Сборник трудов конференции Павловские чтения 2010

Подождите немного. Документ загружается.

Секция 1. Теория обработки металлов давлением

130

намного опережало зарубежные аналоги, позволяло и позволяет до настоящего времени осуществлять

производство полуфабрикатов, отвечающих высоким требованиям конструкторов,

конкурентоспособных на мировом рынке.

Библиографический список

1. Павлов И.М., Сигалов Ю.М. Процесс горячей прокатки титана и алюминия в вакууме и на

воздухе по опытным данным. Вып. Института металлургии им. А.А. Байкова АН СССР.

Обработка титана и его сплавов давлением (новые исследования). 1960. С. 3-20.

2. Павлов И.М., Сигалов Ю.М., Шелест А.Е. и др. Исследование некоторых условий горячей

прокатки титана в вакууме и на воздухе // Изв.вузов. Черная металлургия. 1961. № 6. С. 7-11.

3. Предельные условия соединения биметаллов ВТ6С-ВН2 и ВТ6С-ВМ1 при прокатке в вакууме /

А.В. Крупин, И.М. Павлов, А.В. Артемьев, Ю.М. Сигалов, В.Л. Демкин // Тугоплавкие и

жаропрочные сплавы. – М.: Металлургия, 1968. С. 112-115.

4. Получение ребристых панелей из титановых сплавов методом прокатки в вакууме / Ю.М.

Сигалов, В.Д. Демкин, А.В. Крупин, Б.Л. Линецкий // VIII научно-техническое совещание по

металлургии, металловедению и применению титана и его сплавов. – М.: ВИЛС, 1969. С. 42-43.

5. Исследование энергосиловых показателей высокотемпературной деформации молибденовых и

вольфрамовых сплавов / В.Д. Карцев, В.Н. Чернышев, Ю.М. Сигалов // Технология

легких сплавов. 1981. № 5. С. 18-22.

6. Прокатка в вакууме титана и его сплавов / А.В. Крупин, В.Н. Чернышев, Ю.М. Сигалов, Ю.П.

Воробьев // Труды III Международной конференции по титану. Т. 1. Металловедение и

технология. – М.: ВИЛС, 1977. С. 159-162.

7. Гун Г.Я., Чернышев В.Н., Сигалов Ю.М. и др. Разработка научно обоснованных режимов

прокатки листов из порошков в безокислительных условиях на основе моделирования на ЭВМ //

Легкие и жаропрочные сплавы и их обработка. – М.: Наука, 1986. С. 78-81.

8. Мальцев М.В., Долженков Ф.Е., Сигалов Ю.М., Бать Ю.И., Волчек Ф.Р. «Исследование процесса

вакуумной прокатки ниобия». В книге Производство титановых сплавов. М.: ВИЛС. 1964, вып. 2,

с. 252-262.

9. Сигалов Ю.М., Локтионов Г.И., Демкин В.Л., Ткаченко В.Г., Манилов В.А. «Исследование

процесса вакуумной прокатки хрома и сплавов на его основе». В кн. Обработка металлов и

сплавов давлением. М.: ВИЛС. 1965, с. 177-188.

10. Сигалов Ю.М., Долженков Ф.Е., Бать Ю.И., Волчек Ф.Р. «Исследование процесса вакуумной

прокатки молибдена. В кн. Тугоплавкие и жаропрочные сплавы. М.: Металлургия, 1968, с. 102-

109.

11. Скоков Ф.И., Сигалов Ю.М., Таптыгин Ю.М., Указова Л.П., Ноздрина Л.С. «Прокатка

тонкостенных титановых профилей с использованием нагрева в вакууме». В кн. Производство

титановых сплавов. М.: ВИЛС. 1971, вып. 6, с. 316-327.

12. Крупин А.В., Чернышов В.Н., Сигалов Ю.М., Воробьев Ю.П. «Прокатка в вакууме титана и его

сплавов». В кн. Титан. М.: 1977, т. 1, с. 159-162.

13.

