по данным Э. Р. Шора [89]
Вид смазки Коэффи- циент трения Примечание
Без смазки 0,48 Температура нагрева об-
Масло Banop Т-4-10% графита 0,096 разцов 420° С. Температу-
Масло Вапор Т-|-20% графита 0,09 ра нагрева штампов 400° С.
Смазка МС 1 0,102 Все смазки, за исключе-
Смазка Bq 0,105 нием Во, наносились на за-
Церезин 0,165 каленные обезжиренные
Церезин-|-10% графита .... Силиконовая смазка-|-20% гра- 0,093 плитки из штамповой стали. Смазка Во наносилась пу-
фита Фтор пласт 0,19 0,10 тем распыления
1 Смазка МС — масляная суспензия коллоидного графита.
8 Смазка Во — водная суспензия коллоидного графита.
Обе смазки производятся Воскресенским химическим заводом.
При холодной прокатке
а — по данным Е. П. Демина [90]
Металл Без смазки При смазке машинным маслом Металл Без смазки При смазке машинным маслом
Сталь марки Ст. 3 0,101 0,058 Нихром 0,100 0,083
Медь 0,089 0,054 Титан кальциетер-
Дюралюминий мар- мический (99,3% Ti) 0,119 0,096
ки Д16 0,068 0,053 Молибден .... 0,103 0,087
Цирконий йодид- Тантал 0,110 0,088
ный (99,6% Zr) . . 0,179 0,139 Ниобий 0,159 0,123
б — по данным Е. С. Рокотяна [43]
Металл Вид смазки
без смазки керосин минеральное масло
Сталь марки Юкп 0,16—0,24 0,12—0,14 0,08—0,10
Медь 0,16—0,20 0,10—0,12 0,08—0,10
Алюминий . 0,16—0,24 0,08—0,12 0,06—0,07
Латунь (наклепанная) .... 0,10—0,12 0,05—0,06 0,04—0,05
Цинк 0,20—0,24 0,10—0,12 —
ОБЖАТИЕ ПРИ ПРОКАТКЕ СЛЯБОВ ИЗ СПЛАВА МАРКИ Д16
№ пропуска Обжатие, %, при ши- рине, мм № пропуска Обжатие, %, при ши- рине, мм
2150 1330 и 1650 1 2150 1 1330 и 1650
1—4 8—10 10 13 25—30 20—45
5—9 15—22 28—25 14 25 —
10—12 23—35 30—40 15 1 1 20 —
ПРИЛОЖЕНИЕ 7
ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ОДНО КЛЕТЕВОГО ЧЕТЫРЕХВАЛКОВОГО
ПОЛОСОВОГО СТАНА ПРИ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКЕ 1
Пропуск Начальная тол- щина, мм Конечная тол- щина, мм Абсолютное обжатие, мм Относительное обжатие, % Длина полосы, м Скорость про- катки, м/сек Продолжитель- ность прокатки сек Коэффи- циент вытяжки
пропуски паузы 2 общая за про- пуск суммар- ное
1 6 4,85 1,15 19 49 2,0 33 50 83 1,24 1,24
2 4,85 3,6 1,25 26 66 2,0 41 100 141 1,35 1,67
3 3,6 2,5 1,1 31 95 2,5 48 50 98 1,44 2,40
4 2,5 1,9 0,6 24 125 2,5 60 100 160 1,32 3,17
5 1,9 1,39 0,51 27 171 3,0 69 50 119 1,37 4,34
6 1,39 1,0 0,6 29 240 3,0 92 100 192 1,39 6,03
1 Рулоны из сплава Д16 массой 1700 кг, шириной 2550 мм с начальной
толщиной 6 мм. Размеры валков 640/1370X2840 мм; число прокатанных ру-
лонов — 4,53 шт/ч.
2 С учетом разгона и торможения стана при ускорении валков 0,2 м/сек*,
полезной загрузки — 6,56 т/ч и торможении валков 0,3 м/сек*.
