DOKTORI (PhD) ÉRTEKEZÉS. Pálinkás Sándor okleveles anyagmérnök. Tudományos témavezető: Dr. Roósz András egyetemi tanár

Miskolci Egyetem Műszaki Anyagtudományi Kar Kerpely Antal Anyagtudományok és Technológiák Doktori Iskola

Quartó elrendezésű hengerállvány végeselemes modellezése a síkfekvési hibák csökkentése érdekében DOKTORI (PhD) ÉRTEKEZÉS Pálinkás Sándor okleveles anyagmérnök

Tudományos témavezető:

Dr. Roósz András egyetemi tanár

Társtémavezető:

Dr. Krállics György egyetemi docens

Miskolc 2014

Quartó elrendezésű hengerállvány végeselemes modellezése a síkfekvési hibák csökkentése érdekében

Tartalomjegyzék 1.

BEVEZETÉS .................................................................................................................... 3

2.

SZAKIRODALMI ÁTTEKINTÉS ................................................................................. 6

A SZALAG SÍKFEKVÉSÉNEK JELLEMZÉSE ............................................................................... 8 A TERHELT HENGERRÉS ALAKJÁT BEFOLYÁSOLÓ TÉNYEZŐK .............................................. 10 2.2.1. Köszörült alapdomborítás ......................................................................................... 11 2.2.2. Hengerrendszer rugalmas alakváltozása ................................................................... 13 2.2.3. Mechanikai résalak szabályozás ............................................................................... 15 2.2.4. Zónahűtés ................................................................................................................. 17 2.2.5. Hengerrés hőokozta alakváltozása (hődomborítás) .................................................. 18 2.3. A SÍKFEKVÉSI HOLTSÁV ...................................................................................................... 21 2.4. A SÍKFEKVÉS MÉRÉSÉNEK LEHETŐSÉGEI ............................................................................. 23 2.4.1. Moiré topográfia alkalmazása................................................................................... 23 2.4.2. ASEA síkfekvés szabályzó rendszer ......................................................................... 24 2.4.3. ABB Stresszométer................................................................................................... 26 2.4.4. SIFLAT mérőszenzor ............................................................................................... 27 2.4.5. BFI mérőhenger ........................................................................................................ 28 2.4.6. Síkfekvés mérése a Shapeline rendszerrel ................................................................ 29 2.5. A HENGERLÉSI FOLYAMAT VÉGESELEMES MODELLEZÉSE ................................................... 31 2.1. 2.2.

3. 3.1. 3.2. 4. 4.1. 4.2.

5. 5.1. 5.2. 5.3. 5.4.

SÍKFEKVÉSSEL KAPCSOLATOS PARAMÉTEREK MEGHATÁROZÁSA ...... 33 A SÍKFEKVÉS MÉRŐSZÁMÁNAK MEGHATÁROZÁSA .............................................................. 33 A VON ROLL GYÁRTMÁNYÚ KÍSÉRLETI HENGERÁLLVÁNY HENGERRÉS ALAKJÁNAK MEGHATÁROZÁSA.............................................................................................................. 36 SAJÁT FEJLESZTÉSŰ MÉRÉSI MÓDSZER KIDOLGOZÁSA ............................. 42 A MÉRÉSI MÓDSZER KIDOLGOZÁSA ..................................................................................... 42 A LENCSÉSSÉGET MÉRŐ ESZKÖZ FEJLESZTÉSE..................................................................... 44 4.2.1. Lencsésség meghatározása számítógépes képelemzéssel ......................................... 45 4.2.2. Mérés kiértékelése .................................................................................................... 47 KOMPLEX VÉGESELEMES MODELL KÉSZÍTÉSE ............................................. 49 MECHANIKAI ALAPOK ......................................................................................................... 52 A VON ROLL GYÁRTMÁNYÚ KÍSÉRLETI HENGERÁLLVÁNY RUGALMASSÁGÁNAK MEGHATÁROZÁSA.............................................................................................................. 54 A HENGERLÉSI FOLYAMAT MODELLEZÉSE ........................................................................... 59 A HULLÁMOSSÁG KIMUTATÁSÁRA IRÁNYULÓ MODELL ....................................................... 74

6.

A HENGERRÉS ALAK SZÁMÍTÁSÁRA SZOLGÁLÓ ANALITIKUS ÉS A VÉGESELEMES MODELL EREDMÉNYEINEK ÉRTÉKELÉSE ......................... 78

7.

AZ ELÉRT EREDMÉNYEK HASZNOSÍTÁSÁNAK LEHETŐSÉGEI .................. 80

8.

ÖSSZEFOGLALÁS, TUDOMÁNYOS EREDMÉNYEK........................................... 83

9.

FELHASZNÁLT IRODALOM ..................................................................................... 86

10.

AZ ALKALMAZOTT FŐBB JELÖLÉSEK ÖSSZEFOGLALÁSA ......................... 89

11.

MELLÉKLETEK ........................................................................................................... 92

2


1. Bevezetés Az alumíniumötvözetek építőipari és egyéb szerkezeti célú alkalmazásának folyamatos növekedése és újabb igények megjelenése, pl. a gépjármű- és repülőgépgyártásban történő felhasználás újabb kutatási periódust indított el a hideghengerlési technológia vizsgálatában. A nem-vas fémek közül az alumínium ötvözetek autóipari alkalmazásában figyelhető meg a legnagyobb fejlődés (1.1. ábra). Amíg 1978-ban az egy autónál felhasznált alumínium átlagos mennyisége mindösszesen 32 kg és ezen belül az öntött alumínium aránya 90 % volt, ugyanakkor az alumínium átlagos mennyisége 2008-ban már 130 kg és lényegében az öntött és alakítható alumínium ötvözetek aránya közel megegyezik.

1.1. ábra: Az alumínium ötvözetek autóipari felhasználásának növekedése [1] Manapság szinte minden autógyártó készített már alumínium karosszériás autót. Az elektromos hajtású járművek megjelenésével az akkumulátor véges kapacitása miatt a hatótávolság növelésének érdekében cél a gépjárművek tömegének csökkentése. Ez még inkább megerősíti azt, hogy az iparnak egyre több hidegen hengerelt alumínium lemezre lesz szüksége. Az első alumínium karosszéria az Audi nevéhez fűződik, ez az A2 széria (1.2. ábra), ezzel 135 kg tömegcsökkenést értek el, a felsőkategóriás Audi A8 esetében a tömegcsökkenés 239 kg volt.

1.2. ábra: Alumínium karosszériás Audi A2 [1]

3


A 1.3. ábra az autóiparban használt anyagok felhasználását mutatja 1975 óta. Látható, hogy a vas és acél helyett egyre több műanyagot és könnyűfémet használnak az autóiparban.

1.3. ábra: Az autógyártásban alkalmazott anyagok [2] Az utóbbi évtizedekben világszerte felgyorsult a hideghengerlési technológiák fejlődése. Az általános fejlődés értelemszerűen a féltermékekkel szemben is fokozott követelményeket támaszt, ami a felhasználók részéről elsősorban szigorú minőségi elvárások formájában jelentkezik [3]. A korszerű szalagfeldolgozó iparágak minőségi feltételei az utóbbi időben különösen a hengerelt termékkel szemben támasztott alaki követelmények területén növekedtek. A hengerrés alakváltozási törvényszerűségei következtében a végső alak kialakulásában a technológiai műveleteknek igen nagy szerepe van [4]. A végeselemes analízis és a számítástechnika utóbbi időben bekövetkezett fejlődése lehetővé tette a teljes hengerlési folyamat részletes szimulációját. Alapvető célkitűzésem, hogy pontosan feltérképezzem a hideghengerlés során kialakuló hengerrést, amely a hengerelt szalag alakját, ezáltal a síkfekvését is befolyásolja. Kutatómunkám fő gerince – a fő célkitűzésnek megfelelően – olyan komplex modellezési módszer kidolgozása, amelyet az iparban alkalmazva javul a hidegen hengerelt lemezek síkfekvése, ezáltal növekszik a hengerművek versenyképessége. Kutatásom során törekedtem arra, hogy korszerű mérési- és számítástechnikai módszereket használjak fel úgy, hogy az alakítandó anyag és az alakítást végző szerszám közötti kölcsönhatást modellezni tudjam. 2008-ban az Alcoa-Köfém Kft.-ből egy VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány (5.1. ábra) áttelepítésre került a Miskolci Egyetem Fémtani és Képlékenyalakítási és Nanotechnológiai Intézetébe (a továbbiakban ME-FKNI). A hengerállvány teljes körű felújítása után, hengerlési erő hatására kialakuló hengerrés változását bemutató kísérletsorozatot végeztem. A hengerléshez keskeny alumínium szalagot használtam, azonban az elért eredmények egyéb fémek hengerlése során is hasznosíthatóak. A hengerlés egy igen összetett folyamat, melynek a teljes körű 3 dimenziós modellezése a mai modern számítástechnikai eszközökkel is nehézkes. Az utóbbi

4


években a számítógépi kapacitások növekedésével kezdtek megjelenni olyan publikációk, amelyek a hengerlés folyamatának komplex modellezésével foglalkoztak. Azonban csekély számú szakirodalmi utalás található a hengerelt termék alakjának végeselemes vizsgálatára [5–9]. A folyamat bonyolultsága abból adódik, hogy hengerléskor az egymással érintkező hengerek és a hengerállvány által alkotott rugalmas rendszer közvetlen kölcsönhatásba lép a rugalmas-képlékeny lemezanyaggal. Ennek a kölcsönhatásnak az eredményeként jön létre a hengerelt termék, amelynek lokális geometriájának megváltozását követni kell a gyártási folyamatban. Ezért szükség van egy olyan mechanikai modellre, amellyel ezt a kölcsönhatást részletesen elemezni lehet. A 3. fejezetben a különböző síkfekvéssel kapcsolatos paraméterek meghatározásával foglalkozom. A 4. fejezetben bemutatom az általam fejlesztett mérőrendszert, amely alkalmas a síkfekvéssel kapcsolatos paraméterek mérésére. Az 5. fejezetben egy komplex végeselemes modellt mutatok be, amely képes a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállványon végbemenő hideghengerlési folyamat teljes körű leírására, azaz a hengerhajlítás hatására kialakuló lencsésség, valamint a lemezben keletkező hullámosság modellezésére. A disszertációm további fejezetében analitikus és végeselemes számítások eredményeinek kiértékelését bemutatom, valamint az elért eredményeim további hasznosítási lehetőségeit.

5


2. Szakirodalmi áttekintés Az ME-FKNI Fémtani és Képlékenyalakítási Tanszékén és annak jogelődjén, a Kohógéptani Tanszéken hosszú múltra tekint vissza a hengerlés technológiájának kutatása. A korábbi oktatók által számos tankönyv született [10–15]. A Tanszék mindig is elkötelezett volt az ipari kapcsolatok ápolása iránt, így a közelmúltban is több kutatási jelentést készítettünk az ALCOA-KÖFÉM számára. A Tanszéken korábban tudományos tevékenységet végzett oktatók, kutatók munkái közül kiemelem Voith Márton kandidátusi értekezését (1976), melynek címe: A sík szalagkifekvést biztosító hideghengerlési technológia optimalizálása, valamint Oláh Zoltán egyetemi doktori értekezését (1976), amely a tám- és munkahenger egységes rendszer, eredő rugalmas alakváltozásának elméleti és kísérleti vizsgálatáról szól. A Kerpely Antal Anyagtudományok és technológiák Doktori Iskolában az elmúlt évtizedben többen végeztek kutatásokat a hengerlés témakörében. Ezek a következők: Bakos István: Az acél szélesszalag hideghengerlés fejlesztése alapvető technológiai paraméterek optimalizálásával és termelésirányítási rendszerfejlesztéssel (2002), ebben a hideghengerlés technológia-tervezési, valamint termelésszervezési fejlesztésének lehetőségeit vizsgálta. Braun Gábor: Az acél szélesszalag meleghengerlési technológia tervezésének újszerű alapelvei (2003), melyben olyan számítógépes programot hozott létre, amely segítségével a hengerléstechnológiát modellezni, illetve az általa megalkotott elvek alapján optimalizálni lehet. Sebő Sándor: A melegen hengerelt acélszalagok tulajdonságainak javítása a szalaghűtő-rendszer optimalizálásával (2003) című értekezésében, olyan szalaghűtési modellt alkotott, amely felhasználható offline üzemmódban a szalaghűtési folyamatok korszerű modellezésére, valamint a szükséges anyagállandók teljeskörű ismerete és beépítése esetén online folyamatirányításra is alkalmas. Tóth János: Saválló acélszalag meleghengerlési technológiájának optimalizálása (2008), ahol egy egész gyártástechnológia figyelembevételével lett az átmelegítés és a lencsésség vizsgálva, hiszen ha ezek a meleghengerlés során nincsenek kellőképpen figyelembe véve, akkor nem lehet hatékonyan hideg terméket sem gyártani. A disszertációm témája részben kapcsolódik a fentiekhez, a hengerlési folyamat során kialakult alaki jellemzőket vizsgálom a síkfekvési hibák csökkentése érdekében azonban én alumínium alapanyagot használtam és a végeselemes modellezés előnyeit kihasználva kevesebb hengerlési kísérletre volt szükségem. A termelékenység szempontjából optimális az a hideghengerlési technológia, amellyel egy adott hengersoron egy adott anyagminőségű hengerelt termékből, az előírt kiindulási és készméretek mellett időegységben a legnagyobb mennyiség gyártható. A hidegszalag hengerlési technológiájának optimalizálásakor a maximális termelékenység mellett a minőségi követelményeket is ki kell elégíteni. A minőség szempontjából fontos az olyan szalag hengerlése, amelynél a szélesség mentén az alakváltozás mértéke mindig, azaz minden egyes szúrásban egyenletes [4]. A síkfekvés feltétele tehát az, hogy a szalag szélessége mentén az elemi szálak hossza ne változzon:

l1  x   állandó

(1)

ahol: l1  x  – a készre hengerelt szalag elemi szálhosszúsága x függvényében,

6


0  x  b – futó koordináta a szalagszélesség mentén.