А.В. Крупин, Б.Л. Линецкий, Ю.Л. Заранин, Ю.М. Сигалов, В.Н. Чернышев. Вакуумные

прокатные станы – М.: Машиностроение, 1973. С. 102-111.

Секция 1. Теория обработки металлов давлением

131

ЖЕСТКИЕ И МЯГКИЕ КОНЦЫ ПРИ ПРОКАТКЕ МЕТАЛЛА

Р.Л. Шаталов

Россия. Московский государственный открытый университет

Великие русские ученые член-корреспондент АН СССР И.М. Павлов и академик АН СССР А.И.

Целиков долгие годы вели научный спор о влиянии жестких концов на процесс прокатки металла. В

принципе оба академика подтверждали, что концевые участки полосы влияют на очаг деформации.

Причем И.М. Павлов утверждал, что это влияние существенно, а А.И. Целиков указывал, что в ряде

случаев влиянием внешних частей полосы на деформационные и силовые показатели прокатки

можно пренебречь при конструировании прокатного оборудования.

Развивая идеи академиков крупные и известные ученые научной школы обработки металлов

давлением МИСиС провели ряд теоретических и тонких экспериментальных исследований по

влиянию внешних частей полосы на процесс листовой прокатки.

Под научным руководством профессора В.П. Полухина и доцента, ныне профессора А.В.

Зиновьева аспирантами Е.Н. Косаримовым и В.Т. Торшиным с помощью штифтового метода

выполнены уникальные эксперименты по влиянию профиля полосы и валков на распределение

давления по длине очага деформации и бочки рабочего валка при прокатке полос на стане кварто

500.

Измерение давления металла на валки осуществлялось с помощью точечных месдоз с

полупроводниковыми резисторами, установленными по длине бочки валка (середина и край).

Полученные экспериментальные эпюры распределения давления металла на валок установили

влияние условий деформаций и формы внешних частей полосы на очаг деформации.

В развитие этих исследований аспирантом, ныне профессором Шаталовым Р.Л. под научным

руководством доцента, ныне профессора Григоряна Г.Г. и к.т.н. Журавского А.Г. и аспирантом, ныне

доцентом Торшиным В.Т. под научным руководством доцента, ныне профессора Зиновьева А.В. и

к.т.н. Косаримова Е.Н. была разработана методика, собрана схема измерений и проведен совместный

комплексный эксперимент по исследованию давлений и касательных напряжений металла по длине

бочки валка, а также продольных напряжений, профиля и плоскостности по ширине полосы при

холодной прокатке [1,2]. Исследование проводили при прокатке полосы из стали 08 КП толщиной

1,02 и шириной 250 мм на полупромышленном четырехвалковом стане 205/360х500 со скоростью 0,1

м/с при варьировании относительного обжатия в интервале 0,4-18%, изменении профиля

межвалкового зазора противоизгибом рабочих валков усилием до 350 кН на шейку валка. Рабочие и

опорные валки были цилиндрическими.

В процессе эксперимента исследовали распределение контактных напряжений (нормальных и

касательных) по ширине полосы с использованием универсальных штифтовых месдоз,

установленных в нижнем рабочем валке. Одновременно исследовали распределение внутренних

продольных напряжений по всей ширине полосы на выходе с использованием сканирующего

магнитоанизотропного датчика (МАД), установленного на выходе из стана. Переднее и заднее

натяжение полосы создавали моталками стана и фиксировали при помощи специально

сконструированных роликовых устройств. В результате комплексного исследования впервые были

установлены количественные связи между распределением контактных напряжений в очаге

деформации и внутренними продольными напряжениями, возникающими по ширине полосы при

Секция 1. Теория обработки металлов давлением

132

прокатке. Определены количественные закономерности влияния продольных напряжений в полосе на

контактные напряжения в очаге деформации.

Рис. 1. Влияние продольных напряжений σ

мад

в полосе

на давление металла на валки Р

при прокатке

Было установлено, что характер распределения контактных напряжений по ширине полосы

соответствует характеру распределения внутренних продольных напряжений: там, где максимальные

внутренние растягивающие напряжения, там минимум нормальных контактных напряжений и где

минимальные растягивающие или сжимающие внутренние напряжения, там максимум нормальных

контактных напряжений.