_________________________
ПРИЛОЖЕНИЕ 8
МАРШРУТ ПРОКАТКИ КЛИНОВИДНЫХ ЛИСТОВ СПЛАВА Д16
Пропуск Размер листа до пропуска Размер листа после пропуска Клиновидность мм/м
1 110—100 105—90 1,4
2 105—90 102—75 1,0
3 102—75 100—65 0,9
Промежуточный отжиг
4 100—65 97—45 1,15
5 97—45 95—30 1,0
6 95—30 93—21 0,95
ТЕХНИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ
НА ПОСТАВКУ ЛИСТОВ ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ
ИЗ СПЛАВА Д16Н-Т (СТУ 134—55)
Размеры листов, мм
1. 3,5X2,3X700X2900
2. 3,5X2,45X720X2500
3. 3,5X2,45X700X2500
4. 3,5X2,7X400X1900
5. 3,0X1,6X720X3400
6. 3,0X1,6X680X3400
7. 3,0X1,87X720X2700
8. 3,0X2,2X600X2000
9. 2,5X1,5X600X2400
10. 2,1X1,26X600X2000
11. 1,6X0,16X600X1500
Клиновидность по толщине 0,42 мм на метр длины листа.
Толщина и клиновидность проверяется через 1 м вдоль листа с одной его
стороны.
Допуски на толщину листов устанавливаются +0,2 мм.
Допуск на ширину, мм +10
—5
Допуск на длину, мм +50
Толщина плакирующего слоя алюминия на каждой сто-
роне листа составляет:
для листов, имеющих толщину тонкого конца до 2,5 мм, не менее 4% от
общей толщины листа;
для листов, имеющих толщину тонкого конца более 2,5 мм, не менее 2%
от общей толщины листа.
ПРИЛОЖЕНИЕ 10
Нормаль АМТУ 308—51
ЛИСТЫ ГОРЯЧЕКАТАНЫЕ ИЗ АЛЮМИНИЯ
И АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ.
ТЕХНИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ
I. ОПРЕДЕЛЕНИЕ
1. Настоящая нормаль распространяется на листы горячекатаные из алю-
миния и алюминиевых сплавов марок Д16А, Д1А, ДВА, В95А, АМцА; АМгА,
АД и АД1.
II. ТЕХНИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ
Состояние поставки
2. Листы поставляются в состоянии после горячей прокатки без тер-
мической обработки.
3. Листы из сплавов В95А, Д16А и Д1А поставляются с плакировкой.
Требования к плакировке должны соответствовать для сплавов марок Д1А
и Д16А ГОСТ 4977—52, а для сплава марки В95А нормали АМТУ 253—48.
Химический состав
4. Химический состав сплавов должен удовлетворять требованиям ГОСТ
4784—49 «Сплавы алюминиевые деформируемые. Марки».
Механические свойства
5. Механические свойства термически обработанных образцов, вырезан-
ных поперек направления прокатки из листов сплавов Д16А, Д1А, В95А
должны удовлетворять требованиям, указанным в таблице.
6. Механические свойства образцов, вырезанных поперек направления
прокатки из листов сплавов АМцА, АМгА, АД, АД1, в состоянии поставки
должны удовлетворять требованиям, указанным в таблице.
ЛИСТЫ ГОРЯЧЕКАТАНЫЕ ИЗ АЛЮМИНИЯ
И АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ.
ТЕХНИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ
Марка сплава Толщина мм Состояние образцов Механические свойства (не менее)
предел прочно- сти при растя- жении, кТ!ммг предел текуче- сти при растя- жении, кГ{ммг относительное удлинение при 6 = 11,3 VF, %
Д16А 5—10 Закаленные и есте- 42,0 26,0 10,0
ственно состаренные
Д1А 5—10 То же 36,0 19,0 12,0j
ДВА 5—10 » » 18,0 — 14,0
ДВА 5—10 Закаленные и искус- 30,0 — 7,0
ственно состаренные
В95А 5—10 То же 50,0 42,0 6,0
АД и АД1 5—10 Горячекатаные 7,0 — 18,0
АМцА 5—10 » 11,0 — 10,0
АМгА 5—10 » 18,0 — 7,0
Примечания: 1. По согласованию с заказчиком листы могут по-
ставляться без механических испытаний.
2. По согласованию между поставщиком и заказчиком листы из сплава
марки АМцА могут поставляться с показателем относительного удлинения
не менее 15%.