A szalag szálhosszúsága az alapanyag méreteinek függvényében a következő módon fejezhető ki: l1  x   l0  x  

h0  x 

(2)

h1  x 

ahol: l0  x  – az alapanyag szálhosszúsága x függvényében,

h1  x  – a hidegen hengerelt szalag vastagsága x függvényében, h0  x  – az alapanyag vastagsága x függvényében. A síkfekvés feltétele akkor teljesül, ha a (1) differenciálhányadosa zérus. Ezt az alábbi egyenlet fejezi ki:

dl1  x  dx

0

függvény

x

szerinti

(3)

A deriválás elvégzése után az egyenletet rendezve, megkapjuk a síkfekvés feltételének differenciálegyenletét: dh1  x  h1  x 



dh0  x  h0  x 



dl0  x 

(4)

l0  x 

Ha a síkfekvés feltétele nem teljesül, akkor a kifutó szalagon a következő jelenségeket lehet tapasztalni:  A szélesség mentén a szalag elemi szélességű szálai az eltérő nyújtási tényezők miatt különböző hosszúságúak, ami vastag szalagoknál maradó belső feszültséget, vékony szalagoknál pedig hullámosságot okoz.  Hengerlés közben a leadó és a felcsévélő oldalon a szalagszélesség mentén a húzófeszültség eloszlása egyenlőtlen, ami szélső esetben szakadáshoz is vezethet.  A szalag sávokra történő hasítása után az egyes sávok görbültek („kardosak”) lesznek [4]. A szélesség mentén egyenletes alakváltozás feltétele az, hogy a munka- és támhengerekre köszörült alapdomborítás a hengerek rugalmas alakváltozásait (behajlás és belapulás), valamint a hőmérsékletváltozás hatására bekövetkező hődomborulatot (hőbombírt) kompenzálja [3, 16, 17]. A hideghengerléskor mindig alkalmazott nagy külső húzófeszültségek következtében a szalag, alakítás közben látszólagosan sík kifekvésű lehet annak ellenére, hogy a hengerrésre vonatkozó fenti feltételek nem teljesülnek. A jelentős nagyságú külső húzóerő (feszítés) megszűntével azonban megjelennek vagy megjelenhetnek (ez a szalag vastagságának függvénye) hullámok, illetve a hasított szalagcsíkok „kardosak” lesznek (2.1. ábra).

7


2.1. ábra: A kardosság elvi ábrája [18]

2.1.

A szalag síkfekvésének jellemzése

A meleghengerlés során előállított tekercseket hideghengerléssel több szúrásban továbbhengerlik addig, amíg a szalag el nem éri végső méretét, majd a hideghengerlési folyamat végén ismét feltekercselik. Attól függően, hogy a szalag hengerlése folyamán a hengerrés hogyan változik, a szalag hullámosságának különböző megjelenési formái vannak (2.2. ábra). Ezek a következők lehetnek: középhullámosság, szélhullámosság, negyedhullámosság.

2.2. ábra: Hengerlés során kialakuló hullámosság jellemzőbb formái [18] A 2.2. ábra alapján a jellegzetes alakhibák a következők:  középhullámosság (baloldali ábrarész): A hengerlési sebesség növelésével nő a hőmérséklet, ennek következtében nő a hődomborítás, a hengerek átmérője a palásthossz mentén nem egyenletesen növekszik, középen a növekedés nagyobb mértékű lesz, ezért a középrés „jobban” szeretne megnyúlni.  szélhullámosság (középső ábrarész): A henger-rendszer rugalmas kihajlása nagyobb, mint a hődomborítás hatása, ezért a szalag szélei kapnak nagyobb alakváltozást és szeretnének jobban megnyúlni.  negyedhullámosság (jobboldali ábrarész): A középhullámosság és a szélhullámosság kombinációjából kialakuló helyi hullámosság.

8


A 2.2. ábra a szalag szélessége mentén eltérő alakváltozás miatt kialakuló hullámosságokat mutatja, viszont az újabb szakirodalmakban [8] találkozhatunk a vastagság mentén eltérő alakváltozás miatt létrejövő alakhibákkal is. Ha a szélesség mentén különböző hosszúságúak a szalag elemi szálai, az vékony szalagoknál szélhullámot vagy középhullámot okoz. Azonban ha a vastagság mentén különböző hosszúságúak a szalag elemi szálai, az görbületet okoz. A hosszirányú szálak vastagság menti hosszkülönbözősége a szalag hosszirányú görbületéért (coil set) felelős, míg keresztirányú szálak vastagság menti hosszkülönbsége keresztirányú görbületet (crossbow) okoz (2.3. ábra).

2.3. ábra: Síkfekvési hibák [8] (a) – középhullám, (b) – szélhullám, (c) – hosszirányú görbület, (d) – keresztirányú görbület

Az alakhibák származhatnak még a nem megfelelő hűtés-kenésből, mivel a homogén alakváltozás mértékét nem lehet biztosítani a teljes szélesség mentén. A homogén alakváltozást befolyásolja a munkahenger alapdomborítása és a munkahenger felületi érdesség eloszlás. Ha a bombír nem szimmetrikus és a felületi érdesség eloszlás egyenlőtlen az anyagban, eltérő hőtani állapotok fognak kialakulni. Lokálisan az átlagosnál nagyobb alakváltozás jön létre a hengerlés során. Túlhengerlődik az anyag a nagyobb termikus hatás miatt, kihengerlési pontok alakulnak ki [20]. Az alakhibák csökkentésének lehetőségei:  zónahűtés alkalmazása,  megfelelő alapdomborítás megválasztása,  mechanikai résalak szabályozás,  sebesség változtatás (változik a hődomborítás). A síkfekvés a szalagnak azt a tulajdonságát fejezi ki, hogy külső feszültség nélkül magára hagyva mennyire közelít a sík állapothoz. Ha egy fémlemez a hengerlés irányára merőlegesen különböző mértékű alakításnak van kitéve, különböző mértékű megnyúlást szenved a szélessége mentén. Ez a nemkívánatos különbség hullámok megjelenését eredményezheti a szalag terhelésmentes állapotában. Ha a szélessége mentén csíkokra vágnánk a lemezt, az egyes részek eltérő megnyúlása láthatóvá válna. A relatív megnyúlás (L/L) eloszlása a szélesség mentén,

9


jellemzi a szalag síkfekvését (2.4. ábra). A szalag hullámosságának jellemzésére az „International Unit”-ot (IU) használják:

IU  105

L L

(5)

2.4. ábra: A relatív megnyúlás eloszlása A síkfekvés vizsgálatához a lemezek keskeny szalagokra vágása nem alkalmas módszer az ipari gyakorlatban, nem is beszélve arról, hogy a hosszú szalagok esetén igen körülményes lenne a mérés. Ezért a síkfekvés számítására szinuszos közelítést használnak. A 2.5. ábra mutatja a lemez síkfekvését, amelyet az alábbiak szerint számolhatunk:  H  IU  10     2 L 

2

5

(6)

ahol: L – hullámhossz, H – a hullám magassága.

2.5. ábra: A hullám magasságának és hosszának értelmezése

2.2.

A terhelt hengerrés alakját befolyásoló tényezők

A méretpontos alaktól való eltérések a képlékenyalakítási műveletek hibái során alakulnak ki. Alakhű és a belső alakítási feszültségektől mentes - vagyis síkfekvő szalag hideghengerlési technológiájának megtervezésekor figyelembe kell venni:  a munkahengerek rugalmas és termikus alakváltozását,  a hengerek alapdomborítását,  az alapanyag meleghengerlése során kialakuló lencsésséget,  a hengerek kopását.

10


Egy belső feszültségektől mentes termék hideghengerlésének feltétele az, hogy a szalagszélesség mentén a fajlagos alakváltozás azonos legyen. A hengerrés alakjának tehát szúrásról-szúrásra követnie kell a szélesség irányú alakváltozás szúrásonkénti egyenlőségének követelményét. A hengerrés alakját a köszörült alapdomborításon kívül a hengerlési erőből, mint megoszló terhelésből származó kihajlás (mechanikai terhelés) és a hengertest egyenlőtlen felmelegedéséből származó hődomborítás (hőterhelés) együttesen szabja meg [4]. A terhelés alatt lévő hengerrés alakját befolyásoló tényezők az alábbiak:  a köszörült alapdomborítás,  a hengerrendszer rugalmas alakváltozása,  a mechanikai résalak szabályozás,  a hengerrés hőokozta alakváltozása (hődomborítás),  a zónahűtés. A hengertest nagy tömege miatt a hődomborítás állandóságára kell törekedni azért, hogy a tranziens jelenségek ne okozzanak alakhibákat a hengerelt termékben. A hődomborítás állandóságának eléréséhez az szükséges, hogy a hőáramsűrűségek időben állandóak legyenek, tehát valamennyi termék valamennyi szúrásában a hengertestbe jutó és az abból elvont hőmennyiség azonos legyen. Ha ezt a feltételt nem tudjuk kielégíteni, vagy belső feszültségek lesznek a hengerelt termékben, vagy a hengerrést folyamatosan szabályozni kell. Ilyen szabályozás a nagy időállandójú (de vele nagy hőtáguláskülönbség érhető el) zónahűtés vagy fűtés és a kis időállandójú mechanikus résszabályozás (hengerhajlítás, hengereltolás, hengerpalást felfújás, CVC technológia stb.) [4]. A hideghengerlési technológiával előállított szalagok ideális mértani alakja párhuzamos síklapokkal határolt hasáb. A valóságos alak – a gyártás műszaki és technológiai feltételeitől függően – többé-kevésbé eltér az ideálistól. Ezt az eltérést lencsésségnek nevezzük. Egy bizonyos mértékű lencsésségre mindig szükség van, mivel ez biztosítja számunkra, hogy a lemez a hengerek között oldalirányban ne tudjon elmozdulni a hengerlés során. Viszont, ha a lencsésség mértéke egy bizonyos értéknél nagyobb, az hullámosság kialakulásához vezet [21]. Létezik egy olyan tartomány a lencsésség megváltozásában, amely nem okoz hullámosságot, ezt a tartományt síkfekvési holtsávnak nevezzük (2.3. fejezet). A kifutó szalag lencsésségének értelmezését a 2.6. ábra mutatja.

 hki  h1,k  h1,sz 2.6. ábra: A lencsésség értelmezése [21]

2.2.1. Köszörült alapdomborítás A szélesség mentén egyenletes alakváltozás feltétele az, hogy a munkahengerekre köszörült alapdomborítás a hengerek rugalmas alakváltozásait (behajlás és belapulás) és a hőmérséklet hatására bekövetkező hődomborulatot kompenzálja.

11


Általánosságban megfogalmazható tehát az, hogy olyan mértékű domborítást kell alkalmazni a hengereken, hogy a kialakuló hengerrésben az egyenletes alakváltozás feltétele teljesüljön. A hengerek domborítását több paraméter befolyásolja, ezek a következők:  a hengerlési erő,  a hengerelt szalagszélesség,  a hengerelt anyag minősége,  a hengerrésben kialakuló hőmérsékleti viszonyok,  a hengerelt anyag kiinduló szelvényalakja.

2.7. ábra: Munkahenger köszörült bombírja A 2.7. ábra jelöléseit felhasználva, a henger köszörült bombírjának nagysága, meghatározható a következő összefüggéssel:

Domborítás 

Dk  Db 2

(7)

A hengerbombír arra szolgál egyfelől, hogy kompenzálja a hengerlési erő miatti deformációt. Másfelől, hogy fenntartsa a közel derékszögű profilt (2.8. ábra). Megfelelő nagyságú köszörült bombírral hengerelve, közelíthetünk az ideális profilú szalag, azaz a téglalap alak eléréséhez. Ez azonban nem tartható fenn a hengerlés során, ugyanis a szalag középen tartása csak egy megfelelő munkahenger behajlással érhető el [22].

2.8. ábra: Hengerbombír alkalmazásának hatása

12


2.2.2. Hengerrendszer rugalmas alakváltozása A hideghengerléssel előállított szalag síkfekvése szorosan összefügg a hengerlés folyamán kialakuló hengerréssel. A jó síkfekvésű szalag hengerléséhez tehát ismerni kell hengerrés pontos alakját. A számítás során a tám- és munkahengerek érintkezésének viszonyát nyomon kell követni. A terhelt hengerrés alakjának változását a 2.9. ábra mutatja. A hengerrendszer rugalmas alakváltozását a következő paraméterek befolyásolják:  a munkahenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása ( y1(b /2) ), 

( b /2) a támhenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása ( ytámh ),



a munkahenger belapulása,



a munka és támhenger összelapulása.

 hbe  h0,k  h0,sz

y1(b /2)  ymh,k  ymh,sz

( b /2)  hki  h1,k  h1,sz  2 yrés

( b /2) ytámh  yth,k  yth,sz

2.9. ábra: A hengerrés változása [23] A 2.10. ábra azt mutatja, hogy a hengerlés folyamán a hengertest szélessége mentén kialakuló fajlagos felületi nyomás nem állandó, látható, hogy középen nagyobb, ezért itt nagyobb a belapulás és az összelapulás mértéke.