На рис. 1 показано влияние внутренних продольных (растягивающих) напряжений на

нормальные контактные напряжения (давление металла на валки) по ширине полосы при прокатке с

обжатием металла в среднем 11 % (кривые 1 и 2) и 7,2% (кривые 3 и 4). Перераспределение

напряжений было обусловлено воздействием противоизгиба рабочих валков от 0 (кривая 2) до 0,5

(кривая 1), от усилия прокатки Р, которое составляло в среднем 440 кН, что привело к улучшению

плоскостности металла. При уменьшении обжатия металла на 3,8% до величины в среднем 7,2%

усилие прокатки уменьшилось в среднем до 285 кН. Увеличение усилия противоизгиба валков Q с

0,56 до 0,8 от усилия прокатки Р привело к перераспределению обжатия металла, давления и

продольных напряжений по ширине полосы. Причем с увеличением усилия противоизгиба валков и

продольных растягивающих напряжений с 30 до 93 МПа давление металла на валки (нормальное

контактное напряжение) уменьшилось с 365 МПа (середина полосы) до 222 МПа (край полосы) в 1,6

раза, т.е. на 39% (см. кривую 4 на рис.1). При этом на выходе из стана образовалась центральная

волнистость («короб») полосы.

В работе [3] на математической модели, реализованной на персональном компьютере,

исследовано влияние изменения неравномерности удельного натяжения по ширине полосы на эпюру

погонного давления металла на валки. Моделировали процесс холодной прокатки полосы из стали 08

КП в клети непрерывного стана 1700 ОАО «Северсталь». Моделирование проводилось для

следующих показателей прокатки: толщинах подката и полосы, равных 2,0 мм и 1,52 мм по ширине

Секция 1. Теория обработки металлов давлением

133

полосы в = 1020 мм, сопротивления металла деформации на входе в валки σ

sо

= 670 МПа, заднем

удельном натяжении, равном 300 МПа.

На рис. 2 показано влияние неравномерности переднего удельного натяжения (напряжения) σ

по ширине полосы на распределение относительного погонного давления Р

по ширине металла в.

Рис. 2 Влияние изменения неравномерности предварительного удельного натяжения по ширине

полосы на эпюру погонного давления: 1,2,3 – эпюры изменения переднего удельного натяжения по

ширине полосы

Анализ эпюр относительного погонного давления Р

/σ

sо

, приведенных на рис.2, показывает, что

при прямоугольном профиле проката и прокатанной полосы максимум эпюры погонного давления

наблюдается на участке с минимальной величиной переднего удельного натяжения (напряжения)

(эпюры 1,2,3).

Бесконтактное измерение с помощью МАД удельных натяжений (напряжений) по всей ширине

позволяет определять разность внутренних напряжений по краям и по середине полосы δσ

мад

неравномерность напряжений δσ

характеризует не только состояние плоскостности, но и жесткости

полосы на выходе из стана.

Для определения состояния плоскостности (формы) полосы кроме измерений δσ

мад

используются выражения, в том числе и в работе [3]:













δσ

(1)

ср.ср.о

hо













−=

δδ

ρδσ

(2)

где А, L амплитуда (высота) и длина неплоского участка полосы на выходе из стана;

δh

и δh

– поперечная разнотолщинность полосы до и после прокатки соответственно;

Секция 1. Теория обработки металлов давлением

134

о,ср

и h

1,ср

- средние значения толщины полосы на входе и выходе из клети;

Е – модуль упругости, (для стали равен Е = 2·10

Мпа)

ρ – коэффициент, учитывающий поперечное течение металла, который составляет ρ = 0,10-0,95

[3].

