Обработка материалов давлением: сборник научных трудов. Вып. №20

Подождите немного. Документ загружается.

Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009

и деформаций [23, 24 и др.] могут в перспективе быть интегрированы в модель непрерывной

валковой разливки-прокатки.

Для проверки адекватности и точности расчета теплового состояния металла при раз-

ливке рассмотрена известная из литературы задача определения положения фронта кристал-

лизации в ходе формирования полосы из сплава олова и свинца при содержании последнего

в 15% [14]. Физические свойства используемого сплава приведены в табл. 1.

Таблица 1

Физические свойства сплава Sn-15%Pb

Физические свойства Значение

Теплопроводность в твердом/жидком состоянии, Вт/(м·К) 50,2 / 21

Удельная теплоемкость в твердом/жидком состоянии, Дж/(кг·К) 230 / 250

Плотность в твердом/жидком состоянии, кг/м

7200 / 7200

Скрытая теплота фазового перехода, Дж/кг 159106

Температура ликвидус/солидус, °C 208 / 183

В качестве исходных данных для моделирования процесса были приняты: внешний

диаметр валка – 89 мм; температура внутренней поверхности бандажа – 17 °C; длина зоны

кристаллизации-деформации – 30 мм; коэффициент температуропроводности на контакте

металла с валком – 3000 Вт/(м

·К); угловая скорость движения валков – 0,72 рад/с; толщина

готовой полосы – 3,25 мм; начальная температура жидкого металла – 209 °C. Разогрев ме-

талла от работы пластической деформации для корректного сопоставления результатов не

учитывался. Сравнение литературных данных со значениями, полученными путем расчета

температурного поля материала при помощи разработанной математической модели, пред-

ставлено на рис. 2.

0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

0,9

0,95

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35

Относительное удаление от линии симметрии

Относительная длина

по Сантосу [14]

мат. модель

Рис. 2. Сравнение результатов определения положения фронта кристаллизации при

непрерывной валковой разливке-прокатке сплава Sb-15%Pb

Для лучшего графического представления положения фронта кристаллизации, пред-

ставляющего собой изотерму линии ликвидус, геометрические параметры комиль-зоны при-

ведены к безразмерному виду. Положение текущей координаты в направлении разливки-

прокатки представляется отношением расстояния от рассматриваемой точки до линии цен-

тров валков к общей длине зоны кристаллизации-деформации (относительная длина). В по-

перечном к нему – отношением размера между изотермой и продольной линией симметрии

комиль-зоны к половине расстояния между осями бандажей (относительное удаление от ли-

нии симметрии). Из диаграммы на рис. 2 видно, что известная из литературы кривая положе-

ния фронта кристаллизации и полученный путем математического моделирования график

близки к параболической зависимости, что, как уже было отмечено выше, отвечает

Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009

представлениям о закономерностях формирования корки на поверхности бандажа. Макси-

мальное относительное расхождение в определении безразмерных координат изотермы ли-

нии ликвидус составило менее 4 %. По результатам данного теста можно сделать вывод об

адекватности предлагаемой математической модели непрерывной валковой разливки-

прокатки в части описания теплового состояния системы металл-инструмент.

На следующем после тестирования модели этапе был проведен анализ эволюции тем-

пературного поля валкового кристаллизатора в условиях разливки стали 42CrMo4 (1.7225

DIN EN 10083-3: 2007-01). Эта среднеуглеродистая сталь относится к группе материалов,

улучшаемых термообработкой, что определяет перспективность ее использования для сило-

вых элементов конструкции автомобильного кузова. В качестве исходных данных для моде-

лирования приняты следующие параметры: внешний диаметр бандажа – 680 мм; длина зоны

кристаллизации-деформации – 180 мм; скорость вращения валка – 3 об/мин, что соответст-

вует темпу разливки около 6,5 м/мин; толщина готовой полосы – 3 мм; материал бандажей –

медь; толщина бандажа – 40 мм; исходная температура расплава – 1550 °C; скрытая теплота

фазового перехода – 275 кДж/кг. Расчет температуры ликвидус стали 42CrMo4 Т

liq

осуществ-

лен по известной эмпирической формуле [25]:

()

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅−−=

∑

liqliq

iaaTT

% , (5)

где

liq

T – температура ликвидус чистого железа, равная 1539 °C; а

– коэффициент;

– коэффициенты, соответсвующие i-тому элементу; %i – процентное содержание i-того

элемента в стали.