13


2.10. ábra: A hengertest szélessége mentén kialakuló felületi nyomás [13] A hengerrés alakjának számítása, a 2.9. ábra jelölései alapján: ( b /2)  hki  e   hbe  2 yrés

(8)

( b /2) ( b /2) ( b /2) ( b /2) yrés  y1(b /2)  yhj(b,/2)  yhő T  yhj , M  y0 , mh 

( b /2) ( b /2) ( b /2)  2   y0(b /2)  yhő , mh  ytámh  ytámh , hő 

(9)

ahol: y1(b /2) – az egyik munkahenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva, ( b /2) yhj ,T – az egyik munkahenger rugalmas meghajlítását előidéző Fhj hajlítóerőből származó nyíróerő hatására bekövetkező rugalmas alakváltozás a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva, ( b /2) yhj , M – az egyik munkahenger rugalmas meghajlítását előidéző Fhj hajlítóerő által létrehozott hajlítónyomaték hatására bekövetkező rugalmas alakváltozás a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva, ( b /2) y0 – az egyik munkahenger köszörült alapdomborítása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva, ( b /2) yhő ,mh – az egyik munkahenger hőokozta alakváltozása a b/2 szalagszélességre ( b /2) támh

y

vonatkoztatva, – az egyik támhenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva,

14

Quartó elrendezésű hengerállvány végeselemes modellezése a síkfekvési hibák csökkentése érdekében ( b /2) ytámh , hő – az egyik támhenger hőokozta alakváltozása a b/2 szalagszélességre

y

( b /2) 0

vonatkoztatva, ( b /2) ( b /2) y  ytámh  ytámh ,hő  – a rugalmas ágyazás alakja, ( b /2) hő , mh

 2 – a belapulási együttható: a tám- és munkahenger érintkezési vonalán fellépő alakváltozások, domborítások rugalmas deformációja (belapulása) után a résben megjelenő rész. A szuperpozíció elve alapján az egyes alakváltozások külön – külön határozhatók meg [24].

2.2.3. Mechanikai résalak szabályozás Többféle módszer terjedt el a mechanikai résalak szabályozásra, amellyel megfelelő alakot és magasságcsökkenést érhetünk el a hengerelt termékek esetén. A mechanikai résalak szabályozásának módjai:  hengerhajlítás,  közbenső hengerhajlítás (munkahenger és támhenger között),  henger tengelyvonalának eltolása,  kenőanyag hozzáadása,  feszítés változtatása,  hengerek tengelyvonalának keresztezése,  közbenső henger betolása,  CVC technológia (folyamatosan változtatható bombír). A hengerhajlítás történhet a munkahengerek meghajlításával, ahol két „irányt” különböztetünk meg az egyik az úgynevezett pozitív hajlítás, a másik a negatív hajlítás (2.11. ábra).

2.11. ábra: A negatív és pozitív hengerhajlítás elvi ábrája [25]

15


A másik általánosan alkalmazott módszer során a munkahengerek hajlítása a támhenger hajlító rendszeren keresztül történik. A leghatásosabb hengerhajlítási módszer, a munkahenger hajlító rendszer. Ez a megállapítás abból adódik, hogy a támhenger hajlító rendszerek esetén a munkahengerek merevsége miatt kialakul egyfajta ellenállás a támhengerek irányába, továbbá figyelembe kell venni magát a támhenger merevséget is. Az egyes hengerhajlító módszerek kombinációjával a közép- és szélhullámossági hibákon kívül a helyi hullámosságot is ki lehet küszöbölni (2.12. ábra).

2.12. ábra: A különböző hengerhajlítási rendszerek hatása a hengerrés alakra [26] A hengerlés során alkalmazott kenőanyag kenőképességének változtatása egy másik lehetőség a síkfekvés szabályozására. A kenőanyag csökkenti a deformációs zónában fellépő súrlódást, ami csökkenti a hengereket szétfeszítő erő nagyságát, ezáltal a hengerek belapulása kisebb. Ez a szabályozási módszer megköveteli, hogy két egymástól elkülönített kenőanyag rendszer legyen a hengerállványba telepítve. A szalagfeszítés is hatással van a szalag síkfekvésére. Húzófeszültség növekedése a csökkenti a hengerlési erőt és a munkahengeren jelentkező nagyobb bombírral kell számolni a hengerlési folyamat során. Abban az esetben, ha a szalag közepén az elemi szálak hossza túlságosan nagyra adódik a szalag széleihez képest, akkor a feszítés mértékének növelése vagy ellenkező esetben annak csökkentése megfelelő eszköz lehet a síkfekvés szabályozásának területén. Az ilyenfajta szabályozási eljárás főképpen vékony szalagok (0.3 mm vastagságú) esetében hatásos. A feszítés nagyságának változtatásában azonban van egy korlát, ugyanis túl nagy feszítés hatására a szalag elszakadhat. A nagyobb bombír, amit a munkahengerek keresztezésével érnek el, csökkenti a hengerlési erőt a szalag szélessége mentén. A korábban kivételesen csak két hengeres (duó) állványokban alkalmazott eljárást, később a Mitsubishi Heavy Industries fejlesztette tovább. A fejlesztés célja a quartó üzemmód, amelyben a munka- és a hozzátartozó támhengerek tengelyeinek párhuzamossága megmaradt. Ez az eljárás „pair-crossing” néven vált ismertté. A hat- vagy annál több hengerrel szerelt állványokban (mint a hat- vagy annál többhengeres állványok) lehetőség van, a közbenső hengerek tengelyirányú eltolására. A jellemzően nagy hengerlési erő és a hengerlés során fellépő nagy súrlódás miatt a közbenső hengerek axiális állítása kis hengerlési sebességek esetében nem használható, viszont nagy sebességek esetén már hatásosnak bizonyul.

16


Hasonló szabályozási módszer az ún. CVC eljárás (2.13. ábra és 2.14. ábra). A közbenső hengerek tengelyirányban mozgathatók, továbbá a hengerek palástjának alakja a szélesség mentén folyamatosan változtatható. Az így kapott ún. S-alakú hengerek ellentétes irányú elmozgatásával a hengerrés alakja széles tartományban változtatható. Ez utóbbiból adódik az eljárás neve is, amely a folyamatosan változtatható bombír (Continuously Variable Crown, CVC).

2.13. ábra: A CVC elve, Tengelyirányban mozgatható S-alakú hengerek [25]

2.14. ábra: Pozitív, semleges és negatív alakszabályozás [25] A több hengeres állványok esetén lehetőség nyílik arra, hogy a felső- és alsó támhengereknél elhelyezkedő, hidraulikus- vagy orsós szabályozók segítségével a munkahenger egyes pontjaira szélessége mentén nagy nyomást adjanak. Az összes szabályozó egyidejű alkalmazására is van lehetőség, ekkor az egyes szabályozók hatásai szuperponálódnak. Két, egymástól karakterisztikában eltérő síkfekvés-szabályozó rendszer kombinációjával lehetőség nyílik bármilyen szalagprofil leírására [26].

2.2.4. Zónahűtés További résalak- és síkfekvés szabályozási eljárás a munkahengerek zónahűtése. A henger egyes zónáinak hűtésével, a zónahűtés lehetőséget nyújt, a bombír csökkentésére. Ezzel ellentétes jelenség, a hengerek melegítése, amivel a bombír növelhető. Mindkét, hőmérsékletszabályozáson alapuló eljárás hatásossága, attól függ, hogy mekkora a munkahengerek hő tehetetlensége illetve a munkahenger és a hűtőközeg közötti

17


hőmérséklet különbség. Általános esetben a zónahűtés hatását időben később fejti ki, szemben a munkahenger hajlítással. Azonban, nagy hőmérséklet-különbség esetén, a zónahűtés a mechanikai résalak szabályozókhoz hasonlóan, gyors beavatkozás [26]. A munkahengerek hőmérsékletét tehát szabályozni kell ahhoz, hogy elkerülhető legyen a nem kívánt hőtágulás - amely a hengerek alakváltozásával illetve a rés alakjának változásával jár - ezzel a lehető legegyenletesebb hőeloszlást kapjuk. Megfelelő fúvókaszabályozással (nyitás-zárás) kvázi-parabolikus alak érhető el (2.15. ábra).

2.15. ábra: A zónahűtés elve [22]

2.2.5. Hengerrés hőokozta alakváltozása (hődomborítás) A hengerrés hőokozta alakváltozása (a hődomborítás) a munka- és a támhengerek hőtágulásának eredőjeként alakul ki. A támhengerek hőtágulásának csak a fele, míg a munkahenger teljes hőtágulása számításba veendő az eredő hengerrés meghatározásakor (2.16. ábra) [12].

2.16. ábra: A támhenger szerepe a hengerrés kialakításában [12]

18


Ennek megfelelően a hengerek melegedéséből származó és a szalagszélességre vonatkozó hengerrés-változás:

1 2

( b /2)  hhő(b /2)  2  yhő  2   d (b /2)  2    D(b /2)

(10)

ahol:  hhő(b /2) – a hengerrés hőokozta alakváltozása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva, ( b /2) – az egyik munka- és az egyik támhengernek a szalag szélessége mentén yhő bekövetkező hőtágulásból, a hengerrést befolyásoló hányad a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva, ( b /2)  d – a munkahengernek a szalag szélessége mentén bekövetkező hőtágulásból adódó méretváltozása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva,  D(b /2) – a támhengernek a szalag szélessége mentén bekövetkező hőtágulásból adódó méretváltozása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva.

A hengerek hőtágulását behelyettesítve: ( b /2) ( b /2) yhő   hő    d   Tmh 

R q D ( b /2)   Tmh   hő    d  b mh 2 umholaj

(11)

ahol:  hő – a hengertest nem egyenletes hőmérséklet eloszlását kifejező tényező,  – lineáris hőtágulási együttható,  Tmh(b /2) – a munkahengeren b/2 szalagszélesség mentén mérhető hőmérsékletkülönbség, qmh – a munkahenger felületegységén keresztül átáramló hőmennyiség, umholaj – a munkahenger felülete és a ráfolyó hűtő-kenő olaj közötti hőátadási tényező, Rb – a szalagszélességtől függő állandó:

Rb  1,5 

1 b  cosh  amh   mh   2 



0,5 b  cosh  ath   th   2 

(12)

ahol: amh – a munkahenger hűtési viszonyaitól függő állandó,  mh – a munkahenger tengelyirányú hővezetési száma, ath – a támhenger hűtési viszonyaitól függő állandó,  th – a támhenger tengelyirányú hővezetési száma. Az anyagra jellemző hőáramsűrűségek ismeretében (mivel minden anyag más és más hővezetési tényezővel rendelkezik) mód nyílik arra is, hogy a hengertestek hőmérsékletét meg lehessen határozni. A henger hőmérsékletét a hengertestbe beáramló

19


hőmennyiség, valamint a hűtéssel elvont hőmennyiség egyensúlyából lehet meghatározni [27]. A hengertestben várható hőmérséklet-eloszlást a 2.17. ábra mutatja be.

2.17. ábra: Hőmérséklet eloszlás a hengertestben [12] A hengertestben a hőmérséklet-eloszlás nem egyenletes (2.17. ábra). A hőtágulás az egyes hengerkeresztmetszetek átlagos hőmérsékletétől függ, ami a palást- és a maghőmérséklettel van összefüggésben. Az összefüggést kifejező tényező:

 hő

( köz ) ( köz ) n T felület  Tmag  1 c   ( köz ) ( b /2) n  2 T felület  T felület

(13)

ahol: ( köz ) T felület – a hengertest palásthőmérséklete a hengerelt szalag közepén, ( köz ) Tmag – a hengertest maghőmérséklete a hengerelt szalag közepén, ( b /2) T felület – a hengertest palásthőmérséklete a hengerelt szalag szélénél.

Hideghengerléskor c  0, 2 és 1  n  3 , ahol a viszonylag kisebb közidők esetén a kisebb n értéket kell behelyettesíteni. A maghőmérséklet a hengerlési idő és a közidők viszonyától függően a palástközépen mért hőmérsékletnek mintegy 85-98 %-a: ( köz ) ( köz ) ( köz ) 0,85  Tfelület  Tmag  0,98  Tfelület

(14)

A kialakuló hődomborítás - a köszörült alapdomborításhoz hasonlóan - nem teljes egészében jelenik meg a hengerrés oldalán, mivel annak egy része a támhengerbe "beágyazódik". A beágyazódást a 3.4. ábra alapján figyelembe véve [12]: ( b /2) ( b /2) yhő   2  yhő , szám

(15)

ahol: ( b /2) yhő , szám – a számolt hődomborítás.

20


Ahhoz, hogy a hődomborítás kialakuljon és vizsgálni lehessen, nagy sebességgel kell hengerelni, ez rendkívül sok alapanyag felhasználását teszi szükségessé, valamint folyamat közben mérni kell a hengerek hőmérséklet eloszlását, ez jelenleg a VON ROLL kísérleti hengerállványon nem lehetséges, így a kutatásom során a hődomborítással nem számoltam.

2.3.

A síkfekvési holtsáv

A lencsésség megváltozásának azt a tartományát, amin belül szalag nem válik hullámossá síkfekvési holtsávnak (flatness dead band) nevezték el. Minden adott ötvözetű és méretű szalagra meghatározható egy határdiagram, a 2.18. ábra egy lágyacél síkfekvési holtsáv diagramját mutatja, ezt Yoshiaki Takashima [28] készítette el. A szalag lencsésség változása és a szalag alakjának változása közötti kvantitatív összefüggéshez számos alumínium és ólom anyagon végzett modell kísérleti eredmény érhető el, azonban nagyon kevés on-line kísérletet végeztek. Dupla csapágytőkés munkahenger hajlító rendszeren (DC-WRB) a hengerhajlítás változtatásával japán kutatók on-line kísérlet segítségével meghatározták az összefüggést szalag lencsésség változása és a szalag alakja között. Általánosságban, az összefüggés a szalag lencsésség változása és a szalag alakja között az úgynevezett résmodellel [28] fejezhető ki:

1  



h h

2







h

(16)

h

 h1  h0 h1



(17)

h0

ahol: 1 – a szalag alakja számszerűsítve, h0 – az átlagos szalag vastagság a belépő oldalon, h1 –az átlagos szalag vastagság a kilépő oldalon,

 h0 – a szalag lencsésség a belépő oldalon,  h1 – a szalag lencsésség a kilépő oldalon. Mivel a szalag lencsésségét és a szalag vastagságát a belépő oldalon on-line kísérletekkel nem tudták mérni, az összefüggést a szalag lencsésség változása és a szalag alak között, a következő összefüggéssel írták le:

1  a 

 h1 h1

100  b

(18)

ahol:

a – változó síkfekvési tényező,

21


b – síkfekvési holtpont.

