MODELOWANIE PROCESÓW WALCOWANIA BLACH CIENKICH ZE STALI MARAGING

Transkrypt

1 MODELOWANIE PROCESÓW WALCOWANIA BLACH CIENKICH ZE STALI MARAGING Dmitry SVIETLICHNYJ *, Ryszard OKOŃ **, Maciej PIETRZYK ** * Akademia Metalurgiczna Ukrainy, al. Gagarina 4, Dniepropietrowsk, Ukraina ** Akademia Górniczo-Hutnicza, al. Mickiewicza 3, 3-59 Kraków 1. Wstęp Główne problemy, z którymi spotyka się producent wyrobów ze stali maraging, to bardzo wysoki koszt produkcji, wysokie naprężenie uplastyczniające przy walcowaniu na gorąco oraz bardzo wysokie wymagania co do własnci mechanicznych blach cienkich i ich płaskci. Mała grubć pasma prowadzi do szybkich spadków temperatury, a różnice sił walcowania w kolejnych przepustach powodują pofalowanie drogiej blachy. Znaczne siły walcowania są przyczyną dużego ugięcia walców. Najprostszym warunkiem zachowania płaskci blachy jest utrzymanie jej stałej wypukłci w stosunku do grubci, co przy cylindrycznych walcach prowadzi do zmniejszania siły walcowania w kolejnych przepustach. Dlatego walcowanie prowadzi się zwykle w walcach wypukłych przy prawie zerowej wypukłci blachy, co pozwala utrzymać stałe siły walcowania, które wtedy mogą być bliskie maksymalnym. Skutecznć walcowania blach cienkich zależy od schematu gniotów oraz jego realizacji. Poprawny dobór gniotów możliwy jest w oparciu o dokładne modele opisujące zjawiska zachodzące podczas walcowania. W pracy opisano główne zasady takich modeli, ich dostosowanie do rzeczywistych warunków walcowania stali maraging oraz wyniki symulacji. 2. Modele walcowania blach ze stali "maraging" Niezbędnymi modelami przy projektowaniu planu gniotów i jego realizacji są modele temperatury, siły walcowania i wypukłci blachy (ugięcia walców). Model temperatury wykorzystuje analityczne rozwiązanie równania Fouriera dla stałej gęstci strumienia ciepła, zgodnie z propozycją dla zwykłych stali opisaną w [1]. Takie podejście charakteryzuje się dobrą zbieżncią obliczeń, pozwala otrzymać rozkład temperatur na grubci pasma i nie wymaga dużej mocy obliczeniowej komputera. Adaptując model do stali maraging dobrano podstawowe właściwci cieplne, które są różne niż dla stali węglowych. Dodatki stopowe w stali "maraging" wpływają na jej gęstć, ciepło właściwe Cp, przewodnć cieplną oraz współczynnik wymiany ciepła a także na zależnci tych właściwci od temperatury. Wzory aproksymujące te zależnci uzyskane zostały na podstawie wyników badań dwiadczalnych przedstawionych w [2,3] i mają one postać:.23t 1.7 [W/(mK)]; C p.2t 35 [J/(kgK)]; =883 kg/m 3 W przypadku klatki duo wypukłć blachy zależy od dwóch niezależnych czynników: ugięcia walców i ich wypukłci, która z kolei zależy od takich parametrów jak początkowy kształt, zużycie walców i profil cieplny. Ostatni parametr pozwala poprzez kontrolowane nagrzewanie walców sterować na bieżąco kształtem beczki. Model ugięcia walców zbudowano w oparciu o sprężyste rozwiązanie metodą elementów skończonych, dla rzeczywistych wymiarów walców badanej walcowni, czyli średnicy 8 mm i długci beczki 18 mm.