Выбор средних значений из возможного диапазона содержания легирующих элемен-

тов стали 42CrMo4 позволяет установить ее температуру ликвидус равной 1494 °C. Темпера-

тура солидус данного материала составляет 1465 °C. Теплофизические свойства меди и стали

42CrMo4 в твердом состоянии задаются в виде функций от температуры по известным спра-

вочным данным. Как следует из литературы, характеристики сталей, находящихся в виде

жидкой фазы, количественно близки [12] и могут быть определены значениями, приведен-

ными в табл. 2.

Таблица 2

Теплофизические свойства расплавленной стали [12]

Плотность, кг/м

Удельная тепло-

емкость, Дж/(кг·К)

Теплопроводность,

Вт/(м·К)

Температуропроводность,

/с

6900 766 35 6,62·10

-6

Теплоперенос на контакте между бандажом и металлом, как уже было отмечено вы-

ше, описывается граничными условиями второго рода. Плотность теплового потока на этом

участке согласно экспериментальным данным Р. И. Л. Гутри с соавторами [10] в течение

кристаллизации и роста корки затвердевшего металла в комиль-зоне постоянно уменьшается.

Анализ опытных значений, приведенных

в работе [10], позволяет сделать вывод о линейном

характере зависимости изменения плотности теплового потока во времени и аппроксимиро-

вать ее уравнением вида:

⋅

−

5,275,4 , (6)

где q – плотность теплового потока в МВт/м

; t – время в секундах.

На охлаждаемых воздухом поверхностях, где условия теплового баланса описываются

законами конвективного теплообмена, коэффициент теплопередачи принимался равным

20 Вт/(м

·К). Внутри бандажа валка, где теплоперенос на контакте медь-охлаждающая

Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009

жидкость также задается при помощи граничных условий третьего рода, с учетом турбу-

лентности, возникающей вледствие взаимного влияния внеосевой подачи воды и вращения

валков, коэффициенту теплопередачи присвоено значение 3000 Вт/(м

·К). Температура воз-

духа и охлаждающей жидкости равна 20 °C.

Затем в программной среде ANSYS

было осуществлено математическое моделиро-

вание процесса валковой разливки-прокатки. Предполагается, что в исходном состоянии зо-

на кристаллизации-деформации заполнена жидким металлом по всей своей длине, в сечении

выхода материала из валков устанавливается затравка, предотвращающая вытекание стали

на начальной стадии. Общее время расчета выбрано равным 210 секундам, шаг по времени

составил 0,1 с.

Одним из наиболее интересных результатов моделирования являются полу-

ченные зависимости изменения теплового состояния бандажей во времени, представленные

на рис. 3.

100

150

200

250

300

350

400

01234567

Количество оборотов валков

Температура, °C

Максимальная температура

Минимальная температура

Средневзвешенная температура

Рис. 3. Эволюция температурного поля бандажей при валковой разливке-прокатке

Анализ полученных кривых показывает, что после пятого оборота валков темпера-

турное поле бандажей практически не изменяется – процесс входит в установившуюся ста-

дию. Этот результат близок к данным работы [10], где путем экспериментальных исследова-

ний на нержавеющих сталях показано отсутсвие значимого прироста температуры

после

трех полных вращений кристаллизаторов. Еще одним важным результатом моделирования

является получение значений минимальной температуры при установившемся процессе око-

ло 85 °C, что также хорошо корреспондируется с наблюдениями Р. И. Л. Гутри.

ВЫВОДЫ

Разработанная теоретическая модель процесса валковой разливки-прокатки, импле-

ментированная в виде пользовательских модулей в конечно-элементную программу

ANSYS

, показала адекватность и достаточную степень точности получаемых результатов

прогноза температурных полей металла и бандажей. Данный математический инструмент

может служить в дальнейшем для ведения множественных расчетов с целью получения ба-

зовых зависимостей, определяющих взаимное влияние параметров разливки, деформации

и охлаждения, что позволит создать энергосберегающие технологии производства листов

с требуемым уровнем точности

и механических свойств.