A fenti egyenletben, ha b  b1 jelöli a síkfekvési holtpontot a szélhullám zónájában, és b  b2 jelöli ezt a középhullám zónájában, akkor a B  b1  b2 definiálja a síkfekvési holtsávot (2.18. ábra).

2.18. ábra: A szalag alakja a lencsésség változás függvényében [29] A síkfekvési holtsáv mutatja a kilépő szalag lencsésségének azt az intervallumát, amelyen belül a szalag alakja nem változik. Ezt az intervallumot csökkenti a szélességvastagság arány növekedése és a hengerelt anyag alakítási ellenállása (2.19. ábra).

2.19. ábra: A síkfekvési holtsáv változása [29]

22


2.4.

A síkfekvés mérésének lehetőségei

A szakirodalom a hengerelt termék alakjának a szabályozását bőven tárgyalja, ezekben a cikkekben rendszerint a kifutó szalag alakját folyamatosan mérik és erre a mért jelre (eltérésre) szabályozzák a hengerrést.

2.4.1. Moiré topográfia alkalmazása A Moiré topográfia elve, hogy a felület mélységi méretének meghatározását egy, a vizsgálórácstól egyenlő távolságra lévő fényforrást és megfigyelési pontot tartalmazó elrendezés segítségével hajtja végre, ezáltal pontos képet kapunk a geometriai hibákról is. Elsősorban orvostudományban alkalmazzák, de a szakirodalomban található utalás a hengerelt lemezek felületének vizsgálatára is [30]. A hengerelt lemezek vizsgálatakor a megfigyelési pontba CCD kamerát helyeznek, és ezzel veszik fel az eredeti képet, amelyet ezután számítógép segítségével feldolgoznak (2.20. ábra).

2.20. ábra: Moiré topográfiával végzett vizsgálat [31] A 2.21. ábra a számítógépes képfeldolgozás folyamatát mutatja be. Az (a) ábra mutatja a képről vett eredeti adatot, (b) ábra ennek küszöbérték szerinti bináris feldolgozása (c) ábra a vonalak szűkítése, (d) ábra a Moiré-féle kép. Az aktuális alakot az (e) ábra mutatja. Az eredmények felhasználásával a síkfekvést is jellemezni lehet, mivel a lemez szélessége mentén a relatív megnyúlás (L/L) számítható.

23


2.21. ábra: A képfeldolgozás folyamata [30]

2.4.2. ASEA síkfekvés szabályzó rendszer A szalag egy része a hengerlés során L hosszváltozást szenved el, ha egytengelyű feszültségállapotot feltételezünk, akkor  feszültségkülönbség keletkezik benne. Ez a feszültségváltozás a szalag szélessége mentén arányos a többletmegnyúlással, így felhasználható a kifutó lemez síkfekvésének jellemzésére. Hooke törvénye alapján a következő egyenletet írhatjuk fel:

L   L E

(19)

ahol: L– a referencia hosszúság, L – hosszváltozás,  – a többlet megnyúlás miatt bekövetkezett feszültségváltozás a szalagban, E – a rugalmassági modulus. Ha a szalag eléggé nagy feszítést kap, ránézésre síkfekvőnek tűnhet, holott benne a feszültség egyenlőtlenül oszlik el. Az ASEA Stresszométer a feszültségmegoszlást mérőzónák révén vizsgálja, melyek mindegyike az adott szalagsáv által kifejtett sugárirányú erőnek van kitéve (2.22. ábra). Ebből az erőből számítható az adott szalagfeszültség, és az átlagtól való eltérés kijelezhető.

24


2.22. ábra: A szalag és a mérőzónák kapcsolata [31] Az ASEA feszültségmérő rendszer egy mérőhengerből, egy elektronikus egységből és egy kijelző egységből épül fel. Ezen kívül csatlakoztatható hozzá egy adatarchiváló egység is, a mérési adatok rögzítésére. A 2.23. ábra bemutatja a különböző síkfekvési állapotokhoz tartozó mérőhenger szegmensek által mért feszültségeloszlást.

Tökéletes síkfekvés

Középhullámosság .

Azonos feszítés minden szegmensen. Változó feszítés a szegmenseken, középen kisebb a középhullám miatt. Helyi hullámosság

Szélhullámosság

Változó feszítés a szegmenseken, kisebb a feszítés, ahol a hullámok vannak.

Változó feszítés a szegmenseken, kisebb feszítés a széleken a szélhullám miatt.

2.23. ábra: A különböző síkfekvési állapotokhoz tartozó mérőhenger szegmensek által mért feszültségeloszlás [18] A bemutatott feszültségmérő rendszer ipari alkalmazása igen költséges, és a használata nagy odafigyelést igényel. A hengerlés folyamán bizonyos lencsésségre mindig szükség van, mivel a szalagot a hengerek között kell tartani, ellenkező esetben a

25


szalag a hengerek palástja mentén el tudna mozdulni. A csévélés folyamán a lencsésség miatt a szalag közepében feszültség keletkezik, ez a feszültség egyre nagyobb lesz, ahogy nő a felcsévélt tekercs átmérője (2.24. ábra). Ezt a keletkezett feszültséget a Stresszométer méri, és a szabályzórendszer beavatkozik a hengerlési folyamatba, ennek következtében a szalagon hullámok jelennek meg. Ez a rendszer legnagyobb hátránya és az ipari alkalmazása még manapság is gondokat okoz [18].

2.24. ábra: A csévélés folyamán keletkező lencsésség okozta jelenség [26] (a) – a tekercs oldalnézete, (b) – a tekercs elölnézete, (c) – Síkfekvési hiba a szalagban

2.4.3. ABB Stresszométer Az ABB cég által gyártott stresszométerek (2.25. ábra és 2.26. ábra) ma is úgy néznek ki, mint 40 évvel korábban. Az érzékelő hengerekbe szenzorok vannak beépítve és maximálisan 64 mérőzónára osztható. Minden egyes mérőzóna 4 független nyomásérzékelő szenzorral rendelkezik, amelyek radiálisan vannak elhelyezve és egymáshoz képest 90°-os szöget zárnak be. Így az egymással szomszédos zónák egyenként és fordulatonként 4 jelet tudnak leadni. Hengerlés során a szalag feszített állapotban a mérőhenger és a szalag érintkezésénél létrejövő radiális irányú erő mérésére alkalmas. A Hooke törvény értelmében ez az erő közvetlen kapcsolatban áll a szalag szélesség menti alakváltozással, azaz a szalag síkfekvésével.

2.25. ábra: Az ABB cég által gyártott stresszométer [32]

26


2.26. ábra: A stresszométer elvi felépítése [22] Az ABB mérőhengereket különböző kivitelben gyártják:  Standard henger: Minden egyes mérőzóna egymástól független gyűrűként érintkezik a szalaggal.  Bevonatolt henger: A mérőzónák egymással össze vannak hegesztve, és az egész keményfém bevonattal van ellátva, ezáltal a szalag kevésbé sérül és alkalmazásával a szélesség mentén mért értékekből folyamatos feszültséggörbét lehet kapni. Az ABB rendszer előnye a kevésbé robusztus felépítése, a nagy pontossága, valamint a mért értékek valós idejű gyors feldolgozása. Hátránya, hogy ez egy forgó mérőeszköz, ezért nagyon pontos hajtást igényel, mivel a henger felületének sebességét össze kell hangolni a szalag sebességével, így elkerülhető a szalag sérülése [26].

2.4.4. SIFLAT mérőszenzor A SIFLAT síkfekvésmérő (2.27. ábra) szenzort a Siemens-VAI cég fejleszti és gyártja, ez egy érintés nélküli mérési rendszer, de az érzékelőnek a szalaghoz képest vízszintesnek kell lennie. A SIFLAT mérőszenzor és a szalag között vákuum keletkezik és az érzékelő szalagtól való távolsága függvényében a szenzor felé húzóerő adódik. A szalagban ébredő feszültség ellenáll a húzóerőnek, úgy hogy ahol a szalag kevésbé hajlik ki azokon a területeken ahol a belső feszültség értéke nagyobb. A vákuumot egy ventilátor segítségével hozzák létre, ami elszívja a levegőt a szenzorok réseiből, amíg a mérés tart. Ez a levegőelszívás másodpercenként 3-10-szer zajlik le.

27


2.27. ábra: A SIFLAT rendszer működése [33] Összehasonlítva az ABB rendszerrel, 50-150 m/min sebességig a SIFLAT jól használható, viszont nagyobb sebességnél stresszométert kell alkalmazni. A szalag vastagságának növekedésével csökken a mérőképesség, és növekszik a mért értékek szórása. A tapasztalatok azt mutatja, ha nincs szalagvezető henger behelyezve, akkor ez a mérőrendszer csak vékonyabb szalagok esetén alkalmazható (0,2-2 mm). További hátránya még, hogy szélhullámok esetén nem lehetséges a pontos mérés, és ez a síkfekvés mérésénél nagy problémát jelent [26].

2.4.5. BFI mérőhenger A Betriebsforschungsinstitut (BFI) egy német kutatási cetrum, amely az acélipar területén folytat kutatásokat a German Iron and Steel Institut-tal együttműködve. 2007 óta az általuk fejlesztett síkfekvésmérő rendszert közel 500 hengerállványba építették be világszerte. Többéven keresztül, tesztelték a különböző fejlesztéseiket, ezáltal be tudták vezetni a mérőhengerek új generációját (2.28. ábra). A kívánt felületi minőségtől függően különböző érzékelő hengereket alkalmaznak. A henger tengelyével párhuzamosan, a felülettől 5-11 mm távolságban furatok vannak, amelyekbe 24 erőmérőt lehet elhelyezni. Az alkalmazástól függően a hengerekben 2-6 furat lehet egymáshoz képest szimmetrikusan elhelyezve, és egy furatba 20-60 mm távolságonként lehet az erőmérőket elhelyezni. Ezáltal a síkfekvés mérését – ellentétben ABB-vel és a SiemensVAI SIFLAT-tal – nem külön értékek segítségével határozzák meg [26].

28


2.28. ábra: A BFI mérőhenger elvi felépítése [34] Az ABB stresszométer bevonatolt hengere különálló gyűrűkből áll, amelyek vékony keményfém réteggel vannak bevonva, ezzel szemben a BFI henger felülete teljesen tömör, ezáltal a BFI mérésnek nagyobb a szórása. A mért értékeket vezeték nélkül lehet továbbítani a forgó hengertől a feldolgozóegység felé.

2.4.6. Síkfekvés mérése a Shapeline rendszerrel A Shapeline rendszer egy jól kalibrált lézeres méréstechnikán alapul. Több száz mérést végez egyidejűleg, amely nagy pontosságú felületi profilt eredményez a szalag mozgásától és rezgésétől függetlenül. A rendszert tökéletesen illesztették a durva termelési körülményekhez, és minimális karbantartást igényelnek [35]. A rendszer előnyei [35]:     

Online mérés a gyártósorban, Profilok azonnali és folyamatos megjelenítése és kiértékelése, Érintkezésmentes mérés, Profiltérkép és hibatérkép, Mérési adatok nyomon követhetősége a teljes minőségellenőrzéshez.

A mérés elvét a 2.29. ábra szemlélteti. A vizsgálandó darab felületére 45°-os szögből lézer vonalat vetítenek, amely a felület alakjától függően meggörbül. A lézer generátor és a felület között egy úgynevezett lézer háromszög alakul ki. A beesési szögre merőlegesen kamerával detektálják a visszavert lézersugarat. A kamera képét számítógépes szoftver segítségével feldolgozzák, majd az eredmények felhasználásával a síkfekvésre jellemző mérőszámot meghatározzák.

29


2.29. ábra: A Shapeline rendszer működése [35] A Shapeline rendszert többféle kivitelben gyártják, a lemez nagyságától, és a megrendelő igényétől függően. A 2.30. ábra egy a keskeny szalaghoz használatos kompakt mérőeszközt mutat.

2.30. ábra: Kompakt mérőeszköz [35]

30


2.5.

A hengerlési folyamat végeselemes modellezése

Az iparban a lapos termékek hideghengerlésének jól kidolgozott gyártási folyamata van, azonban mind az acélipar és mind az alumíniumipar arra törekszik, hogy folyamatosan javítsák a hengerelt termékek minőségét. A minőség javításának érdekében a hengerlési folyamat jobb megértésére és szabályozására van szükség. Emiatt a hengerlési folyamatok szimulációja elengedhetetlen. A fő cél az, hogy előre meg lehessen határozni a hengerelt termék végső alakját, a vastagságát, síkfekvését, amelyeket a hengerállvány beállításaival egyébként befolyásolni lehet. A végeselemes analízis és a számítástechnika utóbbi időben bekövetkezett fejlődése lehetővé tette a teljes hengerlési folyamat részletes szimulációját. A gyártási folyamat következtében a hengerelt lemeztermékeken síkfekvési hibákat lehet tapasztalni. Ezeket a kisebb vastagságeltérésektől kezdve a hengerelt termék hullámosságáig különbözőképpen lehet rangsorolni. A minőségbiztosítás miatt a gyártók gyakran utólagos műveletekkel kénytelenek javítani a síkfekvést és ez időráfordítást, valamint járulékos költségeket jelent [21]. A vastagságeltérés csökkentésével és a síkfekvés szabályozásának javításával lehetséges a költségek csökkentése és a gyártás hatékonyságának növelése. A hideghengerlési folyamat nagy pontosságú modellezése a végtermék hatékonyabb előállításához és felhasználásához vezet. Ha előre lehetne jelezni azt, hogy a hengerállvány beállításainak változtatása, hogyan befolyásolja a hengerelt termék síkfekvését, akkor az adott hengerállványt optimalizálni lehetne a síkfekvési hibák minimalizálására és talán megszüntetésére is. A hengerlés alakítási folyamatainak mechanikai elemzésére több elméleti módszer lett kifejlesztve [36–39], amelyeket numerikus megoldások alkalmazásával jól lehet alkalmazni a hengerlési erő, teljesítmény, nyomaték meghatározására, a rugalmasan alakváltozó szerszámelemek deformációjának nyomon követésére. Az elméleti vizsgálatok mellett a lemeztermékek minősítésének gyakorlati rendszere is ki lett dolgozva, amely közvetlenül kapcsolódik a gyártástervezéshez és ellenőrzéshez. A szakirodalom szerint jelenleg többen is foglalkoznak a hengerlési folyamat 3D-s modellezésével [7, 40–41], ezek közül kiemelném Pierre Montmitonnet és Sami Abdelkhalek francia kutatók munkáját, akik vékony szalag hideghengerlésének modellezésével kimutatták a hullámosságot. A kutatás során a szalag keresztirányában a hosszirányú feszültségeloszlást stresszométer segítségével mérték. A mért eredményeket összehasonlították egy általuk készített, úgynevezett LAM3/TEC3 termoelasztoviszkoplasztikus végeselemes modell eredményeivel. A LAM3 szoftver egy áramvonalmenti integrálon alapuló állandósult állapotot biztosít és a hálózáshoz nyolc csomópontú lineáris hexadedra (hasáb) elemeket használtak. Ehhez a LAM3 szoftverhez párosul a TEC3 szoftver (2.31. ábra), amely a hengerrendszer termoelasztikus deformációs modellje, azonban ez még a szalag hullámosságát nem mutatja ki. Az eredmények összehasonlítása során megállapították, hogy a modellel számolt feszültségprofil a stresszométer eltérő helyzete miatt eltér a mért értékektől.