Размеры и допуски
7. Размеры листов должны соответствовать требованиям ГОСТ 1946—50
«Листы из алюминия и алюминиевых сплавов. Сортамент».
Состояние поверхности
8. Листы должны быть обрезаны по кромкам ровно, чисто, без заусенцев
и не иметь расслоений.
ЛИСТЫ ГОРЯЧЕКАТАНЫЕ ИЗ АЛЮМИНИЯ
И АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ.
ТЕХНИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ
9. На поверхности листов допускаются: вмятины, забоины, царапины,
отпечатки от валков и закаты, если глубина их не превосходит половины ми-
нусового допуска на толщину листа и не нарушает плакирующий слой, а также
местные налипы и шероховатость поверхности.
10. Допускается зачистка дефектов поверхности в пределах половины
минусовых допусков, но не нарушающая плакирующего слоя.
11. Выкатка листов должна отвечать следующим требованиям: при ширине
листов от 500 мм до 1500 мм отставание от плоскости посередине длинных сто-
рон допускается не более 25 мм; коротких — не более 45 мм; хлопуны и общая
волнистость в середине всей площади для листов шириной до 1200 мм — не
более 25 мм; для листов шириной свыше 1200 мм — не более 30 мм.
Примечание. Нормы допустимого отставания листа по коротким
сторонам относятся и к участкам длинных сторон на расстоянии до 300 мм
от углов листа.
III. ПРАВИЛА ПРИЕМКИ, СОСТАВЛЕНИЕ ПАРТИЙ
12. Листы предъявляются к приемке партиями, состоящими из листов
одного размера, одного сплава, в горячекатаном состоянии. Вес партии не
ограничивается.
Контроль химического состава
13. Каждую плавку сплава (в том числе и алюминия для плакировки)
перед запуском слитков в производство подвергают химическому анализу
и определяют содержание основных элементов и основных примесей. Допу-
скается повторный химический анализ.
Контроль размеров и состояния поверхности
14. Контролю по размерам, допускам, состоянию поверхности и плоско-
стности подвергают каждый лист.
Контроль механических свойств
15. Листы, поставляемые в горячекатаном состоянии, подвергают испы-
танию на разрыв в количестве 10% от партии.
16. Для определения предела текучести испытывают 2% листов от партии,
17. В случае неудовлетворительных результатов испытания производят
поштучное испытание листов партии, в которой обнаружен выпад. При по-
штучном испытании определяют все показатели механических свойств в пол-
ном объеме с отбраковкой листов, не выдержавших испытания.
18. Форма и размеры образцов должны удовлетворять требованиям нор-
мали АМТУ 293—50.
IV. УПАКОВКА, МАРКИРОВКА И ТРАНСПОРТИРОВКА
19. На принятых листах ставят клеймо ОТ К завода-поставщика, а также
клеймо с указанием марки сплава, состояния поставки и номера партии.
20. Каждый лист перекладывают провазелиненной бумагой с последую-
щей конвертовкой всей пачки листов влагонепроницаемой бумагой и упако-
вывают в ящики в соответствии с требованиями нормали АМТУ 255—48.
Листы транспортируют в крытых вагонах.
21. Технические документы, устанавливающие марку сплава и состояние
поставки, номер партии, размер листов, максимальные и минимальные меха-
нические свойства этой партии, должны направляться заводу-потребителю
почтой одновременно с партией листов или могут быть выданы приемщику
на руки.
ПРИЛОЖЕНИЕ 11
ЛИСТЫ ОБШИВОЧНЫЕ ИЗ АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА
МАРКИ Д16 ПОВЫШЕННОГО КАЧЕСТВА
(проект технических условий)
Технические условия распространяются на обшивочные листы из алюми-
ниевого сплава марки Д16 повышенного качества, предназначенные для поли-
рованной обшивки пассажирских самолетов.
I. СОРТАМЕНТ
1. Размеры листов и допускаемые отклонения по толщине, ширине и длине
должны удовлетворять требованиям ГОСТ—50 и АМТУ 375—56.
II. ТЕХНИЧЕСКИЕ ТРЕБОВАНИЯ
2. Химический состав сплавов должен удовлетворять требованиям ГОСТ
4784—49.