ЛИТЕРАТУРА

1. Zapuskalov N. Comparison of continuous strip casting with conventional technology / N. Zapuskalov // ISIJ

International. – 2003. – Vol. 43 (№ 8). – P. 1115–1127.

2. Данченко В.Н. Кардинальные изменения технологии и проблемы теории производства стального

проката / В. Н. Данченко // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2000. – № 8–9. – С. 13–19.

3. Case study of shifting from a traditional continuous casting method to strip casting or near net shape cast-

ing, www.ret.gov.au/energy/efficiency/Documents/Case%20Studies/iron-and-steel-strip-casting.pdf

, 10.02.2009.

Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009

4. US Patent №49053. H. Bessemer. July 25, 1865. – 10 p.

5. Степанов А. Н. Производство листа из расплава / А. Н. Степанов, Ю. В. Зильберг, А. А. Неуструев. –

М.: Металлургия, 1978. – 160 с.

6. Wechsler R. The status of twin-roll casting technology / R. Wechsler // Scandinavian Journal of Metallurgy. –

2003. – Vol. 32 (№ 1). – P. 58-63.

7. Legrand H. Stainless steel direct strip casting – brief summary of current status of Eurostrip / [H.

Legrand,

U. Albrecht-Frueh, G. Stebner et cetera] // Proceedings of Dr. Wolf Memorial Symposium. – Zurich, 2002. – P. 80–89.

8. Moon H.-K. The status of twin roll strip casting process for steel strip is POSCO/RIST / [H.-K. Moon,

D.-K. Choo, T. Kang, K.-S. Kim] // Proceeding of 60th Electric Furnace Conference. – San Antonio, 2002. – P. 499–510.

9. Бровман М. Я. Валковые литейно-прокатные агрегаты для производства тонких стальных полос /

[М. Я. Бровман, В. А. Николаев, В. П. Полухин, Н. В. Нижник] // Удосконалення процесів і обладнання обробки

тиском в металургії і машинобудуванні: зб. наук. пр. – Краматорськ, 2006. – С. 395–-398.

10. Guthrie R. I. L. Measurements, simulations, and analyses of instantaneous heat fluxes from solidifying

steels to the surfaces of twin roll casters and of aluminum to plasma-coated metal substrates / [R. I. L. Guthrie, M. Isac,

J. S. Kim, R. P. Tavares] // Metallurgical and Materials Transactions. B. Process Metallurgy and Materials Processing

Science. – 2000. – Vol. 31 (№ 5). – P. 1031–1047.

11. Strezov L. Mechanisms of initial melt/substrate heat transfer pertinent to strip casting / L. Strezov,

J. Herbertson, G. R. Belton // Metallurgical and Materials Transactions. B. Process Metallurgy and Materials Process-

ing Science. – 2000. – Vol. 31 (№ 5). – P. 1023–1030.

12. Volkova O. Mathematische Modellierung und experimentelle Untersuchung der Schnellerstarrung von

Stählen: Freiberg, Technische Universitaet Bergakademie Freiberg, Werkstoffwissenschaft und Werkstofftechnologie.

Diss., 2002. – 138 s.

13. Kloss W. Duennbandgiessen mit variablem Giessspalt. Umformtechnische Schriften / W. Kloss – Aachen:

Shaker Verlag, 2005. – Band 144. – 179 s.

14. Santos C. A. Modelling of solidification in twin-roll strip casting / C. A. Santos, J. A. Spim, A. Garcia //

Journal of Materials Processing Technology. – 2000. – № 102 (1–3). – P. 33–39.

15. Zhang X. M. Modelling of the micro-segregation of twin-roll thin strip casting / [X.M. Zhang, Z.Y. Jiang,

X. H. Liu, G. D. Wang] // Journal of Materials Processing Technology. – 2005. – № 162–163. – P. 591–595.

16. Зиновьев А. В. Моделирование процесса непрерывного литья тонких полос в валковом кристаллиза-

торе / А. В. Зиновьев, В. С. Савченко, А. А. Бондаренко // Сучасні проблеми металургії. Наукові вісті. Пластич-

на деформація металів. – Дніпропетровськ: «Системні технології», 2005. – Т. 8. – С. 32–36.