31


2.31. ábra: LAM3/TEC3 termoelaszto-viszkoplasztikus végeselemes modell [42] A továbbiakban létrehoztak egy egyszerűsített modellt, amely alkalmas arra, hogy a LAM3/TEC3 modell által a hengerrésben kiszámolt feszültségeloszlást kiterjessze a szalag hossza mentén. Ennek a célja a szalagban kialakuló hullámosság kimutatása, viszont nem alkalmas a szalag alakjának pontos meghatározására. A modell által kiszámolt feszültségmezőt egy héj elemekből álló hálóra importálják, és így ki tudják mutatni a hullámosságot (2.32. ábra).

2.32. ábra: A hullámosság kimutatására szolgáló modell [42] A minőségi lemeztermék szempontjából fontos, hogy hullámosodástól mentes lemezek készüljenek és az instabilitás fellépésének feltételei is meg legyenek határozva. Disszertációmban ezeket az eredményeket továbbfejlesztettem, és egy olyan komplex végeselemes modellt fejlesztettem ki, amely a hengerlési erő, nyomaték számítása mellett képes arra, hogy figyelembe vegye az alakítandó anyag rugalmas-képlékeny, és a hengerrendszer rugalmas viselkedését is.

32


3. Síkfekvéssel kapcsolatos paraméterek meghatározása 3.1.

A síkfekvés mérőszámának meghatározása

A szakirodalom eléggé hiányos abban a tekintetben, hogy a 2.1. fejezetben említett szinuszos közelítés segítségével hogyan határozzák meg a (6) egyenletet, magyar nyelvű szakirodalomban erről nem található semmi, de a külföldi szakirodalmakban is csak utalások találhatóak. Ezért leírom, hogyan határozható meg a (6) egyenlet, és ennek segítségével előállítom azt az összefüggést, amellyel japán kutatók felírták a szalag lencsésség változása és a szalag alakja közötti kapcsolatot.

3.1. ábra: A szinusz görbével közelített hullám [8] A 3.1. ábra mutatja a hullámalakot leíró függvényt: y  z, x  

H  x 2

 2 z  cos   L  x    

(20)

A (20) függvény z szerinti deriváltja: dy  z, x  dz



H  x 2

 2 z  2  2 z  H  x sin   sin    L  x  L  x  L  x   L  x    

(21)

A lapos szinuszvonal alakú ív hosszának matematikailag pontos képlete [43]: l

l

s   1   y  dz   1  2

0

0

f 2 2 z cos 2 dz 2 l l

(22)

Ennek analógiájára az alakítás során, a hengerlési irányban megnyúlt szál hossza: L /2

s  L  L  2  1  0

H 2  x 2 L2  x 

 2 z  sin 2  dz  L  x    

Közelítés a Taylor-sor első két tagját figyelembe véve:

33

(23)


1 1 Taylor sor: 1  w  1  w  w2  ...... 2 8 L /2

s  L  L  2  1  0

L  L 

2 2  2 z  1 H  x H 2 2 2 sin dz  L    2 L2  x  4L  L  x 

H 2 2 H 2 2 L 4L 4L

L    H    L  2 L 

(24)

(25)

(26)

2

(27)

A síkfekvés feltételének differenciál egyenlete [3]:

dl0  x  l0  x 



dh1  x  h1  x 



dh0  x 

(28)

h0  x 

A (12) szélességre vonatkoztatott átlaga alapján felírható [44], hogy:

L  h1  h0   L h1 h0

(29)

ahol: L/L – a relatív megnyúlás,  h1 – a hidegen hengerelt szalag lencséssége (2.6. ábra),  h0 – az alapanyag lencséssége, h1 – a hidegen hengerelt lemez átlagos vastagsága, h0 – az alapanyag átlagos vastagsága. Ha a (29) egyenletbe, L/L helyére behelyettesítjük a (27) egyenlet jobb oldalát, akkor a következő egyenletet kapjuk:

 h1  h0

 H     h1 h0  2  L 

2

(30)

Rendezés után:

H 2  L 

 h1  h0 h1



(31)

h0

34


Bevezetve az inklináció fogalmát, amely ebben az esetben a 3.1. ábra által bemutatott hullámvonal elhajlására vonatkozik, akkor a hullámvonal inklinációja H/L. A szalag alakját az inklinációval jellemezhetjük, úgy hogy figyelembe kell venni a szalag két szélének és közepének inklinációját, ez képlettel felírva a következőképpen néz ki:

1 

A B C 2

(32)

ahol: 1 – a lemez alakja a kilépő oldalon, A – inklináció a kezelő oldalon, B – inklináció a hajtás oldalon, C – inklináció a szalag közepén. A 1 -et visszahelyettesítve a (31) egyenletbe, a következőt kapjuk.

1  

2



 h1  h0 h1



(33)

h0

A (33) egyenlet teljesen egybevág azzal a 2.3. fejezetben bemutatott összefüggéssel, amit japán kutatók határoztak meg dupla csapágytőkés munkahenger hajlító rendszeren (DC-WRB), a szalag lencsésség változása és a szalag alakja között [28]. A Taylor-sor 3. tagjának figyelembe vétele A (23) egyenlet integrálásakor csak a Taylor sor első két tagját vettem figyelembe. Annak kimutatása érdekében, hogy elegendő-e az integrálás során csak az első két tagot figyelembe venni, további számításokat végeztem a Mapple 12 szoftver segítségével. Az integrálást először a Taylor sor első két tagjával végeztem, majd figyelembe vettem a harmadik tagot is. 1 Az első két tag figyelembe vételével a Taylor sor: 1  w  1  w , az integrálás 2 elvégzése után a megnyúlt szál hossza:

s1 

1 H 2 2  4 L2 H 2 2  L 4 L 4L

A harmadik tag figyelembe vételével a Taylor sor:

(34)

1 1 1  w  1  w  w2 , az 2 8

integrálás elvégzése után a következő eredményt kaptam:

s2 

1 16 2 L2  64 L4  3 4 64 L3

(35)

A kapott eredményeket kivontam egymásból és diagramban ábrázoltam:

35


3.2. ábra: A két görbe különbsége H=1 és L=5..20 esetén A számításaim alapján megállapítottam, hogy kis amplitúdójú hosszú hullámok esetében a hullámhossz növelésével a különbség csökken, ezért nem okoz problémát, ha az integrálás során csak a Taylor sor első két tagját vesszük figyelembe. A Taylor sor harmadik tagjának figyelembe vétele számottevő különbség csak a nagy amplitúdójú rövid hullámok esetében lenne, de az ipari gyakorlatban ilyen nem fordul elő, ezért elmondható az, hogy helyes közelítést használunk akkor, amikor az integrálás során csak az első két tagot vesszük figyelembe.

3.2. A VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány hengerrés alakjának meghatározása Az ME-FKNI Fémtani és Képlékenyalakítási Tanszékének jogelődjén a Kohógéptani és Képlékenyalakítási Tanszéken a Kőbányai Könnyűfémmű megbízásából végzett kutatás eredményeit felhasználva elvégeztem a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány hengerrés alakjának meghatározását. A kísérleti hengerállvány részletes bemutatása az 1. mellékletben található. A hengerrés alakját a (8) képlet alapján lehet számolni, azonban a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány hengerrés alak meghatározásakor nem vettem figyelembe a hengerrés hőokozta alakváltozását, amely az alacsony hengerlési sebesség miatt nem következett be, valamint a köszörült alapdomborítás értéke zérus, mivel a kísérleti hengerek palástja egyenesre volt köszörülve. Így az általam meghatározott hengerrés alak így módosul: ( b /2) ( b /2) ( b /2) yrés  y1(b /2)  yhj(b,/2) T  yhj , M  2  ytámh

(36)

ahol: y1(b /2) – az egyik munkahenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva,

36


yhj(b,/2) T – az egyik munkahenger rugalmas meghajlítását előidéző Fhj hajlítóerőből származó nyíróerő hatására bekövetkező rugalmas alakváltozás a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva ( b /2) yhj , M – az egyik munkahenger rugalmas meghajlítását előidéző Fhj hajlítóerő által létrehozott hajlítónyomaték hatására bekövetkező rugalmas alakváltozás a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva ( b /2) ytámh – az egyik támhenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva  2 – a belapulási együttható: a tám- és munkahenger érintkezési vonalán fellépő alakváltozások, domborítások rugalmas deformációja (belapulása) után a résben megjelenő rész. Az egyik munkahenger rugalmas alakváltozása b/2 szalagszélességre vonatkoztatva:

y1(b /2)   1  f1

(37)

ahol:

F N  – az egységnyi szalagszélességre jutó erő, b  mm   1 – arányossági tényező, a hengertest geometriájának (B/d) és a hengerelt szalag szélességének (b) függvénye, számítása a (38) egyenlet alapján történik. f1 

4

B   3 b b d 5   1  6  10  1         4  B B B 36    d 

 mm 2     N 

(38)

ahol: b – a szalag szélessége, B – a támhenger szélessége, d – a munkahenger átmérője. A VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány esetében: b = 50...250 mm B = 260 mm d = 100 mm B/d = 2,6 A VON ROLL hengerállványon érvényes B/d viszonyszámra meghatározott különböző szalag szélességekhez tartozó ν1 értékeket a 3.3. ábra mutatja.

37


4 3,5 3

ν1=y1/f1

2,5 2 1,5 1 0,5 0 0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

b/B

3.3. ábra: A szalagszélesség hatása a hengerbehajlásra A két henger egymásba nyomódását (beágyazódását) figyelembe vevő ν2 belapulási együttható a 3.4. ábra alapján állapítható meg.

3.4. ábra: A hengerek közötti összelapulás hatása [24]

38


A támhenger rugalmas alakváltozása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva: ( b /2) ytámh   támh  f1

(39)

Ahol a Stone – féle összefüggés alapján [24]:

 támh

4 2 2 1  b   12 L  b  D    mm       1    2     8, 29 103  D   5 b  b    N 

(40)

ahol: L – a támhenger csapágyainak középvonalai közötti távolság, D – a támhenger átmérője. A VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány esetében: L= 470 mm D = 220 mm A hengerhajlító erő által létrehozott eredő rugalmas alakváltozás: ( b /2) yhj(b /2)  yhj(b,/2) T  yhj , M

(41)

A munkahenger rugalmas meghajlítását előidéző nyíróerő hatására bekövetkező rugalmas alakváltozás egy hengerre vonatkozóan:

Fhj Fhj 1 yhj(b,/2) T  T  T  2 B/2 B

(42)

ahol Fhj a munkahenger csapján fellépő külső hajlítóerő. A vT függvényt a (44) egyenlet alapján számoljuk és a 3.5. ábra mutatja. A munkahenger rugalmas meghajlítását előidéző külső hajlítónyomaték hatására bekövetkező rugalmas alakváltozás egy hengerre vonatkozóan: yhj(b,/2) M  M 

Fhj   L  B 

(43)

B2

ahol Fhj a munkahenger csapján fellépő külső hajlítóerő. A v M függvényt a (45) egyenlet alapján számoljuk és a 3.6. ábra mutatja. A függvényekben szereplő νT és νM az alábbi összefüggésekből határozható meg [24].

 B / d  mm2 / N  b  T  5, 29 10    4    B  99   B / d  2

3

4

39

(44)


2

 M  8,74  10

4

(B / d ) b    4  B  50  ( B / d ) 3

mm

2

/N



(45)

Annak érdekében, hogy vizsgálni tudjam az adott hengerállvány hengerrés alakját, hengerlési előkísérletet végeztem. Az elvégzett kísérlet paramétereit az 1. táblázat mutatja. 1. táblázat: A hengerlési kísérlet jellemző paraméterei Minta Hengerhajlítás száma 1.a. 1.b. 1.c. 5 bar 1.d. 10 bar 2. 10 bar 3. 10 bar 4. 10 bar 5.