3. Химический состав плакировки и толщина плакирующего слоя должны
удовлетворять требованиям ГОСТ 4977—52 или АМТУ 382—57.
4. По состоянию поставки листы разделяются на:
а) отожженные обшивочные МВС (Д16МВС);
б) закаленные и естественно состаренные обшивочные ТВС (Д16ТВС);
в) нагартованные после закалки и естественного старения обшивочные
ТНВС (Д16ТНВС).
5. Механические свойства образцов, вырезанных из листов в направлении
поперек прокатки, в зависимости от толщины плакирующего слоя должны
удовлетворять требованиям табл. 1 ГОСТ 4977—52 или табл. 1 АМТУ 382—57,
6. Листы должны быть ровно обрезаны по кромке и не иметь заусенцев.
7. На поверхности листов не допускаются: трещины, рванины, неметал-
лические включения, пузыри от пережога, расслоения, изломы, пятна корро-
зионного происхождения, налет селитры, обнаруженные от плакировки уча-
стки, диффузионные пятна, пятна от выгоревшей смазки и размытые белова-
тые пятна, образовавшиеся при закалке (если они не удаляются при контроль-
ном травлении в 5—6%-ном растворе NaOH при температуре 50° С в течение
1 мин с последующим осветлением в 30%-ном растворе азотной кислоты),
и крупнокристаллическая структура.
8. У каждого обшивочного листа устанавливают лицевую сторону,
которая должна иметь минимальное количество дефектов.
9. На лицевой стороне поверхности обшивочных листов допускаются:
а) единичные царапины: у листов длиной до 4 м всех ширин и листов
длиннее 4 м при ширине до 1,5 л глубиной не более 0,02 мм-, у листов длин-
нее 4 м при ширине выше 1,5 м глубиной не более 0,03 мм.
б) групповые царапины в количестве одной группы на 2 м2 поверхности
у листов длиной до 4 л всех ширин и листов длиннее 4 м при ширине до 1,5 м\
у листов длиннее 4 м при ширине не выше 1,5 м в количестве одной группы
на 1 м2 поверхности. Одна группа должна содержать не более четырех цара-
пин, которые укладываются в квадрате 150X150 мм. Длина единичных цара-
пин не должна превышать 100 мм. У плакированных листов царапины, кроме
того, не должны выводить лист за пределы толщины плакирующего слоя;
в) металлические мелкие закаты общей площадью не более 50 мм2 на 1 м2
поверхности листа, для листов шириной более 1,5 м и расположенные по кром-
кам на расстоянии не более 100 мм. В случае выкрашивания закатов глубина
гнезда от выкрашивания не должна выходить за пределы половины допуска
на толщину листа;
г) пузыри площадью каждый не более 5 мм2 и общей площадью не более
200 мм2 на 1 м2 поверхности листа;
д) цвета побежалости;
е) у листов всех длин потертость не более балла 1 по эталону. Количество
потертостей допускается не более одной на квадратный метр поверхности лице-
вой стороны.
10. На стороне, противоположной лицевой стороне поверхности обшивоч-
ных листов, допускаются:
а) единичные царапины глубиной не более 0,05 мм, а также групповые
царапины, причем в каждой группе должно быть не более пяти царапин,
укладывающихся в квадрате 200X200 мм. У плакированных листов цара-
пины, кроме того, не должны выводить лист за пределы толщины плакирую-
щего слоя;
б) мелкая насечка, удаляемая при контрольной зачистке тонким порош-
ком пемзы и не нарушающая у плакированных листов плакирующего
слоя;
в) металлические мелкие закаты общей площадью не более 50 мм2 на 1 м2
поверхности листа для листов шириной более 1500 мм. В случае выкрашива-
ния закатов глубина гнезда от выкрашивания не должна выходить за пре-
делы половины допуска на толщину листа;
г) пятна и полосы от эмульсии, если занимаемая ими площадь составляет
не более 3% от площади листа;
д) светлые блестящие полосы с гладкой поверхностью (без надрывов);
е) пузыри площадью каждый не более 10 мм2 и общей площадью не более
40 мм2 на 1 м2 поверхности листа;
ж) отпечатки от валков в виде мелких вмятин, если они не выходят за
пределы половины минусового допуска на толщину листа;
з) темные полосы;
и) цвета побежалости;
к) отпечатки от валков в виде штрихов длиной не более 10 мм;
л) у листов длиной менее 4 м потертость не более балла 3, а длиной бо-
лее 4 м потертость не более балла 4 по эталону.