17. Shibuya K. Strip casting techniques for steel / K. Shibuya, M. Ozawa // ISIJ International. – 1991. – Vol.

31 (№ 7). – P. 661–668.

18. Kang C. G. A thermal elastic-plastic finite-element analysis to roll-life prediction on the twin roll strip con-

tinuous casting process / C. G. Kang, Y. D. Kim // Metallurgical and Materials Transaction. B. Process Metallurgy and

Materials Processing Science, 1997. – № 28 (6). – P. 1213–1225.

19. Lauscher J. Verbesserung der Oberflächenqualität von Gießrollen für das Dünnbahdgießen nach dem Zwei-

Rollen-Verfahren. Umformtechnische Schriften / J. Lauscher. – Aachen: Shaker Verlag, 2008. – Band 144 – 157 s.

20. Ольшанский В. М. Математическое моделирование процесса затвердевания непрерывных заготовок /

В. М.

Ольшанский, Н. П. Коваль, Т. Я. Сью // Металлургическая теплотехника. – 1999. – № 2. – С. 188–191.

21. Danchenko V. M. Mathematical modeling of the twin-roll casting process / V. M. Danchenko, O. Yu. Gry-

din, Yu. Yu. Kalashnikov // Proceedings of International Conference «Advances in Metallurgical Processes and Materi-

als». – Dniepropetrovsk, 2007. – Vol. 2. – P. 256–259.

22. Гридін О. Ю. Математичне моделювання процесу валкової розливки-прокатки за допомогою про-

грами ANSYS / О. Ю. Гридін, В. М. Данченко // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2008. –

№ 5. – С. 90–94.

23. Гридин А. Ю. Математическая модель прогнозирования структуры и механических свойств стали

по-

сле горячей деформации и термообработки / А. Ю. Гридин, Ф. Нюрнбергер, М. Шапер // Удосконалення процесів і

обладнання обробки тиском в металургії і машинобудуванні: зб. наук. пр. – Краматорськ, 2006. – С. 36–41.

24. Grydin O. Mathematical model for simulation of steel behavior during integrated heat treatment on the

base of software ANSYS® / O. Grydin, F. Nuernberger, M. Schaper, Fr.-W. Bach // Proceeding of the Third Asian-

Pacific Congress on Computational Mechanics in conjunction with Eleventh International Conference on Enhancement

and Promotion of Computational Methods in Engineering and Science. – Kyoto. – 2007. – GS10. – P. 11–19.

25. Schrewe H. F. Stranggießen von Stahl: Einführung und Grundlagen / H. F. Schrewe. – Düsseldorf: Stahl-

eisen Verlag, 1987. – 190 s.

Гридин А. Ю. – канд. техн. наук, доц., докторант НМетАУ.

НМетАУ – Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск.

E-mail: grydin@gmail.com

Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009

УДК 621.771.01

Кулик А. Н.

Файчак А. А.

Настоящая С. С.

Жуков П. Л.

РАЗВЁРНУТОЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ОСНОВНЫХ

ПОКАЗАТЕЛЕЙ КАЧЕСТВА ГОРЯЧЕКАТАННЫХ ПОЛОС

Основными тенденциями мирового производства горячекатаных полос являются по-

вышение их качества и расширение сортамента за счет снижения конечной толщины до

диапазона, соответствующего (1,0…1,6) мм. По сравнению с холоднокатаными такие поло-

сы имеют более низкую себестоимость и повышенную коррозионную стойкость, что позво-

ляет эффективно использовать их в целом ряде отраслей промышленности. Производство

горячекатаных полос указанного типоразмера связано с необходимостью проведения доста-

точно дорогостоящих мероприятий по разработке и промышленному освоению принципи-

ально новых технологий и оборудования, что в условиях ограниченного финансирования

для отечественной экономики является проблематичным. Более реальной в этом случае яв-

ляется организация соответствующих производств на базе действующих широкополосных

станов горячей прокатки (

ШСГП) при минимальных затратах на их реконструкцию.