Hengerlési sebesség 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 20 m/min

10 bar

10 m/min

~15% ~25% ~30% 30% 12% 10% 10%

Mért hengerlési erő átlaga 177,17 kN 223,48 kN 256,28 kN 263,75 kN 152 kN 121,37 kN 118,75 kN

5%

89,24 kN

Alakváltozás

Tapasztalat szélhullámos szélhullámos szélhullámos szélhullámos szélhullámos hullámmentes hullámmentes enyhén középhullámos

A számításokat Microsoft Office Excel 2003 szoftver segítségével végeztem, ezzel létrehoztam egy olyan programot, amely a hengerlési erő megadása után, különböző hengerhajlítások esetén számolja, a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány hengerrés alakját. A számítás során a hengerlési kísérletben a 3. mintán mért konkrét hengerlési erőt használtam. A számítás eredményét a 3.7. ábra mutatja. 7

6

5

vT

4

3

2

1

0 0

50

100

150

200

250

300

b [mm]

3.5. ábra: A nyíróerő hatására bekövetkező rugalmas alakváltozás

40


16 14 12

vM

10 8 6 4 2 0 0

50

100

150

200

250

300

b [mm]

3.6. ábra: A hajlítónyomaték hatására bekövetkező rugalmas alakváltozás

4

Rugalmas alakváltozás [μm]

3 2 5 bar 1

10 bar 15 bar

0 0

50

100

150

200

-1

250

300

20 bar 25 bar 30 bar 35 bar

-2

40 bar -3 -4 -5

Lemez szélesség [mm]

3.7. ábra: Különböző hengerhajlítások esetében számolt hengerrés alak

41


4. Saját fejlesztésű mérési módszer kidolgozása A doktori cselekményem egyik fő iránya az volt, hogy pontosan feltérképezzem a hengerlés során kialakuló hengerrést, amely a hengerelt szalag alakját, ezáltal a síkfekvését is befolyásolja. Mivel a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállványon ennek vizsgálata nem megoldott, ezért lehetőséget kerestem arra, hogyan lehetne mégis a szalag alakját mérni. Úgy gondoltam, hogy a 2.4.6 fejezetben bemutatott Shapeline rendszer alkalmas lenne arra, hogy a kutatásomhoz szükséges méréseket elvégezzem. Felvettem a kapcsolatot a Svéd Shapeline cég magyarországi képviselőjével, akinek elküldtem a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány jellemző paramétereit, és érdeklődtem a Shapeline rendszerrel kapcsolatban. A cég képviselője azt a választ adta, hogy a kísérleti VON ROLL hengerállványhoz a rendelkezésére álló adatok alapján nem lehetséges a Shapeline rendszer telepítése. Azonban kidolgoztam egy sajátos mérési módszert, amellyel hatékonyan meg lehet határozni a hidegen hengerelt szalagok lencsésségét, és fejlesztettem egy mérőeszközt, amely alkalmas lehet, a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállványon gyártott lemezek lencsésségének vizsgálatára.

4.1.

A mérési módszer kidolgozása

A 4.1. ábra mutatja az általam kidolgozott mérési módszert, amely abban különbözik a Shapeline rendszerétől, hogy a pontosság érdekében egy igen jól fókuszált lézersugárral dolgozik, és a lemez mindkét oldalát ugyanazon a helyen vizsgálni lehet. Fontos különbség még, hogy a lézersugarat alacsonyabb szögből vetíti, ezáltal a detektált lézervonal jobban meggörbül, és könnyebb az eltérést meghatározni.

42


4.1. ábra: A mérési módszer elvi vázlat A lencsésség (2.6. ábra) meghatározása a bemutatásra kerülő számítás alapján történik:

 hki  h1,k  h1,sz

(46)

A lemez 1-es oldalának görbülete (4.1. ábra): tan15 

y1  y1  x1  tan15 x1

(47)

A lemez 2-es oldalának görbülete (4.1. ábra): tan15 

y2  y2  x2  tan15 x2

(48)

A lencsésség értelmezése alapján belátható, hogy

h1,k  h1,sz  y1  y2

(49)

43


Visszahelyettesítve a (46) egyenletbe:

 hki  h1,sz  y1  y2  h1,sz

(50)

Egyszerűsítve megkapjuk a lencsésséget:

 hki  y1  y2

4.2.

(51)

A lencsésséget mérő eszköz fejlesztése

Korábbi publikációim [45–46] során bemutattam, hogy kifejlesztettem egy a lencsésség meghatározására szolgáló egyedi mérési módszert, amellyel a hengerelt lemez mindkét oldalát egyszerre lehet vizsgálni. Elkészítettem a mérőeszköz műszaki dokumentációját és ez alapján a mérőeszköz legyártásra került. A gyártás során a mérőeszköz a mérési pontosság érdekében továbbfejlesztésre került. Egyik javító intézkedés, hogy megváltoztattam a lézervonalak vetítését biztosító lézeregységek helyzetét (4.2. ábra). További bevezetett újítás még, hogy a vizsgálandó lemezek megvezetéshez szolgáló görgőkhöz 8 db golyóscsapágyat beszereztem, azért, hogy a mérések során a lemezek megvezetése minél nagyobb pontossággal elvégezhető legyen.

4.2. ábra: A régi (2011. évi) és új (2012. évi) mérőeszköz 3D-s modellje A 4.3. ábra szemlélteti a különbséget a régi és az új mérőeszköz között. A 2.3. ábra mutatja a hossz és keresztirányban meggörbült lemezek által okozott síkfekvési hibákat. Korábban bemutattam azt, hogy az általam fejlesztett módszer segítségével hogyan lehet keresztirányban meggörbült lemezek lencsésségét meghatározni. Nagyon gyakran találkozunk olyan lemezekkel, amelyek hosszirányban meg vannak görbülve. A mérési módszer továbbfejlesztésével lehetőség nyílik az ilyen hosszirányban meggörbült lemezek pontos vizsgálatára, mindemellett a módszer ipari alkalmazásánál, amikor a lemezek kihajlanak, akkor tulajdonképpen ugyanez a helyzet áll elő, így ezzel az új módszerrel ilyen esetben is lehet méréseket végezni.

44


4.3. ábra: A régi (2011. évi) és új (2012. évi) mérőeszköz közötti elvi különbség

4.2.1. Lencsésség meghatározása számítógépes képelemzéssel A képelemzés tulajdonképpen egy összetett folyamat, amely a következő főbb lépésekből áll:  A képek érzékelése és rögzítése.  A képek digitális feldolgozása, a lényeges információk kiemelése.  A képeken látható – vizsgálni kívánt – jellegzetességek (’features’), vagy objektumok (’object’) megkülönböztetése, a háttértől való elválasztása.  A bináris képek átalakítása, a mérés előkészítése.  A mérés végrehajtása.  Az eredmények értelmezése [46]. A számítógépes képelemzéssel végzett lencsésség meghatározása során a program szürkeárnyalattal jeleníti meg azt, hogy a vörös színtől milyen távol van az adott képpont színe az RGB térben. A vizsgálandó vonal jobb elkülönülése érdekében még egy négyzetre emelést is csinál (4.4. ábra). A következő lépés a vizsgálni kívánt terület kijelölése (4.5. ábra). Ezután következik a vonal szegmentálása (4.6. ábra), ez az úgynevezett detektálás, amely nem más, mint a kép figyelembe venni és elhanyagolni kívánt tartományainak elkülönítése. A detektálás a képelemzési folyamat egyik legegyszerűbb, ugyanakkor talán a legkritikusabb pontja: mivel ekkor történik a mérendő objektumok körvonalainak, határainak kijelölése ugyanakkor szubjektivitást is hordoz, ami a megfelelő előzetes szürkekép-átalakítással csökkenthető [46]. Miután elvégeztük a vonal szegmentálását a program egy adatfájlba elmenti a kiválasztott képpontok koordinátáit, ezután a mérés kiértékelését Microsoft Excel segítségével el lehet végezni.

45


4.4. ábra: A képernyőn megjelenő szürkekép

4.5. ábra: A vizsgálni kívánt terület kijelölése

4.6. ábra: A vonal szegmentálása

46


4.2.2. Mérés kiértékelése A méréshez 1 mm névleges vastagságú, 200 mm széles AlMg3 anyagminőségű hidegen hengerelt lemezt használtam, a vizsgálat során készült fényképeket egy speciálisan erre a célra kifejlesztett képelemző szoftver segítségével elemeztem, amely a lézervonal képpontjainak koordinátáit egy adatfájlba menti, ezután a lemez két oldaláról elmentett képpontokat, a mérés során meghatározott váltószám (1 mm = 17 képpont) segítségével átszámoltam milliméterbe, majd x-y koordinátarendszerben ábrázoltam. A kapott pontsorozatra mindkét esetben harmadfokú polinomot illesztettem (4.7. ábra, 4.8. ábra).

4.7. ábra: Az 1-es oldalra illesztett görbe

4.8. ábra: A 2-es oldalra illesztett görbe A 4.7. ábra és a 4.8. ábra jól érzékelteti, hogy a lemez két oldalának görbülete ellentétes, ez azért van, mert hengerlés folyamán a lemez a belső feszültségek miatt keresztirányban meggörbült. Ahhoz, hogy a két oldal görbeségének különbségét meg tudjam határozni az 1-es oldal mérési eredményeit ellentétes előjellel láttam el. Majd az

47


1-es oldal görbéjének végpontjait, a 2-es oldal végpontjaihoz illesztettem (4.9. ábra). A lencsésséget a 4.1 fejezetben bemutatott számítás alapján határoztam meg. A számításokat Microsoft Excel segítségével végeztem, és a kapott eredményt diagramban ábrázoltam (4.10. ábra) [45].

Egyenestől való eltérés [mm]

2,5

2

1,5 1-es oldal 2-es oldal

1

0,5

0 0

50

100

150

200


4.9. ábra: A program által meghatározott görbületek

0,3

Lencsésség [mm]

0,25 0,2 0,15 0,1 0,05 0 0

50

100

150

200


4.10. ábra: A program által meghatározott lencsésség

48


5. Komplex végeselemes modell készítése Jelenleg a feldolgozó ipar egyre nagyobb mennyiségben igényel jó síkfekvésű szalagokat, ami jelentős követelményeket támaszt a szalaghengerlési technológiával szemben. A hengerelt szalagok síkfekvése összefügg a hengerlés közben kialakuló hengerréssel. A terhelt hengerrés alakját befolyásoló tényezők eredőjeként kialakul egy hengerrés alak, ha ez nem biztosítja azt, hogy a szalag szélessége mentén a hengerlés folyamán az alakváltozás mértéke mindig azonos legyen, akkor belső feszültség vagy hullám alakul ki. Ezért elengedhetetlen a hengerrés alakjának pontos ismerete. A hengerlési erő következtében a henger részben rugalmasan benyomódik, részben behajlik. A munkahengernek a lemez által nyomott felülete, továbbá a munka- és támhengerek körkeresztmetszetei rugalmasan eltorzulnak. A hengerelt szalag alakja szempontjából a hengerszélesség mentén kialakuló benyomódás eltérésének a mértéke is lényeges. A hengerrés rugalmas alakváltozása főként a kevésbé merev hengerek esetén határozza meg alapvetően a hengerrés nagyságát és így a hengerelt szalag síkfekvését. A hengerelt szalagról átadódó megoszló terhelés jellege, valamint a munkahenger csapágyazásainak és a támhengerek elhelyezkedése miatt a hengerrés rugalmas alakváltozása csak térbeli kontakt végeselemes modellel számítható [15]. A kutatómunkámban a hengerlési folyamat komplex 3D-s végeselemes analízisét végeztem el. A komplex modell készítése során számos hengerlési kísérletet kellett végrehajtanom, ezekhez az ME-FKNI Fémtani és Képlékenyalakítási Tanszékén található VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállványt használtam. A kísérleti hengerállványt 2008-ban telepítették az Intézet, Geleji Sándor Képlékenyalakítási Laboratóriumába (5.1. ábra).

5.1. ábra: A VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány

49


A modellezést 3D-ben végeztem, az MSC.Marc nemlineáris végeselemes szoftver 2010.1-es verziójával. Nemlineáris folyamatok leírására a végeselem módszer igen hatékonyan alkalmazható. A nemlineáris analíziseknél a megoldás pontossága lényegesen nehezebben javítható, mint a lineáris analízisnél. A pontos végeselemes diszkretizációhoz szükséges a kontinuummechanikai egyenletek konzisztenciája, illetve fontos az, hogy az alkalmazott anyagmodell minél pontosabban illeszkedjen a modellezni kívánt fizikai folyamathoz [48]. Az általam készített komplex modell 3 szimulációs lépés összekapcsolásából tevődik össze (5.2. ábra), az első modell a kísérleti hengerállvány rugalmasságának a meghatározására szolgált, a második modell a teljes hengerrendszer modellje, amely a tényleges hideghengerlési folyamat végeselemes analízisét tartalmazza. Ebben kerül meghatározásra a hideghengerlés során kialakuló hengerrés alak. A harmadik modell a hullámosság kimutatásával foglalkozik. Ennek megvalósítására egy egyszerűsítést végeztem, mivel a második modellben a hullámosság kimutatása olyan hosszú időt igényelt volna, amelyet a mai számítástechnikai kapacitások mellett sem lehetett volna kezelni.

50


5.2. ábra: A hengerlési folyamat komplex 3D modellezésének az elve [49]

51


5.1.

Mechanikai alapok

A hengerlési folyamatot a képlékenységtan eszközrendszerével vizsgáltam. A képlékenységtan egyik alapvető feladata az alakváltozások és feszültségek közötti kapcsolatot leíró összefüggések elméletileg megalapozott meghatározása. Az alakítási folyamat fontos jellemzője az időtől független irreverzibilis képlékeny alakváltozás, amely csupán bizonyos feszültségszintet elérve jelentkezik. Ennek a jelenségnek a fellépését és további változását az úgynevezett folyási felülettel lehet jellemezni. A szimmetrikus  ij Cauchy feszültség tenzor komponenseinek 6 méretű terében a Misesféle folyási feltétel az alábbiak szerint írható le:

3 f   ij'  ij'  k 2f  0 2

(52)

ahol:  ij'  a Cauchy–féle deviátoros feszültség tenzor,

 ij'   ij 

 kk

 ij ,

3 k f  az anyag

általános folyáshatára, alakítási szilárdsága, amely izotrop

keményedés estén a kezdeti folyási felületet egy minden irányba azonos módon táguló felületbe viszi át (5.4. ábra). A  feszültségvektor végpontja a terhelés során az aktuális folyási felületet éri el, míg rugalmas állapotban a kezdeti felületen belül található.