2 Na rys.1. przedstawiono siatkę elementów zastosowaną w rozwiązaniu. Obliczenia wykonano modelem dwuwymiarowym stosując zmienny moduł Younga materiału walców. Takie podejście zaproponowane przez Autorów [4] dla walcarki kwarto, było sprawdzone przez innych badaczy w [5,6]. Typowe wyniki obliczeń rozkładów naprężeń i odkształceń na przekroju wzdłużnym dolnego walca pokazane są na rys.2 i 3. współrzędna y, mm Rys.1. Siatka dla obliczeń odkształceń walca metodą elementów skończonych. a) b) 6 2 współrzędna y, mm współrzędna y, mm c) Rys. 2. Wyniki obliczeń naprężeń w prawej części dolnego walca: a) x, b) y, c) xy współrzędna y, mm8 a) b) 6 2 współrzędna y, mm współrzędna y, mm c) Rys. 3. Wyniki obliczeń odkształceń w prawej części dolnego walca: a) x, b) y, c) xy współrzędna y, mm8 Ze względu na symetrię analizowano połowę długci beczki walca. Na rysunkach widać, że największe ściskające naprężenia i odkształcenia dla obydwu kierunków są w górnej części beczki, natomiast największe poziome rozciągające naprężenia i odkształcenia są w jej dolnej części. Widoczne jest miejsce podparcia z dużymi naprężeniami y i odkształceniami y. Linia

3 zerowych naprężeń i odkształceń przechodzi w rejonie środka walca. Oprócz miejsc działania sił walcowania, naprężenie y powstaje tylko w miejscu styku beczki walca z jego czopem. Kształt powierzchni walca zmienia się pod wpływem działania sił. Walec ugina się, a równocześnie ma miejsce jego niewielkie spłaszczenie. Obydwa te składniki są widoczne na rys.4, który przedstawia kształt beczki przy trzech siłach walcowania i trzech szerokciach blachy. Ugięcie walca jest liczone jako różnica przemieszczeń w środku i na krawędzi beczki. Wpływ na wypukłć blachy ma ta część ugięcia, która odpowiada szerokci blachy, więc profil blachy jest obliczany jako różnica współrzędnych powierzchni walca w środku i na krawędzi blachy. Na rys.5 i 6 pokazano wykresy ugięcia walca i jego wpływ na wypukłć blachy. Jak widać, ugięcie walców prawie nie zależy od szerokci blachy, zaś pozostałe zależnci, czyli ugięcia walców od siły oraz wypukłci blachy od siły i szerokci blachy, można przyjąć liniowe. przemieszczenia, mm współrzędna X, mm F = 1 MN F = 4 MN F = 7 MN b = 6 mm b = 9 mm b = 12 mm Rys.4. Kształt beczki walca przy trzech różnych siłach walcowania oraz trzech szerokciach blachy. Rys.5. Wpływ siły walcowania i szerokci blachy na ugięcie walca. Rys.6. Wpływ siły walcowania i szerokci blachy na wypukłć blachy. Model naprężenia uplastyczniającego i siły walcowania został opracowany w oparciu o badania plastometryczne stali "maraging" oraz metodę Simsa [7], opisaną też w [8]. Ściskanie próbek wykonano na plastometrze z oprzyrządowaniem umożliwiającym precyzyjne kontrolowanie parametrów próby. Badania przeprowadzono dla temperatur 8, 9, 1 i 11 o C i prędkci odkształcenia.2 i 2.7 s -1. W wyniku badań plastometrycznych otrzymano końcowy wzór dla naprężenia uplastyczniającego p w metodzie Simsa zapisany w postaci [9]: exp A sinh 2 1, Z (1) p gdzie odkształcenie, A = (T+8)/2 współczynnik uwzględniający wpływ temperatury, Z parametr Zenera-Hollomona, z energią aktywacji Q = 35 kj/mol, T - temperatura. 3. Weryfikacja modeli Pierwszym etapem badań opracowanych modeli było porównanie wyników obliczeń z obecnie stosowaną technologią walcowania blach cienkich. Analizowano wszystkie podsta-