Целью работы является решение вышеуказанных проблем, для чего были поставле-

ны и решены следующие основные задачи:

• разработать численные математические модели распределения локальных и инте-

гральных характеристик напряженно-деформированного состояния, а также основных пока-

зателей качества по длине относительно тонких горячекатаных полос;

• разработать математическую модель, позволяющую определить силовые условия

прокатки в чистовых клетях с различными коэффициентами отработки гидравлическими

нажимными устройствами (ГНУ).

Для решения поставленных задач использовалось численное рекуррентное решение

конечно-разностной формы условия статического равновесия выделенного элементарного

объема зоны пластического формоизменения металла, дополненное учетом инерционной

составляющей. Помимо собственно рекуррентного решения, рассматриваемая математиче-

ская

модель процесса горячей прокатки включала в себя еще ряд процедур, а именно [1–3]:

– расчет геометрических и силовых параметров для зоны упругого восстановления

полосы на выходе из очага деформации, обеспечивающий определение расчетных значений

напряжений переднего натяжения;

– итерационную процедуру по расчету протяженностей зон опережения на контактных

пповерхностях, обеспечивающих равенство расчетных заданных значений напряжения переднего

натяжения;

– численное интегрирование полученных локальных характеристик напряженного со-

стояния металла, имеющее своей целью определение силы и моментов процесса прокатки;

– итерационную процедуру по учету упругого сплющивания рабочих валков и полосы.

Реализация численного подхода позволяет прогнозировать и такие важнейшие пока-

затели, какими являются распределения конечной толщины, энергосиловых параметров

и результирующих

механических свойств непосредственно по длине прокатываемых полос.

Одновременно с этим возможным является и уточнение исходных данных на проектирова-

ние систем автоматического регулирования приводов, а также технологических режимов

работы и конструктивных параметров нажимных механизмов полосопрокатных станов,

обеспечивающих требуемое качество готовой металлопродукции.

Работа выполнена под руководством д-ра техн. наук, проф. Сатонина А. В

Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009

Используемая в данном случае расчетная схема, предполагающая прокатку полосы

с базовой длинной

L , иллюстрирована на рис. 1.

Рис. 1. Расчетная схема к численному математическому моделированию распределений

основных показателей качества по длине горячекатаных лент

Осуществив разбиение базовой длины на конечное множество

элементарных длин

mLL

бб

/=Δ , определим геометрическую координату

L для каждого отдельного

-го

поперечного сечения прокатываемой ленты:

)1(

−

jLL

бxj

, (1)

где

=1 – соответствует начальному сечению, исходные параметры для которого являются

номинальными, то есть

xx =

Последующее определение исходных параметров для каждого отдельного

-го попе-

речного сечения прокатываемой ленты в зависимости от его геометрической координаты

осуществляли на основе линейно-синусоидальных зависимостей вида:

∑

++=

000000

)/2sin(/

hxjjбxjj

LLhLLhhh

πδδ

; (2)

∑

++=

000000

)/2sin(/

Sxjjбxjj

LLSLLSSS

πδδ

; (3)

∑

++=

bbjjбxjj

LLbLLbbb

)/2sin(/

πδδ

; (4)

∑

++=

000000

)/2sin(/

TбxjTT

LLLL

σπδσδσσσ

; (5)

∑

++=

fxjjбxjj

LLfLLfff

000

)/2sin(/

πδδ

; (6)

∑

++=

00000

)/2sin(/

Txj

бxj

LLTLLTTT

πδδ

; (7)

Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009

∑

++=

11011

)/2sin(/

Txj

бxj

LLTLLTTT

πδδ

; (8)

или в более обобщенной форме:

∑

++=

yxjijбxjijijij

LLyLLyyy

)/2sin(/

πδδ

, (9)

где

y – номинальные значения соответствующего исходного параметра;

– абсолютное значение приращения данного параметра при его изменении на базовой

длине по линейному закону;

– порядковый номер отрезка при разбиении базовой длины

L на конечное множество

K отдельных периодов протяженностью

L , соответствую-

щих синусоидальному закону изменения данного исходного параметра;

– полуразмах

изменения соответствующего

i -го исходного параметра в рамках данного k -го периода си-

нусоидального закона.