ξp kf

σ

 ij'

k f  k f 

p



t

    p dt p

0



p

5.3. ábra: A kezdeti (kék) és a pillanatnyi 5.4. ábra: Az alakítási szilárdság folyási felület változása izotrop keményedés estén. A nagy rugalmas-képlékeny alakváltozást leíró anyagtörvény [50], amely alapján a végeselemes modell készítéséhez használt MSC Marc szoftver is számol a következő összefüggéssel írható le:

52


  E   3 ij kl     E   1      ik  jl   ij   ij kl   E   kl 1   1  2 2 2 2  h    1    3 

(53)

ahol:

3 ' '  ij ij  az egyenértékű feszültség, 2  ij  Kronecker szimbólum,



E – rugalmassági modulus,

 – Poisson tényező, h

dk f d

p

 a keményedési görbe érintője,

  0 – rugalmas állapotban,

  1 – képlékeny állapotban. A  ij alakváltozási sebességtenzor  ijp képlékeny részét kifejező ξ p vektor merőleges a 

folyási felületre (5.3. ábra). A  ij  a Truesdell-féle objektív idő szerinti derivált, amely a következő alakú: 

 ij   ij   ik

v j xk

  kj

vi v   ij k xk xk

(54)

ahol: vi  a sebesség gradiens tenzor, xk  ij  a feszültség sebesség. Az (52)-(54) egyenletek az alakváltozó lemez rugalmas-képlékeny viselkedését írják le. A henger és a hengerállvány anyagát lineáris rugalmasnak feltételezve a következő anyagtörvényt használtam a feszültség tenzor és az  ij kis alakváltozás tenzora közötti kapcsolat jellemzésére:

 ij  ahol:

0 

11   22   33 3

E 1 

   3 0 ij    ij  1  2  

– közepes alakváltozás.

53

(55)


5.2. A VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány rugalmasságának meghatározása A hengerlési folyamat pontos modellezése érdekében nyomon kell követni a kísérleti hengerállvány eredő rugalmasságát, amely magában foglalja a hengerállvány rugalmasságát (ami a hengerállvány keret, és a hengerlési erő hatásvonalában lévő gépelemek rugalmasságából tevődik össze), valamint tartalmazza a hengerek rugalmasságát (belapulás, összelapulás, hengerek tengelyvonalának rugalmas kihajlása) is. Ahhoz hogy a hengerállvány rugalmas alakváltozását a komplex modell figyelembe tudja venni meg kellett határoznom a kísérleti hengerállvány rugóállandóját, ezért először hengerlési kísérletet végeztem. A munka- és támhenger érintkezési vonalán fellépő rugalmasságok hatásának a kiküszöbölése érdekében a hengerlést duó elrendezésben végeztem el. A kísérlet során 7 db 150 mm széles, 200 mm hosszú és 6,46 mm vastag AlMg3 anyagminőségű lemezt használtam. A kísérlet jellemző paramétereit az 2. táblázat mutatja, a kísérlet során mértem a hengerlési erőt, valamint a kifutó lemez vastagságát. A hengerállvány munkahengereinek a csapágytőkéi között spirálrugók találhatóak, amelyek biztosítják azt, hogy a hengerállítás során a felső munkahenger elmozduljon, alapesetben ez a rugóerő 8248 N. 2. táblázat: A hengerlési kísérlet, jellemző paraméterei Minta száma 1 2 3 4 5 6 7

Kiinduló vastagság h0 [mm] 6,46 6,46 6,46 6,46 6,46 6,46 6,46

Elméleti résméret s [mm] 6,4 6,25 5,9 5,6 5,4 5 4,4

Kifutó vastagság h1 [mm] 6,46 6,45 6,34 6,14 6,05 5,71 5,3

Mért rugalmasság [mm] 0,06 0,20 0,44 0,54 0,65 0,71 0,90

Mért hengerlési erő [N] 16569 39270 87747 174470 220112 323896 427500

A mérés kiértékelése során megkaptam a kísérleti hengerállvány eredő rugalmasságát (5.5. ábra), ez azonban tartalmazza az egyéb rugalmasságokat, így a hengerállvány rugalmasságának pontos meghatározása érdekében végeselemes modellezésre volt szükség.

54


y = 529954x 2 + 983.35x + 10778 R2 = 0.984 500000 450000

Hengerlési erő [N]

400000 350000 300000 250000 200000 150000 100000 50000 0 0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

Eredő rugalmasság [mm]

5.5. ábra: A VON ROLL hengerállvány kísérlet során meghatározott eredő rugalmassága Az 2. táblázatban bemutatott különböző mérésekhez előállítottam egy végeselemes modellt, amelyeknek a jellemző paramétereit a 3. táblázatban foglaltam össze. 3. táblázat: A hengerlés szimulációjának jellemző paraméterei Minta száma

Elméleti résméret s [mm]

Számított hengerlési erő [N]

1 2 3 4 5 6 7

6,4 6,25 5,9 5,6 5,4 5 4,4

16797 40659,2 91260,2 178072 218054 322488 426742

Számított eredő rugalmasság [mm] 0,060 0,205 0,443 0,544 0,650 0,712 0,903

Számított hengerállvány rugalmasság [mm] 0,0247 0,0924 0,2074 0,2473 0,2963 0,3193 0,4064

Számított henger rugalmasság [mm] 0,035 0,112 0,235 0,296 0,353 0,393 0,497

A végeselemes modell készítését a hengerlési kísérlettel analóg módon végeztem. Felépítettem a duó hengerállvány végeselemes modelljét, ahol kihasználtam az elrendezésből eredő szimmetriákat, így elegendő volt a hengerrendszer negyed modelljének az elkészítése. A vizsgált hengerrendszer hálózására 10656 darab nyolccsomópontú hasáb (HEX8/7) elemeket használtam. A modellben az alakított anyagot homogén izotrópnak feltételeztem. A kísérletben használt anyagminőségű alapanyag kf görbéjét méréssel határoztam meg (5.6. ábra).

55


kf [MPa] 300,00

250,00

200,00

150,00

AlMg3 (5754)

100,00

50,00

0,00 0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

φ

5.6. ábra: Az AlMg3 anyagminőségű alapanyag mért kf görbéje A hengerelt lemez rugalmas anyagjellemzőit a szakirodalomnak megfelelően választottam, E=69 GPa,  =0.33. A hengereket ideálisan rugalmasnak feltételeztem, a rugalmas anyagjellemzők a következők voltak: E=210 GPa,  =0.3. A súrlódási tényező értékét, a henger és az alakított darab között, μ0=0.1- re választottam. A modellben hengerállvány rugalmas alakváltozását a henger csapágyazásán elhelyezett rugó karakterisztikával vettem figyelembe (5.7. ábra). A különböző modellekben feltételeztem egy rugóállandót, amelyet minden esetben addig változtattam, amíg a hengerlési erő és a lemez kifutó vastagsága nagyon jó közelítéssel (4. táblázat) megegyezett a hengerlési kísérlet során mért eredményekkel, így szimuláció segítségével is meg tudtam határozni a kísérleti hengerállvány eredő rugalmasságát (5.8. ábra). 4. táblázat: A mért és számított eredmények összehasonlítása Mért hengerlési erő [N] 16569 39270 87747 174470 220112 323896 427500

Szimulált hengerlési erő [N] 16797 40659,2 91260,2 178072 218054 322488 426742

Eltérés [%]

1,357 3,417 3,850 2,023 0,935 0,435 0,177

Mért kifutó vastagság h1 [mm] 6,46 6,45 6,34 6,14 6,05 5,71 5,3

56

Szimulált kifutó vastagság h1 [mm] 6,46 6,455 6,343 6,144 6,05 5,712 5,303

Eltérés [%] 0 0,077 0,047 0,065 0 0,035 0,056


5.7. ábra: Duó elrendezésű végeselemes modell y = 507796x 2 + 18157x + 9977.7 R2 = 0.981 500000 450000


400000 350000 300000 250000 200000 150000 100000 50000 0 0.000

0.100

0.200

0.300

0.400

0.500

0.600

0.700

0.800

0.900

1.000

Eredő rugalmasság [mm]

5.8. ábra: A VON ROLL hengerállvány szimuláció során meghatározott eredő rugalmassága A végeselemes modellben a kísérleti hengerállvány eredő rugalmasságát részekre bontottam, így külön-külön meghatároztam a hengerállvány rugalmasságát és a hengerek rugalmasságát (5.9. ábra).

57


450000 400000


350000 300000 250000 200000 150000 100000 hengerállvány rugalmassága

50000

hengerek rugalmassága 0 0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

Megnyúlás [mm]

5.9. ábra: A részekre bontott rugalmasságok [49] Mivel a hengerlési fő kísérleteimet 100 kN hengerlési erő alatti tartományban végeztem, ezért a meghatározott hengerállvány rugalmasságának csak a 100 kN alatti részét vettem figyelembe, így az ebben a tartományban lévő 4 pontra egyenest illesztettem, és ennek az egyenesnek a meredeksége adja meg a hengerállvány rugalmasságát (5.10. ábra). Ezt beépítettem a második modellbe, amely a hengerlés során kialakuló hengerrés alak meghatározására szolgál. y = 401159x + 6695.3 R2 = 0.9967

100000 90000


80000 70000 60000 50000 40000 30000 20000 10000 0 0

0.05

0.1

0.15

0.2

Hengerállvány rugalmasság [N]

5.10. ábra: A végeselemes modellbe beépített rugalmasság [49]

58

0.25


A hengerlési folyamat modellezése

5.3.

Annak érdekében, hogy a végeselemes modell által számolt eredményeket legyen mivel összehasonlítani, először hengerlési kísérletet kellett végeznem. Ehhez a rendelkezésre álló AlMg3 anyagminőségű 200 mm széles és 1 mm lemezvastagságú keskenyszalag tekercsből 500 mm hosszú mintákat vettem. A hengerlési kísérletek során hat hengerhajlító erőt használtam három különböző alakvátozás mellett, így összesen tizennyolc kísérleti mintát állítottam elő. A hengerlés folyamán a hengerlési erőt, a kezelő- és hajtásoldalon elhelyezett erőmérőcellák segítségével mértem (5.11. ábra). A mért hengerlési erő diagramok a mellékletben találhatóak. Az 5.12. ábra az egyik kísérleti minta esetében mutatja a mért hengerlési erőt, látható, hogy a hajtás oldalon jóval kisebb a hengerlési erő, ezt az okozza, hogy a kapcsolóorsó a súlyánál fogva jelentős mértékben nyomja lefelé a támhengerek kapcsolóvilláit, és a hajtásoldali erőmérőcella az elhelyezéséből adódóan ezt a lenyomódást méri.

5.11. ábra: A kezelő oldalra beépített erőmérőtest (gyártó: Hottinger Baldwin Messtechnik GmbH, névleges terhelőerő 500 kN). 35000


30000 25000 20000

Kezelő oldal

15000

Hajtás oldal

10000 5000 0 212

214

216

218

220

222

224

226

228

230

-5000

Idő [s]

5.12. ábra: A mért hengerlési erő (1. sorozat, 1. a. minta)

59


A továbbiakban a kezelő oldali erőmérőcellák adatait fogadom el hitelesnek és az ezzel mért jellemző erő érték kétszeres szorzatával képzem a mért hengerlési erőt. A gyakorlatban nem célszerű átlagos hengerlési erőkkel számolni, mivel a hengerlés kezdetekor a hengerlési erő mindig nagyobb, ezért a mért hengerlési erő meghatározásához, az állandósult állapot bekövetkezése után jellemző erő értéket használtam. A hengerlési kísérlet jellemző paramétereit, valamint a kísérlet során mért hengerlési erőket és a minták alakjának változását (tapasztalat) az 5. táblázatban foglaltam össze. Az elvégzett kísérlet során sikerült olyan mintákat létrehozni, különböző alakváltozások mellett, amelyekben a lemez alakja szélhullámosból középhullámosba megy át, és az átmenetben mindegyik sorozatnál sikerült hullámmentes lemezeket is létrehozni. Az 5. táblázatban látható, hogy a hengerlési kísérletet kis alakváltozások mellett végeztem, ennek az oka az, hogy a VON ROLL hengerállvány hengerhajlító hidraulika rendszerébe egy nyomáskorlát van beépítve, amely jelenleg 18,6 bar, így középhullámos lemez létrehozására csak a kis alakváltozások mellett volt lehetőségem. Szélhullámos lemez létrehozásához nincs szükség a hengerhajlítás használatára, így azt nagyobb alakváltozás mellett is elő lehet állítani. A hengerlési folyamat végeselemes modelljében az alakított anyagot rugalmasképlékenynek, míg a hengereket ideálisan rugalmasnak tételeztem fel a különböző hengerlési lépésekben. A modell készítése során kihasználtam a hengerlési folyamat szimmetriáit, így elegendő volt a folyamat negyed modelljének az elkészítése (5.13. ábra). Az elkészített végeselemes modell a munkahengerek belapulását, valamint a támés munkahengerek között létrejövő összelapulást a hengerek anyagjellemzőinek megadása után figyelembe tudja venni, valamint beépítésre került az első modellben meghatározott hengerállvány rugalmasság is.

3. sorozat

2. sorozat

1. sorozat

5. táblázat: A hengerlési kísérlet kiértékelésének összefoglaló táblázata Minta száma 1.a. 1.b. 1.c. 1.d. 1.e. 1.f. 2.a. 2.b. 2.c. 2.d. 2.e. 2.f. 3.a. 3.b. 3.c. 3.d. 3.e. 3.f.