III. УПАКОВКА
11. Листы длиной до 4 м должны быть смазаны смазкой КП-15 по ГОСТ
9185—59 и перекладываются сухой бумагой.
12. Партия крупногабаритных листов длиной более 4 м должна быть
смазана смазкой КП-15 по ГОСТ 9185—59, перекладываться промасленной
бумагой и упаковываться в деревянные сплошные ящики. Конструкция ящи-
ков должна быть прочной и жесткой.
13. Все прочие требования в части выкатки, правил приемки, методов
испытаний, маркировки, а также технической документации должны отвечать
требованиям ГОСТ 4977—52.
ПРИЛОЖЕНИЕ 12
ТЕХНИЧЕСКИЕ ТРЕБОВАНИЯ К МАТЕРИАЛАМ
ТРАНСПОРТИРУЮЩИХ УСТРОЙСТВ И УЗЛОВ
ПРИ ПРОКАТКЕ ЛИСТОВ И ЛЕНТ ИЗ АЛЮМИНИЯ
И ЕГО СПЛАВОВ
А. РОЛИКИ РОЛЬГАНГОВ
I. ЛИНИЯ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ
1. Диаметр ролика ......................... 300 мм
2. Длина бочки............................. 2800 мм
3. Окружная скорость........................До 5,5 м/сек
4. Максимальная статическая нагрузка на ролик 588 н (60 кГ)
5. Температура транспортируемого металла ... До 400° С
6. Материал должен быть стойким против воздействия водной эмульсии
на смазке 59 ц/бПЗ (по ГОСТ 5702—51) и смазочных масел (трансформаторное,
веретенное и т. д.).
7. Материал не должен быть склонным к налипанию на него алюминия,
легко отмываться от грязи и алюминиевой пыли водой и эмульсией.
II. ЛИНИЯ ОБРАБОТКИ ТОЛСТОГО ЛИСТА
1. Диаметр ролика ......................... 250 мм
2. Длина бочки............................. 2800 мм
3. Окружная скорость........................До 1 м/сек
4. Максимальная статическая нагрузка на 1 ро-
лик ......................................490 н (50 кГ)
5. Температура на поверхности, контактирующей
с обрабатываемым металлом.................До 60° С
6. Материал должен быть стойким против воздействия водной эмульсии
на основе смазки 59ц, масел и керосина.
7. Материал не должен быть склонен к налипанию на него алюминия,
легко очищаться от грязи и алюминиевой пыли водой и эмульсией.
Б. РЕМНИ ТРАНСПОРТЕРОВ
, 1. Скорость движения транспортерной ленты до 3 м/сек.
2. Температура транспортируемых листов до 60° С.
3. Максимальная масса транспортируемых листов до 200 кг.
4. Количество перегибов ленты до 8.
5. Угол охвата при перегибах 120—180 град.
6. Диаметр в местах перегиба 320—900 мм.
7. Ширина лент 125 и 300 мм.
8. При работе возможно попадание на ленту технологической смазки
(керосина и веретенного масла).
9. Материал должен легко очищаться от грязи, алюминиевой пыли,
масла и не наносить дефекты на алюминиевые листы.
в. тянущие ролики
1. Окружная скорость до 2 м/сек.
2. Диаметр ролика: 150, 180, 200, 250 и 300 мм.
3. Температура металла, соприкасающегося с роликами, до 60° С.
4. При работе возможно попадание масла и керосина.
5. Тянущее усилие до 2940 н (300 кГ).
6. Рабочее давление до 196 н (20 кГ) на 1 см длины.
7. Материал не должен выкрашиваться и оставлять следы на алюминие-
вых листах.
Г. ПРИСОСЫ ПЕРЕКЛАДЫВАЮЩИХ УСТРОЙСТВ
1. Усилие прижатия к поверхности листа 441 н (45 кГ).