С учетом известного, согласно (2)–(9), комплекса всех исходных параметров для ка-

ждого отдельного

-го поперечного сечения прокатываемой ленты производили решение

упруго-пластической задачи «рабочая клеть – прокатываемая лента», определяя тем самым

соответствующее значение конечной толщины

, а уже на основе известных

(рис. 2) – силы

и моментов

)2(1

прокатки [4] с учетом различной отработки ГНУ.

В зависимости от исходных

и конечных

значений толщины прокатываемой

ленты, то есть зависимости от текущего значения степени деформации, производили одно-

временно и расчет текущих значений показателей механических свойств

jt1

и так

далее.

а б

Рис. 2. График изменения исходной толщины проката (а) и конечной толщины проката (б

)

Непосредственное решение упруго-пластической системы «рабочая клеть – прокаты-

ваемая полоса» осуществляли на основе метода целенаправленного перебора вариантов,

а также на основе метода дихотомии.

Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009

В качестве критериальной оценки сходимости итерационной процедуры решения

было принято условие эквивалентности расчетного

и заданного

S значений величины

предварительного межвалкового зазора, определяемых на основе известной зависимости

Головина-Симса [5]:

кл

GPhS /

−

, (10)

где

кл

G – модуль жесткости рабочей клети лентопрокатного стана.

В качестве алгоритмического обеспечения самой итерационной процедуры решения

использовали метод целенаправленного перебора вариантов:

)(

001)1(1

thtt

SSsignAhh

−

, (11)

где

– порядковый номер очередного цикла итерационного решения;

A – шаг изменения

конечной толщины прокатываемой ленты, величина которого была принята переменной

в зависимости от степени приближения к искомому результату; )(

00 t

SSsign − – функция

знака.

В качестве начального условия итерационной процедуры решения было принято

, при этом на завершающем этапе величина приращения

, характеризующая

погрешность вычислений, соответствовала

−

= .

С учетом известного комплекса всех исходных параметров для каждого отдельного

-го поперечного сечения прокатываемой полосы производили решение упруго-

пластической задачи «рабочая клеть – прокатываемая полоса», определяя тем самым соответ-

ствующее значение конечной толщины

, а также силы

P и моментов

)2(1

прокатки.

Графическое изображение полученных результатов представлено на рис. 3.

а б

Рис. 3. Графики изменения силы (а) и момента (б) прокатки при различных отработках ГНУ

Из представленных графических изображений изменения конечной толщины

а также силы

P и моментов

)2(1

прокатки можно сделать вывод, что 100 % отработка

ГНУ приводит к скачкообразному изменению энергосиловых параметров и, соответственно,

Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009

к ухудшению плоскостности проката, что является браком. Кроме того, такая технология

производства приведет к быстрому износу электромеханического оборудования приводов

рабочей клети.

Полученная математическая модель дает возможность не экспериментально, что

в условиях современного ограниченного финансирования производства невозможно, а тео-

ретически определить наилучший режим прокатки горячекатаных тонких листов и полос.

ВЫВОДЫ

Таким

образом, на основе численно-рекурентного решения конечно-разностной

формы условия статического равновесия выделенного элементарного объема зоны пласти-

ческого формоизменения металла, дополненная учетом итерационной составляющей, была

создана имитационная математическая модель процесса горячей прокатки полос, позво-

ляющая:

•

определить локальные и интегральные характеристики напряженно-

деформированного состояния, а также основных показателей качества относительно тонких

горячекатаных полос;

•

определить силовые условия прокатки в чистовых клетях с различными коэффи-

циентами отработки гидравлическими нажимными устройствами;

•

теоретически определить режим прокатки горячекатаных тонких листов, позво-

ляющих получить оптимальное соотношение качества готового проката и энерго-силовых

затрат.

ЛИТЕРАТУРА

1. Соколов Л. Н. Определение интегральных показателей напряженно-деформированного со-стояния

металла при горячей прокатке / Л. Н. Соколов, В. Ф. Потапкин, В. Н. Ефимов и др. // Металлургия и коксохи-

мия. – 1987. – Вып. 94. – С. 7–10.