Формула (1) характеризует связь между показателями неплоскостности полосы А и L и

разницей внутренних напряжений между серединой и кромками полосы. Формула (2) характеризует

связь между неравномерностью деформаций, а точнее вытяжек металла и разницей напряжений по

середине и кромкам полосы с учетом поперечной деформации ρ.

Теоретически при искажении формы металла независимо от метода контроля, измерения и

расчета показателей, характеризующих плоскостность (форму) полосы разница внутренних

напряжений по ширине полосы δσ

вн.н

может быть определена, поскольку

δσ

в.н

= δσ

δh

= δσ

МАД

(3)

Однако, из-за несовершенства методов определения коэффициента ρ при прокатке результаты расчета

δσ

вн.

= δσ

δh

по формуле (2) дают завышенные значения по сравнению с δσ

и δσ

МАД

Поэтому при использовании уравнений в системах контроля и регулирования плоскостности металла

коэффициент ρ следует адаптировать для конкретного прокатного стана и полосы.

Величина неравномерности внутренних продольных напряжений полосы на входе и выходе из

прокатного стана влияет и на эффективность регулирования профиля и плоскостности полосы [2,3].

Экспериментально на стане кварто 500 установлено, что до потери плоскостности полосы

коэффициент передачи от усилия противоизгиба рабочих валков ∆Q на профиль полосы ∆δh

, т.е.

δh

= ∆δh/∆Q в 1,15-1,20 раза будет больше, чем при образовании волнистости металла на выходе из

стана. Напротив коэффициент передачи К

=∆δσ/∆Q минимален при плоской полосе и максимален

при потере полосой плоской формы и появлению дефектов неплоскостности, что необходимо

учитывать при построении и совершенствовании систем совместного автоматического регулирования

профиля и формы полосы (САРПФ).

Библиографический список

1. Полухин В.П., Торшин В.Т., Косаримов Распределение контактных напряжений по

ширине полосы под влиянием натяжения и смазки // Известия вузов. Черная металлургия,

1973, № 7 с.71-74.

2. Железнов Ю.Д., Григорян Г.Г., Шаталов Р.Л. Различие условий прокатки тонких полос до

и после потери плоской формы //Теория и технология обработки металлов давлением.

Научн.труды МИСиС № 81: М.Металлургия, 1975, с.157-160.

3. Максимов Е.А., Шаталов Р.Л., Босхамджиев Н.Ш. Производство планшетных полос при

прокатке. М. Теплотехник, 2008, 336 с.

Секция 2. Листопрокатное производство

135

МОДЕЛИРОВАНИЕ ТОЛСТОЛИСТОВОЙ ПРОКАТКИ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ

ПРОГРАММЫ FORGE 2008







Кавалек А., Дыя Х., Мруз С, Шота П.

Введение

Компьютерное моделирование является эффективным способом расчета нагрузки привода

прокатных клетей. Поэтому перед внедрением прокатки новых сортов стали, во избежание

дорогостоящих промышленных испытаний, проводится компьютерная симуляция [1÷3].

Точное определение энергосиловых параметров, полученных на основании численных расчетов,

зависит от введенных исходных данных, таких как: реологические свойства стали, температура

прокатки полосы, коэффициент и фактор трения для поверхности валков, непосредственно

контактирующих с прокатываемой полосой. Правильный подбор этих параметров определяет

правильность полученных результатов.

Одной из широко используемых программ для моделирования процессов пластической обработки

является программа FORGE 2008



[4], основанная на методе конечных элементов. На основании

многочисленных исследований в Институте Моделирования и Автоматизирования процессов

пластической обработки Ченстоховской Политехники доказано, что эта программа может быть

также использована для моделирования процесса горячей прокатки толстого листа.

Цель и объем работы

В настоящей работе проведено сопоставление теоретических результатов, полученных на

основании численного моделирования процесса прокатки с помощью программы FORGE 2008



, с

результатами, полученными в реальных промышленных условиях.

Исследования проводились для толстолистового проката из стали марки S355JR.