2. Присосы должны выдерживать груз весом 294 н (30 кГ) в течение
10 мин.
3. Материал присосов не должен оставлять отпечатков на листе и быть
маслостойким.
Д. СТОЛЫ СТАНОВ холодной прокатки
1. Удельное давление до 9,8 Мн/м2, (1 кГ/мм2).
2. Скорость перемещения полосы по столу до 4 м/сек.
3. Ширина площади соприкосновения до 2600 мм.
4. Рабочая температура полосы, соприкасающейся со столом, до 100° С.
5. Материал должен обеспечивать работу в условиях обильной смазки
эмульсией на основе смазки 59ц, а также смеси керосина и веретенного масла.
ЛИТЕРАТУРА
1. Воронов С. М. Деформируемые алюминиевые сплавы. Машгиз, 1961.
2. Справочник по обработке цветных металлов под редакцией Л. Е. Миллера.
Металл у ргиздат, 1961.
3. Добаткин В. И. Слитки алюминиевых сплавов. Свердловск, Ме-
таллургиздат, 1960.
4. В е й н и к А. И. Тепловые основы теории литья. Машгиз, 1963.
5. Д о б а т к и н В. И. Непрерывное литье и литейные свойства сплавов.
Оборонгиз, 1948.
6. Л и в а н о в В. А. Металлургические основы непрерывного литья. Сб.
трудов технологической конференции. Оборонгиз, 1945.
7. Ливанов В. А. Литье крупных слитков для производства листов
из алюминиевых сплавов. Сб. «Алюминиевые сплавы». Оборонгиз, 1955.
8. П е т р о в Д. А. Вопросы теории сплавов алюминия. Металлургиздат,
1961.
9. Алюминиевые сплавы, вып. 3. Деформируемые сплавы, под редакцией
Фридляндера И. Н. Машиностроение, 1964, с. 6, 46, 70.
10. П а в л о в С. Е. Коррозия дюралюмина. Оборонгиз, 1949.
11. Колпашников А. И. Цветные металлы, 1959, № 4, с. 64.
12. Г у б к и н С. И. Теория обработки металлов давлением. Металлург-
издат, 1947.
13. Це л и к о в А. И. Теория расчета усилий в прокатных станах. Метал-
лургиздат, 1963.
14. П а в л о в И. М. Теория прокатки. Металлургиздат, 1950.
15. П о л у х и н П. И., Федосов Н. М., Королев А. А., Ма-
твеев Ю. М. Прокатное производство. Металлургиздат, 1960.
16. Тарковский И. Я. Формоизменение при пластической обработке
металлов. Металлургиздат, 1954.
17. Т о м л е н о в А. Д. Теория пластических деформаций металлов. Маш-
гиз, 1951.
18. Це л и к о в А. И. и др. Прокатные станы, кн. 83. Машгиз, 1956.
19. Целиков А. И. Энциклопедический справочник «Машиностроение»,
т. 8. Машгиз, 1950, с. 5—16.
20. Ц е л и к о в А. И. О распределении деформации по сечению прокаты-
ваемого металла. Сб. «Прокатные станы», кн. 73. Машгиз, 1955, с. 217.
21. Ц е л и к о в А. И. Сталь, 1944, № 5—6, с. 158.
22. Ц е л и к о в А. И. Прокатные станы. Металлургиздат, 1965.
23. Г о л у б е е в Т. М. Теория и практика металлургии, 1937, № 1, с. 203.
24. Г о л у бе в Т. М. Сталь, 1952, № 2, с. 138.
25. Зарощинский М. Л. Течение металла при прокатке в гладких
валках. Сб. «Прокатные станы», кн. 73. Машгиз, 1955, с. 202.
26. Ч е к м а р е в А. П. Сб. «Теория прокатки». Металлургиздат, 1962.
27. П е р л и н И. Л. Сталь, 1952, № 10, с. 919.
28. Ц е л и к о в А. И., Колпашников А. И., Ануфриев А. Н.
Сб. «Обработка давлением легких сплавов». Машиностроение, 1965, с. 67.
29. Колпашников А. И., Ануфриев А. Н. Сб. «Обработка давле-
нием легких сплавов». Машиностроение, 1965, с. 83.