2. Железнов Ю. Д. Статистические исследования точности тонколистовой прокатки

/ Ю. Д. Железнов, С. А. Коцарь, А. Г. Абиев. –

М: Металлургия. – 1974. – 239 c.

3. Повышение точности листового проката / И. М. Меерович, А. И. Герцев, В. С, Горелик,

Э. Я. Классен. – М.: Металлургия, 1969.– 262 с.: с ил.

4. Кокотько М. Е. Математическое моделирование геометрических, кинематических энергосиловых

параметров процесса холодной прокатки относительно тонких листов на профилированной плите /

М. Е. Кокотько, С. К. Добряк, М. В. Федоринов

// Удосконалення процесів та обладнання обробки тиском

в металургії і машинобудуванні. – Краматорськ: ДДМА. – 2002. – С. 447–451.

5. Целиков А. И. Теория продольной прокатки / А. И. Целиков, Г. С. Никитин, С. Е. Рокотян. – М.: Ме-

таллургия. – 1980. – 320 c.

Кулик А. Н. – канд. техн. наук, доц. кафедры АММ ДГМА;

Файчак А. А. – аспирант кафедры АММ ДГМА;

Настоящая С. С. – студент ДГМА;

Жуков П. Л. – студент ДГМА.

ДГМА – Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск.

E-mail: amm@dgma.donetsk.ua

Обработка материалов давлением №1 (20), 2009

УДК 621.7

Миленин А. А.

Гросман Ф.

Мадей Л.

Павлицкий Л.

МОДЕЛИРОВАНИЕ С ПОМОЩЬЮ МЕТОДА КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

ПРОЦЕССА ПРОКАТКИ С ДОПОЛНИТЕЛЬНЫМ ОСЦИЛЛИРУЮЩИМ

ГОРИЗОНТАЛЬНЫМ ДВИЖЕНИЕМ ВАЛКОВ

Многочисленные современные исследования показывают зависимость между историей

деформации металла и его пластичностью и микроструктурой. В связи с этим появилось не-

сколько методов деформационного воздействия на металл, позволяющих улучшить деформи-

руемость, механические свойства и структуру готовой продукции [1–6]. Эти процессы сочета-

ют в себе циклическое накоплание деформации различными способами. Например, широко

известный процесс KOBO [1] основан на дополнительном колебательном движении инстру-

мента при прессовании с целью активизации новых плоскостей скольжения материала.

В процессах прокатки реализация дополнительного воздействия на материал больших

деформаций затруднена в связи с ограниченными возможностями деформирования заготовки

в валках. В определенной степени проблема решается на основе процесса ARB (Accumulative

Roll-Bonding process) [5–6], который однако связан с необходимостью многократной прокатки

пакета листов, в котором число слоев растет от прохода к проходу. При этом возникают про-

блемы свариваемости слоев, разрушения кромок, а также существенно ограничен сортамент

производимой продукции. Результирующее же влияние на свойства оказывается не значитель-

ным [5]. Альтернативным методом прокатки, позволяющим кроме основного обжатия допол-

нительно передавать образцу значительную знакопеременную деформацию, является процесс

прокатки с дополнительным осциллирующим горизонтальным движением валков. Данный

процесс был предложен сотрудниками Политехники Шленской, Польша (Politechnika Śląska) и

описан в работах [7–8]. Суть процесса, получившего название Structure Based Design of Metal

Forming Operations (SBDMFO) заключается в том, что в процессе прокатки вращающиеся вал-

ки совершают возвратно-поступательное поперечное движение, передающее заготовке допол-

нительную сдвиговую деформацию (рис. 1).

Рис. 1. Схема процесса прокатки с дополнительным осциллирующим горизонтальным

движением валков

При разработке такого процесса необходимо предвидеть распределение деформации,

температуры и напряжений в зависимости от соотношения скорости вращения валков, пара-

метров их осциллирующего горизонтального движения, показателей трения в продольном и

поперечном направлениях на поверхностях валков. Пробы решения этой проблемы с помощью