Компьютерные симуляции проводились для процесса прокатки листа в четырех начальных

пропусках на заготовительном прокатном стане в листопрокатном цехе металлургического завода

ISD Częstochowa (Ченстохова, Польша). Между отдельными пропусками было принято во

внимание время, необходимое для реверса полосы на рольганге.

Исходной полосой для численного моделирования процесса прокатки листа был слиток сечением

225×1500 мм и длиной 1997 мм. Прокатка заготовки в обжимной клети в реальном процессе

происходила за 15 пропусков до конечного размера 31,3×3094 мм и длиной 6821 мм.

Технология прокатки листа с такими размерами основывается на прокатке полосы в двух

направлениях: поперечном и продольном. Прокатка в поперечном направлении по сравнению с

длиной заготовки проводится с целью получения необходимой ширины листа.

Проверка теоретических результатов проводилась для первых четырех пропусков. Параметры

прокатки заготовки размером 225×1500×1997 мм в четырех первых пропусках для

заготовительного стана для марки стали S355JR представлены в таблице 1

Секция 2. Листопрокатное производство

136

Таблица 1. Параметры процесса прокатки листа в четырех пропусках заготовительного стана

металлургического завода ISD Hutа Częstochowa

Пропус

Направле

ние

прокатки

Толщ

ина

полос

h [мм]

Ширин

полосы

b [мм]

Длин

полос

l [мм]

Относ

тельн

ое

обжат

ие

ε [%]

Темпер

ату

-ра

полосы

T [°C]

Суммарн

ое

усилие

нажима

P [тонны]

Время

[с]

заготов

ка

- 225,0 1500 1997 - 1250 - -

1ch - 225,0 1500 1997 - - - 42,00

продольн

ое

214,8 1556 2016 4,53 1193 967 0,80

2ch - 214,8 1556 2016 - - - 5,50

продольн

ое

169,8 1557 2550 20,95 1189 2413 1,00

3ch - 169,8 1557 2550 - - - 6,00

поперечн

ое

150,5 2602 1721 11,37 1185 2378 0,66

4ch - 150,5 2602 1721 - - - 5,00

поперечн

ое

132,5 2602 1955 11,96 1180 2363 0,74

Физические свойства стали S355JR представлены в таблице 2.

Таблица 2. Физические свойства стали S355JR

Материал Параметр Символ Величина Размер

Сталь S355JR

плотность

(900-1100)

7830

кг/м

удельная теплота

c (900-1100)

778 J/(

кг·K)

коэффициент

теплопроводности

q (900-1100)

28,3 W/(

м·K)

эмиссионная

способность

0,88 -

Сопротивление деформации стали определено с помощью расширинной функции Hansel/Spittle (1)

[5]. Коэффициенты, входящие в состав функции показаны в таблице 3.

TmmmTm

eeTeA

⋅⋅⋅

⋅

⋅⋅⋅+⋅⋅⋅⋅⋅=

8375

)1(

εεεεσ

(1)

Таблица 3. Коэффициенты функции Hansel/Spittle для исследуемой стали

Марка

стали

S355JR 24078

74,05

0,0018

641

0,1571

0,0861

738

0,0086

211

0,0009

430

0,5000

830

0,0002

389

1,1172

Секция 2. Листопрокатное производство

137

Коэффициенты функции были определены на основании аппроксимации результатов

испытаний на сжатие параллелепипедных образцов размерами 10×15×20 мм, проведенных

на физическом симуляторе “Gleeble 3800”. Определены кривые упрочнения при следующих

параметрах:

скорость деформации: 0,1с

-1

; 1,0с

-1

; 10с

-1

;

диапазон реальной деформации: 0 - 1,3;

температуры: 900°C; 1000°C; 1100°C.

Для проведения компьютерной симуляции необходимо было определить физические

свойства валков. Физические свойства представлены в таблице 4.