30. К о л п а ш н и к о в А. И. Сб. трудов MATH № 28. Оборонгиз, 1955,
с. 54.
31. Колпашников А. И., Иванов И. И. Сб. трудов МАТИ № 28.
Оборонгиз, 1955, с. 26.
32. F. К a s z, Р. С. V а г-1 е у. I. Inst. Met., 1950, т. 76, N 5.
33. К о л п а ш н и к о в А. И. Плакирование сплавов типа дюралюмин,
филиал ВИНИТИ. АН СССР, 1958.
34. Б а р а н о в И. Б. Холодная сварка пластичных металлов. Машгиз,
1962.
35. С е м е н о в А. П. Схватывание металлов. Машгиз, 1958.
36. Ко н о беев с к и й С. Т. Журнал технической физики, № 13, 1943.
37. Ратнер А. И., Гегу зи н Я.Е. Физика металлов и металловедение,
1962, т. XIII, вып. 2, с. 214.
38. К р е й н д л и н Н. Н., К р У ч е р Г. Н. Производство листов и лент из
легких сплавов. Металлургиздат, 1957.
39. Колпашников А. И., Иванов И. И. Диаграммы пластичности
и сопротивления деформированию алюминиевых сплавов. Сб. трудов
МАТИ, № 28, 1955, с. 5.
40. К о р о л е в А. А. Механическое оборудование прокатных станов.
Металлургиздат, 1960.
41. М е е р о в и ч И. М. Исследование силовых параметров на нагартовочном
стане, 1680. Труды ЦНИИТМАШа, вып. 8, кн. 83. Машгиз, 1956, с. 184.
42. М е е р о в и ч И. М., Орлов В. К., Панкин В. А. Труды
ВНИИМЕТМАШа, сб. № 8, 1963, с. 128.
43. Б у р ь я н о в В. Ф., Рокотян Е. С., Гуревич А. Е. Расчет
мощности двигателей главных приводов прокатных станов. Металлург-
издат, 1962.
44. Колпашников А. И. Вопросы обработки давлением легких сплавов.
Оборонгиз, 1960, с. 14.
45. Ливанов В. А.,М у з а л е в с к и й Г. Г., Колпашников А. И.
Труды МАТИ. Оборонгиз, 1951, с. 36.
46. Ливанов В. А., Колпашников А. И., Иванов И. И.
Труды МАТИ. Оборонгиз, 1955, с. 41.
47. К о л о б н е в И. Ф. Термическая обработка алюминиевых сплавов.
Металлургия, 1966.
48. Фридляндер И. Н. Высокопрочные деформируемые алюминиевые
сплавы. Оборонгиз, 1960.
49. С е м е н е н к о Ю. Л. Машины для правки проката. Металлургиздат,
1961.
50. Мошнин Е. Н. Гибочные и правильные машины. Машгиз, 1956.
51. С о н и н А. Л. Сб. ЦНИИТМАШа, кн. 78. Машгиз, 1956, с. 30.
52. Пастернак Н. А. Исследование холодной и горячей правки металлов.
ВИНИТИ, 1959.
53. Р о к о т я н Е. С. Сб. «Вопросы обработки металлов давлением». Изд.
АН СССР, 1958.
54. Ц е л и к о в А. И. Основы теории прокатки. Металлургия, 1965.
55. Ч е к м а р е в А. П. О некоторых вопросах теории прокатки. Сб. «Теория
прокатки». Металлургиздат, 1962.
56. Александров П. А. НТО черной металлургии, т. X, 1956, с. 326.
57. И с т о м и н П. С. Прокатка цветных металлов, ч. III. Металлургиздат,
1933.
58. И в а н о в И. И. и др. Труды МАТИ. Машиностроение, 1965, стр. 18.
59. Гуревич А. Е., Рокотян Е. С. Сб. «Обработка металлов давле-
нием». Металлургиздат, 1951.
60. Шор Э. Р. Новые процессы прокатки. Металлургиздат, 1960.
61. Ц е л и к о в А. И. и др. Станы для прокатки равнопрочных профилей
переменного сечения. Машгиз, 1948.