4 wowe etapy procesu wytwarzania blach, począwszy od nagrzewania wsadu i podwalcówki a kończąc na walcowaniu w dwóch klatkach. Na rys. 7-1 pokazany został przebieg zmian temperatury dla osi blachy i jej powierzchni podczas nagrzewania w piecu i walcowania według obecnej technologii. Na wykresach prezentujących nagrzewanie można zauważyć, że występuje duża rezerwa czasu, co potwierdza możliwć skrócenia czasu nagrzewania bez obniżenia jakci materiału. Istotna różnica między temperaturami na powierzchni i w środku blachy istnieje tylko na początku walcowania w pierwszej klatce. Poza tym stosowane obecnie podgrzewanie walców celem sterowania ich wypukłcią nawet do temperatury C powoduje, że w związku z krótkim czasem styku metalu z walcami, kontakt z walcem prawie nie wpływa na końcowy rozkład temperatur. Ten wpływ jest mniejszy niż 5 C. Obliczony przebieg zmian temperatury pasma w czasie walcowania jest zgodny z obserwowanym na walcowani Rys.7. Nagrzewanie wsadu w piecu przed walcowaniem w pierwszej klatce średnia Rys.8. Zmiana temperatury blachy podczas walcowania w pierwszej klatce Rys.9. Nagrzewanie blachy w piecu przed walcowaniem w drugiej klatce Rys.1. Zmiana temperatury blachy podczas walcowania w drugiej klatce. W Tablicach 1 i 2 przedstawiono wyniki obliczeń parametrów procesu walcowania w obydwu klatkach dla obecnie stosowanej technologii. Analiza wyników w tych tablicach wykazuje, że są one zgodne z obserwacjami na walcowni.

5 Tablica 1. Wyniki obliczeń parametrów walcowania w 1-ej klatce dla obecnej technologii. Temperatura, C , 3, 7, 6276, , 24,5 5,5 5984, ,5 2, 4,5 597, , 16,9 3,1 541, ,9 14,1 2,8 5526, ,1 12, 2,1 5119, , 1,5 1,5 454, ,5 9,3 1,2 443, ,3 8,4,9 453, 1 9 8,4 7,6,8 4389, ,6 7,5,1 86,3 Tablica 2. Wyniki obliczeń parametrów walcowania w 2-ej klatce dla obecnej technologii. Temperatura, C ,5 6,4 1,1 378, ,4 5,4 1, 4377, ,4 4,8,6 3425, ,8 4,3,5 371, ,3 3,9,4 398, ,9 3,6,3 39,1 4. Propozycja udoskonalenia technologii walcowania Planowanie technologii walcowania napotyka na trudne do rozwiązania problemy, które nie pozwalają osiągnąć optymalnego schematu gniotów w warunkach danej walcowani bez zastosowania modeli procesu. Ustalenie schematów gniotów metodą prób i błędów jest w przypadku stali maraging bardzo kosztowne. Mała grubć blachy i wysokie naprężenie uplastyczniające tej stali wymagają walcowania w minimalnej liczbie przepustów z dopuszczalnymi siłami walcowania. Zatem głównym celem modelowania schematu gniotów jest zmniejszenie liczby przepustów i wyrównanie wartci sił walcowania w poszczególnych przepustach. Zaproponowany w niniejszej pracy plan walcowania podano w Tablicach 3-5. Tablica 3. Wyniki obliczeń proponowanej technologii dla wariantu I w 1-ej klatce. Temperatura, C , 3,3 6,7 63, ,3 24,8 5, , ,8 2,2 4, , ,2 16,5 3,7 62, ,5 13,6 2,95 597, ,6 11,2 2, , ,2 9,4 1,85 69, ,4 7,9 1, , ,9 7,5, ,5 W Tablicy 3 pokazano pierwszy wariant, w którym siły walcowania oprócz ostatniego utrzymywane są na poziomie maksymalnej siły (6 kn), co pozwoliło zmniejszyć liczbę przepustów z 11 do 9. W drugim wariancie (Tablica 4) jest również 9 przepustów, natomiast siła w ostatnim przepuście jest prawie taka sama jak w poprzednich. Zmniejszenie liczby przepustów podwyższyło temperaturę końca walcowania w pierwszej klatce o 72 C, co