Таблица 4. Значения физических свойств валков

Параметр Символ Величина Размер

коэффициент тепловой эффузии:

ckeffus ⋅⋅=

k –

коэф. теплопроводности,

ρ – плотность стали,

– удельная теплота.

effus 1,17·10

⋅

5,0

температура валка Temp_die 60 °C

коэффициент теплообмена alphat 3000

⋅

коэффициент и фактор трения

(

модель Coulomba)

mbarre

0,40

0,80

В проведенных компьютерных симуляциях процесса прокатки листов в условиях прокатного цеха

металлургического завода ISD Huta Częstochowa применен коэффициент теплообмена,

составляющий 3000 W/(м

·K). Эта величина была подтверждена в расчетах, выполненных на

основании измерений температуры с помощью термовизерной камеры в условиях непрерывной

прокатки завода СМС Zawiercie S.A. Температура поверхности валка равна 60

С, также на

основании термовизерных измерений и на основании данных, представленных в работе [6].

Во время симуляции прокатки и охлаждения был принят коэффициент теплообмена равный 10

W/(м

·K).

Кинетические условия деформации приняты на основании данных из инженерных отчетов завода

ISD Huta Częstochowa:

скорость вращения валков: 50 обр/мин,

диаметр валков: 1067 мм,

время прокатки и пауз между пропусками согласно с таблицой 1.

Для увеличения скорости и точности расчетов в симуляциях рассматривается только ¼

поперечного сечения полосы и симметричная половина одного из валков. Использование

симметрии в двух продольных плоскостях является возможным, так как прокатываемая полоса

имеет две основные оси симметрии.

Результаты численных исследований

В результате численного моделирования процесса прокатки слитка размерами 225×1500×1997 мм

получена форма и размеры листа после четырех первых пропусков, проведенных на

Секция 2. Листопрокатное производство

138

заготовительном стане завода ISD Hutа Częstochowa. Размеры листа показаны на рис. 1, а в

таблице 5 представлены параметры численного моделирования прокатки и параметры реальной

прокатки в промышленных условиях.

Ширина листа была рассчитана на основании закона постоянства объема. В реальных условиях

ширина прокатываемого листа не измеряется после каждого пропуска, а измеряется только после

операции кантовки листа на 90

, которая проводится после второго пропуска. В таблице 5 даны

также энергосиловые параметры, полученные в результате численного моделирования прокатки

листа, а также силовые параметры для прокатки листа в условиях прокатного цеха ISD Hutа

Częstochowa.

На основании данных, представленных в таблице 5, построена диаграмма (рисунок 2) сравнения

суммарного усилия нажима на валки при численном моделировании и реальной прокатке. А на

рисунке 3 показана процентная разница результатов численного моделирования и реальной

прокатки.

б)

в)

г)

Рис. 1. Форма и размеры листа, полученные в результате численного моделирования процесса

прокатки в заготовительной клети: а) пропуск 1; б) пропуск 2; в) пропуск 3; г) пропуск 4

1503,8

1500,0

214,8

225,0

1503,8

169,8

1515,9

214,8

169,8

2609,5

2619,6

150,5

2624,5

2619,6

150,5

132,5

Секция 2. Листопрокатное производство

139

Таблица 5. Сравнение результатов численного моделирования с параметрами реальной прокатки

Пропу

ск

Численное моделирование Реальная прокатка

[mm

]

[mm]

[ ]

[kN]

[kN

[kW

]

[°C

]

[mm

]

[mm

]

[ ]

[kN]

[°C

]

214,

1503,

208

1,0

8400 864 3792

119

214,

1556

201

1,0

9670

119

169,

1515,

260

1,2

2187

4096

2034

118

169,

1557

255

1,2

2413

118

150,

2619,

170

1,1

2263

2932

1400

117

150,

2602

172

1,1

2378

118

132,

2624,

192

1,1

2290

2800

1330

116

132,

2602

195

1,1

2363

118

* - ширина листа была рассчитана на основании закона постоянства объема

Рис.2. Сравнение суммарного давления, полученного в результате численного моделирования и

зарегистрированного в реальных условиях во время прокатки заготовки размерами 225×1500×1997

мм в первых четырех пропусках

13,2

9,4

4,8

3,1

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

14,0

1 2 3 4

Пропуск

Процентная разница [%]