62. Шор Э. Р. О применении полуфабрикатов переменного сечения. Техника
воздушного флота, 1948, № 4.
63. Г р а н о в с к и й С. П. Сталь, 1949, № 9, с. 807.
64. Г р а н о в с к и й С. П. Исследование процесса прокатки полос перемен-
ного сечения. Машгиз, 1949.
65. Остр и н ск и й А. С..Рубинштейн И. Б. Вестник машинострое-
ния, 1956, № 6, с. 30.
66. Г у р е в и ч А. Е., Д р уж и н и н Н. Н., Р е й ф и с о в М. И. Труды
ЦНИЙТМАШа, кн. 50. Машгиз, 1952, с. 18.
67. Современные заводы по прокатке алюминия и его сплавов. Экспресс-
информация ВИНИТИ. Прокатка и прокатное оборудование, вып. 9,
март 1958.
68. Ш о р Э. Р., К а л у г и н В. Ф. Сталь, 1949, № 4, с. 328.
69. Калугин В. Ф. Сб. «Исследование деформируемости сплавов». Оборон-
гиз, 1955, с. 104.
70. Ш о р Э. Р., К о г о с А. М. Металлург, 1959, № 8, с. 19.
71. Ш о р Э. Р., Г р а н о в с к и й С. П., С о л о д у х о Я. М. Прокатка
листов и профилей переменного сечения. Филиал ВИНИТИ, 1959.
72. Шор Э. Р. Станы для прокатки листов переменного сечения. Вестник
машиностроения, № 10, 1959.
73. Шор Э. Р. Сб. докладов «Новые процессы обработки металлов давлением
в машиностроении», отд. выпуск. Изд. АН СССР, 1961, с. 1—8.
74. Р о к о т я н Е. С., Ш о р Э. Р. Бюлл. Госплана СССР, № 1, 1948,
с. 19.
75. Шор Э. Р. Станы для прокатки листов и профилей переменного сечения.
Справочник «Прокатное производство», т. II. Металлургиздат, 1961,
с 543_____552.
76. Sheet metal Ind., 1959, № 396, р. 279—291.
77. Экспресс-информация ВИНИТИ «Прокатка и прокатное оборудование»,
№ 24, 1960.
78. М е е р о в и ч И. М., Панкин В. А., Д о б к и н В. Л. Труды
ВНИИМЕТМАШа, № 13, 1964, с. 57.
79. С о н ь к и н М. А. Труды ВНИИМЕТМАШа, № 10, Машгиз, 1962, с. 35.
80. X и г е р М. Ш. Сб. трудов МИСИ, вып. 47, 1965.
81. Т а р н о в с к и й И. Я., Смирнов В. К., К о ц а р ь С. Л. Про-
дольная прокатка профилей переменного сечения. Свердловск, Метал-
лургиздат, 1962.
82. Северденко В. П., Федоров Л. И. Прокатка в машиностроении.
Минск. Изд. АН БССР, 1959.
83. Modern Metals, 1957, №7, р. 49, 50.
84. Iron and Steel Engineer, 1957, № 9, p. 57.
85. Экспресс-информация ВИНИТИ. Прокатка и прокатное оборудование,
вып. 32, март 1958.
86. К о л п а ш н и к о в А. И., Д м и т р и е в Ю. В., Ш л е н с к и й Г. Н.
Сб. «Новые технологические процессы при обработке металлов давлением».
Оборонгиз, 1963, с. 99
87. Ко л п а ш н и ков А. И., Дмитриев Ю. В. Сб. «Новые техноло-
гические процессы при обработке металлов давлением». Оборонгиз, 1963,
с. ПО.
88. Колпашников А. И., Паисов А. И., Пан-Я-Чень. Цвет-
ные металлы, 1962, № 10, с. 71.
89. Шор Э. Р. Филиал Всесоюзного института научной и технической инфор-
мации, № М58-43/4, 1958.
90. Д е м и н Е. П. Труды НИИ Министерства радиотехнической промышлен-
ности СССР, 1957, № 7 (43), с. 102.
91. Гиацинтов Е. В., Степанов М. Н. Сб. «Обработка давлением
легких сплавов». Машиностроение, 1965, с. 57.