6 pozwala dodać jeszcze jeden przepust i nieco zmniejszyć grubć przenoszoną do drugiej klatki. W konsekwencji możliwe jest walcowania w tej klatce z mniejszymi obciążeniami walcarki. Analiza wyników obliczeń obecnego i proponowanego planów gniotów wskazuje, że obecny plan gniotów jest zbliżony do optymalnego. Tablica 4. Wyniki obliczeń proponowanej technologii dla wariantu II w 1-ej klatce. Temperatura, C , 3,4 6,6 5913, ,4 24,9 5, , ,9 2,5 4,45 585, ,5 16,9 3,6 575, ,9 14,1 2, , ,1 11,8 2,25 551, ,8 1, 1,8 5512, , 8,6 1,4 541, ,6 7,5 1,1 5376, Walcowania, kn Tablica 5. Wyniki obliczeń dla proponowanej technologii walcowania w 2-ej klatce. Temperatura, C ,5 6,35 1, ,35 5,46, ,46 4,78, ,78 4,27, ,27 3,89, ,89 3,6, Podsumowanie Przeprowadzane badania i przystosowanie modeli do walcowania stali typu maraging umożliwią szybką analizę wielu wariantów technologii walcowania i stanowić będą podstawę do planowania optymalnego planu gniotów dla tych stali. W zaproponowanych schematach gniotów, szczególnie dla pierwszej klatki, liczba przepustów została zmniejszona o dwa, a temperatura końca walcowania podwyższona z 861 do 933 C. Przeniesienie w tym przypadku jednego z drugiej klatki do pierwszej prowadzi do podwyższenia temperatury końca walcowania i zmniejsza ryzyko dodatkowego nagrzewu międzyoperacyjnego. W wyniku obliczeń symulacyjnych procesu walcowania otrzymano schematy gniotów zapewniające walcowania z bardziej wyrównanymi siłami. Umożliwia to, przy wypukłych walcach, walcowanie blachy ze stałą niewielką wypukłcią, zapewniającą poprawę płaskci walcowanej blachy. Uwaga: Praca wykonana w ramach badań własnych, umowa AGH nr Literatura 1. Malinowski Z., Głowacki M. Mat. VI Konf. KomPlasTech 99, ed., Piela A., Grosman F., Pietrzyk M., Kusiak J., Szczyrk, 1999, Nemzer G. G., Aronow M. A., Kuznieczno-sztampowoje proizwodstwo, nr.3, 198, Hall A.M., Slunder C.J., NASA Survey, no. SP-551, Svietlichnyj D., Pietrzyk M., Metall. Foundry Eng., 24, 1998, Xianlin C., Jiaxiang Z., Proc. 4 th Steel Rolling Conf., Deauville, vol. 2, 1987, E4.1-E Malinowski Z., Rozprawy i monografie nr. 13, Kraków, AGH Sims R. B., Proc. Inst. Mech. Eng., 168, 1954, Svietlichnyj D., Dudek K., Pietrzyk M., Mat Konf. PLAST'98, Ustroń, 1998, Okoń R., Pietrzyk M., Mat. Konf. PLAST'98, Ustroń, 1998, 93-1.

7 Literatura 1. Malinowski Z., Głowacki M. Model zmian temperatury w procesie walcowania blach, Mat. VI Konf. Zastosowanie Komputerów w Zakładach Przetwórstwa Metali KomPlasTech 99, ed., Piela A., Grosman F., Pietrzyk M., Kusiak J., Szczyrk, 1999, Nemzer G. G., Aronow M. A. Issledowanie teplofiziczeskich swojstw stalej. Kuzniecznosztampowoje proizwodstwo, nr.3, 198, Hall A.M., Slunder C.J., NASA Survey, no. SP-551, Svietlichnyj D., Pietrzyk M. Application of the Finite Element Approach to a Development of Roll Deformation Model for Four-High Stands, Metall. Foundry Eng., 24, 1998, Xianlin C., Jiaxiang Z. A Specialized Finite Elemant Model for Investigating Controlling Factors Affecting Behavior of Rolls and Strip Flatness. Proc. 4 th Steel Rolling Conf., Deauville, vol. 2, 1987, E4.1-E Malinowski Z. Prognozowanie pól naprężeń metodą elementów skończonych w materiałach poddawanych dużym odkształceniom plastycznym. Rozprawy i monografie nr. 13, Kraków, AGH Sims R. B. The Calculation of Roll Force and Torque in Hot Rolling Mills, Proc. Inst. Mech. Eng., 168, 1954, Svietlichnyj D., Dudek K., Pietrzyk M., Dobór modelu naprężenia uplastyczniającego do programu sterującego walcowaniem blach grubych w czasie rzeczywistym., Mat. Konf. PLAST'98, Ustroń, 1998, Okoń R., Pietrzyk M., Naprężenie uplastyczniające stali maraging typu N18K9M5TPr określone na podstawie prób spęczania na gorąco, Mat. Konf. PLAST'98, Ustroń, 1998, 93-1.