Оценка энергосиловых параметров поперечно-винтовой прошивки заготовки с учетом особенностей формоизменения металла в очаге деформации

Введение

Трубопрокатные агрегаты представляют собой технологические линии с высоким темпом прокатки и коэффициентом выхода годного металла. Высокий темп производства в первую очередь определяется эффективностью первого процесса пластической деформации металла – прошивкой непрерывнолитой заготовки (НЛЗ) в пустотелую гильзу на стане поперечно-винтовой прошивки [1 – 3]. Одним из критериев эффективности процесса является оценка энергосиловых параметров – усилия металла на валки, а также момента и мощности прокатки [4]. Для аналитического определения этих параметров большое значение имеет построение истинного очага деформации [5 – 7]. Процесс поперечно-винтовой прокатки характеризуется сложным течением металла в продольном и поперечном направлениях [5; 8 – 9]. Из-за поворота валков на угол подачи и раскатки, а также из-за сложной калибровки инструмента, истинный очаг деформации искажается, что влияет на настроечные параметры стана, вносит неточности при расчете энергосиловых параметров процесса [5; 10 – 12]. В поперечном сечении очага деформации при поперечно-винтовой прошивке, в частности, наблюдается образование «наплыва» металла перед валком, вызванное увеличением радиуса заготовки при входе в локальный очаг деформации [5]. Существующие аналитические методики не позволяют определить параметры очага деформации, не используя допущения и упрощения [5; 13 – 16]. Перспективным направлением является применение современных методов исследований, основанных на строгих научных положениях механики твердого деформированного тела, в частности метода конечно-элементного (МКЭ) моделирования процессов обработки металлов давлением [17 – 19].

Определение параметров очага деформации при поперечно-винтовой прошивке с применением результатов МКЭ моделирования

При работе в программе QFORM была поставлена задача МКЭ моделирования на основе режимов прошивки, а также калибровки и настройки инструмента, принятых при производстве труб в трубопрокатном цехе ТПЦ-1 АО «Северский трубный завод» («СТЗ»). Диаметр заготовки D_з был приняты равным 360 мм. Для моделирования процессов горячей деформации при температуре 1200 °С в качестве материала заготовки была выбрана сталь 45, определяющие соотношения для которой имеются в базе данных программы QFORM. Позиционирование инструмента проводилось, исходя из принятых на производстве технологических параметров настройки прошивного стана (табл. 1).

Параметры для расчета приведены ниже.

• Постоянные условия трения, коэффициент трения по Зибелю:

– на контакте заготовки с валком – 1,5;

– на контакте заготовки с оправкой и линейками – 0,4.

• Скорость валков – 30 об/мин.

• Длина заготовки – 1000 мм, при максимальном количестве шагов между разбиениями стеки – 20.

• Шаг расчета:

– максимальное приращение деформации – 0,1;

– максимальное приращение времени – 0,5 с.

• Равномерный нагрев во всем объеме заготовки.

• Инструмент деформации – абсолютное твердое тело.

Решение задачи МКЭ моделирования процесса позволило определить фактическое «пятно контакта» металла с валком (рис. 1, а), а также рассчитать основные параметры очага деформации. Время прохождения заготовки через очаг деформации по МКЭ моделированию составило 10 с. Для оценки адекватности результатов исследования в работе были рассчитаны параметры очага деформации также по пятну контакта, полученному в ходе промышленного эксперимента (рис. 1, б): в ТПЦ-1 АО «СТЗ» была осуществлена «тормаженка» при прошивке НЛЗ диаметром 360 мм в гильзу размером D×S = 433×26 мм из стали марки Д (сталь 45).

Можно заметить, что форма контактной поверхности в программе QFORM по фактическому пятну контакта отлична от результатов физического моделирования. И при таких вводных определение ширины и площади контактной поверхности по фактическому пятну контакта, полученному при визуализации конечно-элементной модели процесса в программе QFORM, существенно исказит результаты в сравнении с реальными значениями.

Для повышения точности расчета в работе предлагается скомбинировать данную задачу: произвести расчет ширины контакта по аналитическим формулам, но с применением значений абсолютного частного обжатия, коэффициента овализации и всех остальных параметров, полученных по результатам конечно-элементного моделирования. Таким образом, предлагается использовать в качестве расчетных величин значения параметров, полученных не из простого построения геометрии очага деформации, а выгруженные по результатам решения задачи МКЭ моделирования. Тем самым учитывается вся сложность характера течения металла в продольном и поперечном направлениях поперечно-винтовой прокатки и, в частности, учитывается образование наплыва металла в поперечном направлении очага деформации на каждом шаге винтовой линии.

Ширину контактной поверхности металла с валком в i-ом сечении чаще всего определяют по формуле А.И. Целикова с поправками, внесенными А.З. Глейбергом [2]:

где R_i – радиус валка; r_i – радиус заготовки; Δr_i – радиальное обжатие; ξ_i – коэффициент овализации в i-ом сечении, которые определяются при анализе результата МКЭ моделирования в программе QFORM.

Для вычисления площади контактной поверхности очаг деформации разбивают на n участков длиной Δl в продольном направлении. Общую площадь контактной поверхности в этом случае определяют по формуле [2]

где b_i и b_i + 1 – значения ширины контактной поверхности в двух соседних сечениях.

На рис. 2 представлены результаты расчета ширины и площади контактной поверхности по предлагаемому подходу (кривая 1). Скорректированный график изменения ширины контактной поверхности демонстрирует большую сходимость с результатами промышленного эксперимента (кривая 2).

Определение энергосиловых параметров процесса на основе скорректированных параметров очага деформации

Результаты расчета ширины и площади контактной поверхности позволяют оценить энергосиловые параметры процесса, а именно: усилие и момент прокатки.

Усилие определено по формуле [2]

где p – усредненное нормальное контактное давление, которое можно вычислить по формуле [2]

где σ_т – предел текучести металла при данной температуре прошивки. Момент прокатки определен по формуле [2]

где b – ширина контактной поверхности; ψ = 0,5 – коэффициент плеча; l – отношение диаметра трубы к диаметру валка.

По формулам (3) – (5) был произведен расчет параметров на каждом шаге винтовой линии: количество шагов винтовой линии составило 20 (соответствующие количеству сечений) на общей длине контакта 560 мм (табл. 2).

Максимальное усилие прокатки составило 1246 кН, а максимальный момент – 118 кН·м. Результаты расчетов хорошо сходятся с графиком момента прокатки, полученного с пульта управления прошивным станом в ТПЦ-1 АО «СТЗ» при прошивке НЛЗ диаметром 360 мм в гильзу размером D×S = 433×26 мм из стали марки Д (сталь 45) (рис. 3).

Выводы

В работе представлены результаты применения методики оценки формоизменения заготовки при поперечно-винтовой прошивке с использованием программы МКЭ моделирования. Методика позволяет учитывать сложный характер течения металла в очаге деформации, в том числе учитывает влияние наплыва металла при входе и выходе из локального очага, и на основе этого позволяет корректировать расчет ширины контактной поверхности.

Результаты расчета длины и ширины контактной поверхности позволили определить энергосиловые параметры процесса – усилие и момент прокатки в каждом локальном очаге деформации. Максимальное усилие прокатки составило 1246 кН, а максимальный момент – 118 кН·м. Результаты расчетов показали сходимость с графиком момента прокатки, полученного с пульта управления прошивным станом в ТПЦ-1 АО «СТЗ» при прошивке НЛЗ диаметром 360 мм в гильзу размером D×S = 433×26 мм из стали марки Д (сталь 45).