Hengerhajlítás Alapnyomás ~1 bar 5,2 bar 8,4 bar 12 bar 15,2 bar 18,4 bar Alapnyomás ~1 bar 5,2 bar 8,4 bar 12 bar 15,2 bar 18,4 bar Alapnyomás ~1 bar 5,2 bar 8,4 bar 12 bar 15,2 bar 18,4 bar

Hengerlési sebesség 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min 10 m/min

Alakváltozás 3% 3% 3% 3% 3% 3% 2% 2% 2% 2% 2% 2% 1% 1% 1% 1% 1% 1%

60

Hengerlési erő 52538 N 53810 N 52850 N 52324 N 53484 N 53984 N 45690 N 44766 N 46526 N 47732 N 47958 N 45942 N 40086 N 40138 N 39830 N 41544 N 42492 N 41918 N

Tapasztalat szélhullámos szélhullámos szélhullámos hullámmentes középhullámos középhullámos szélhullámos szélhullámos szélhullámos hullámmentes középhullámos középhullámos szélhullámos szélhullámos hullámmentes hullámmentes középhullámos középhullámos


5.13. ábra: Quartó elrendezésű egyszerűsített végeselemes modell [51] Mivel figyelembe vettem a hengerrendszer rugalmas alakváltozását, beleértve a hengerek be- és összelapulását, ezért speciális hálózást alkalmaztam a kontakttartományokban (5.14. ábra). A vizsgált hengerrendszer hálózására 39844 darab nyolc-csomópontú hasáb (HEX8/7) elemeket használtam. A hengerállvány rugalmas alakváltozását a támhenger csapágyazásán elhelyezett rugó karakterisztikával vettem figyelembe, a valóságos hengerállványnak megfelelően.

a.) A munkahenger és a támhenger b.) A lemez és a munkahenger közötti közötti kontaktzóna kontaktzóna 5.14. ábra: A hengerek és a munkadarab hálózása [51]

61


Az alakítás során az alakítandó anyagot végig izotrópnak tekintettem, a folyási feltételként a Huber-Mises-Hencky modellt alkalmaztam. A rugalmas anyagjellemzők a lemez esetében a következőek: E=69 GPa,  =0,33, a keményedést hatványfüggvénnyel vettem figyelembe. A lemezek anyagának alakítási szilárdsága az alábbi egyenlettel közelíthető.



k f  270 1  77, 7



0,143

(56)

A henger anyagának rugalmas jellemzői: E  210 GPa,   0,3 . A henger és az alakítandó anyag felülete között ébredő súrlódás meghatározására a következő összefüggést használtam.

  0

2



arctan

v C

(57)

ahol: 0 – a maximális Coulomb-féle súrlódási tényező a vizsgált tartományban, v  vk  vt – a henger kerületi sebessége és a lemez hengerrel érintkező felületi pontjának tangenciális sebessége alapján értelmezhető relatív sebesség, C – illesztési paraméter, a számítás során C  vk / 20 . A fenti egyenlet automatikusan figyelembe veszi, hogy a neutrális pontban a súrlódó feszültség előjelet vált. A nemlineáris egyenletrendszer megoldására a NewtonRaphson- féle iterációs eljárást használtam, a nagy alakváltozáshoz javasolt iteratív megoldóval [52]. A modell elkészítésével a fő célom az volt, hogy meghatározzam a hengerlés során kialakuló hengerrés alakot és kimutassam a hengerhajlítás hatását kialakuló lencsésségre. A VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány hengerhajlító hidraulikarendszerének működési elve a következő: a munkahengerek csapágytőkéiben oldalanként 6 db 23 mm átmérőjű dugattyú található, a hengerhajlítás során ezek a dugattyúk az olajnyomástól függően különböző erővel feszítik szét a csapágytőkéket és ennek következtében a munkahengerek meghajlanak. Az olajnyomásból ki lehet számítani azt, hogy a munkahengerek csapágytőkéire mennyi hengerhajlító erő hat. Ennek megfelelően a modellben a hengerhajlítást a munkahenger csapágyazásának hatásvonalán elhelyezett hengerhajlító erővel oldottam meg. A futtatások során, a hengerlési kísérletekben is alkalmazott hengerhajlító erőt használtam három különböző alakvátozás mellett, így a modellt összesen tizennyolcszor futattam le. Az 5.15-5.32. ábrákon diagramban ábrázoltam a különböző kísérleti minták esetében mért és számolt hengerlési erőt.

62


35000

30000


25000

20000

Mért hengerlési erő Számolt hengerlési erő 15000

10000

5000

0 214

216

218

220

222

224

226

228

Idő [s]

5.15. ábra: 1. sorozat, 1. a. minta esetén mért és számolt hengerlési erő

35000

30000


25000

20000


10000

5000

0 394

396

398

400

402

404

406

408

Idő [s]

5.16. ábra: 1. sorozat, 1. b. minta esetén mért és számolt hengerlési erő

63


35000

30000


25000

20000


10000

5000

0 492

494

496

498

500

502

504

506

Idő [s]

5.17. ábra: 1. sorozat, 1. c. minta esetén mért és számolt hengerlési erő

35000

30000

hengerlési erő [N]

25000

20000


10000

5000

0

548

550

552

554

556

558

560

562

Idő [s]

5.18. ábra: 1. sorozat, 1. d. minta esetén mért és számolt hengerlési erő

64


30000

hengerlési erő [N]

25000

20000

Mért hengerlési erő Számolt hengerlési erő

15000

10000

5000

0 625

627

629

631

633

635

637

639

Idő [s]

5.19. ábra: 1. sorozat, 1. e. minta esetén mért és számolt hengerlési erő

30000


25000

20000


15000

10000

5000

0 683

685

687

689

691

693

695

697

Idő [s]

5.20. ábra: 1. sorozat, 1. f. minta esetén mért és számolt hengerlési erő

65


30000


25000

20000


15000

10000

5000

0 174

176

178

180

182

184

186

Idő [s]


30000


25000

20000


15000

10000

5000

0 263

265

267

269

271

273

275

Idő [s]


66


30000


25000

20000


15000

10000

5000

0 330

332

334

336

338

340

Idő [s]


30000


25000

20000


15000

10000

5000

0 388

390

392

394

396

398

400

Idő [s]


67


30000


25000

20000


15000

10000

5000

0 456

458

460

462

464

466

Idő [s]


30000


25000

20000


15000

10000

5000

0 498

500

502

504

506

508

Idő [s]


68


30000


25000

20000


15000

10000

5000

0 24

26

28

30

32

34

36

Idő [s]


25000


20000

15000

Mért hengerési erő Számolt hengerlési erő 10000

5000

0 84

86

88

90

92

94

Idő [s]


69


25000


20000

15000


5000

0 138

140

142

144

146

148

Idő [s]


30000


25000

20000


15000

10000

5000

0 197

199

201

203

205

207

Idő [s]


70


25000


20000

15000


5000

0 246

248

250

252

254

256

Idő [s]


25000


20000

15000


5000

0 286

288

290

292

294

296

Idő [s]


71


A modell által számított eredményeket összevetettem a korábban már elvégzett hengerlési kísérlet eredményeivel. A hengerlés során mért és a szimuláció során számolt hengerlési erőkből minden esetben levontam az egyéb rugalmasságok hatására kialakuló erőket, így a 6. táblázat csak a ténylegesen alakváltozásra fordított hengerlési erő értékeket tartalmazza. A kiértékelés során megállapítottam, hogy a modell által számolt eredmények nagyon jó egyezést mutatnak a hengerlési során mért eredményekkel. Az alakváltozás és a kialakult hullámosság tekintetében eltérés nem tapasztalható. A számolt és a mért hengerlési erőben az eltérés 5% alatt van. 6. táblázat: A modell által számolt és a kísérlet során mért eredmények összehasonlítása

3. sorozat

2. sorozat

1. sorozat

Minta száma 1.a. 1.b. 1.c. 1.d. 1.e. 1.f. 2.a. 2.b. 2.c. 2.d. 2.e. 2.f. 3.a. 3.b. 3.c.

Henger- AlakSzámolt Mért hajlító változás hengerlési hengerlési erő [N] [%] erő [N] erő [N] 0 3 43950 44094 1300 3 41856 42894 2100 3 40554 40780 3000 3 39076 38114 3800 3 37729 36710 4600 3 36417 35384 0 2 35480 36244 2 33347 1300 34266 2 31825 2100 32644 2 30521 3000 31284 2 29214 3800 30292 2 27959 4600 27210 1 27870 0 29318 1 25598 1300 27344 1 24130 2100 25878

Hullámosság a modell szerint szélhullám szélhullám szélhullám hullámmentes középhullám középhullám szélhullám szélhullám szélhullám hullámmentes középhullám középhullám szélhullám szélhullám hullámmentes

3.d.

3000

1

22799

24542

hullámmentes

3.e. 3.f.

3800 4600

1 1

21322 20148

23114 21462

középhullám középhullám

Hullámosság a kísérlet szerint szélhullám szélhullám szélhullám hullámmentes középhullám középhullám szélhullám szélhullám szélhullám hullámmentes középhullám középhullám szélhullám szélhullám hullámmentes enyhe középhullám középhullám középhullám

A kísérlet kiértékelése során megállapítottam, hogy az 1. a., b., c., minták szélhullámosak, a 1. d., e., minták hullámmentesek lettek, és az 1. f. minta középhullámos lett. Az 1. táblázat utolsó oszlopában a kezelő oldalon mért hengerlési erőt tüntettük fel. Az 5.33. ábra a modell által számított lencsésségeket mutatja, ezáltal bemutatom azt, milyen hatással van a hengerhajlító erő változása a lemez alakjára. Az ábrázolt lencsésségek a lemez egyik oldalára vonatkoznak.

72


Hengerhajlító erő hatása a lencsésségre 3%

Féloldali lencsésség [mm]

0,002

0,001 0N 1300 N 2100 N

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

3000 N 3800 N 4600 N

-0,001

-0,002




0,002

0,001 0N 1300 N 2100 N

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

3000 N 3800 N 4600 N

-0,001

-0,002




0,002

0,001 0N 1300 N 2100 N

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

3000 N 3800 N 4600 N

-0,001

-0,002


5.33. ábra: A végeselemes modell által számított lencsésségek [49]

73


5.4.

A hullámosság kimutatására irányuló modell

A hullámosság kimutatására irányuló modell készítése során a fő célom az volt, hogy kidolgozzak egy olyan módszert, amellyel a hullámosság kimutatásához elegendően hosszú lemez alakítási folyamatát szimulálni lehet. A hengerlés folyamán a hengerrésben állandósult állapot alakul ki, ezt kihasználva alkottam meg a hullámosság kimutatására szolgáló „végső merev” modellt. A modell készítése során a „kiinduló rugalmas” modellben a henger szélessége mentén kialakult terhelt hengerrés legnagyobb torzulást elszenvedő hengeralkotóját képeztem le, majd ezt megforgatva merev hengereket hoztam létre, a terhelt hengerrés alaknak megfelelően. Így a szimuláció további lépéseinek elvégzése után sikerült kimutatni a hengerlés során kialakuló középhullámos, szélhullámos és hullámmentes állapotokat [49]. Az 5.34. ábra a hengerlés szimulációs folyamatának egyszerűsítését mutatja. A bal oldali ábrarészen a hagyományos quartó elrendezésben solid elemekből felépülő – félhengerekkel végzett – hengerlés szimuláció, a jobb oldalon a merev hengerekkel történő szimulációs folyamat látható.

5.34. ábra: A hengerlés szimulációs folyamatának egyszerűsítése A „végső merev” modell felépítésekor, a „kiinduló rugalmas” modellben solid elemekből felépülő hengerek hengerlés közben kialakult hengergeometriájával azonos merev hengereket használtam, ez a geometria tartalmazza a hengerállvány összes rugalmas hatását. A rugalmas-képlékeny alapanyag hálózására 24000 darab solid-shell (HEX8/185) típusú elemet használtam. Ezzel a modellezési módszerrel jelentősen csökkenteni tudtam a szimulációs folyamat számításigényét. A „kiinduló rugalmas” modellben egy 10 mm hosszú lemez, hengerlése 2 óráig tartott, az új módszernek

74


köszönhetően, egy 400 mm hosszú lemez hengerlésének a szimulációs ideje 14 óra. Ez a hosszúság már elegendő volt a lemezben kialakuló hullámosság kimutatására. A 5.355.39. ábrákon a hengerlési kísérletben és a modellezés során kapott hullámosságok összehasonlítását mutatom be.

5.35. ábra: 2. sorozat, 2. f. minta, középhullám

5.36. ábra: 3. sorozat, 3. c. minta, hullámmentes

75


5.37. ábra: 3. sorozat, 3. d. minta, enyhe középhullám

5.38. ábra: 3. sorozat, 3. e. minta, középhullám

76


5.39. ábra: 3. sorozat, 3. f. minta, középhullám

77


6. A hengerrés alak számítására szolgáló analitikus és a végeselemes modell eredményeinek értékelése Az 6.1-6.3. ábrákon a 3.2. fejezetben bemutatott hengerrés alak számítására alkalmas számláló táblába behelyettesítettem a hengerlési folyamat modellezése folyamán a három különböző esetben számolt hengerlési erőket (6. táblázat), és a kapott hengerrés alakokat diagramban ábrázoltam, ezekből az látszik, hogy a hengerhajlító hidraulika nyomásának növelésével párhuzamosan a hengerrés alak átmegy szélhullámosból középhullámosba, és ez mindegyik mérési sorozatnál megfigyelhető, ugyanúgy, mint a kísérlet során előállított minták esetében. 1,5


1 0,5 0N

0 0

50

100

150

200

250

300

1300 N 2100 N

-0,5

3000 N 3800 N

-1

4600 N

-1,5 -2 -2,5

b [mm]

6.1. ábra: A hengerrés alakja hengerhajlítással (3% alakváltozás) 1,5


1 0,5 0

0N 0

50

100

150

200

-0,5

250

300

1300 N 2100 N 3000 N

-1

3800 N 4600 N

-1,5 -2 -2,5 -3

b [mm]

6.2. ábra: A hengerrés alakja hengerhajlítással (2% alakváltozás)

78


1,5


1 0,5 0

0N 0

50

100

150

200

250

300

-0,5

1300 N 2100 N 3000 N

-1

3800 N 4600 N

-1,5 -2 -2,5 -3

b [mm]

6.3. ábra: A hengerrés alakja hengerhajlítással (1% alakváltozás) A 6.4. ábra a hengerlési folyamat végeselemes modellezése során kapott, és a 3.2. fejezetben bemutatott analitikus modell által számított lencsésség értékek összehasonlítását mutatja. A számítás 200 mm széles szalag esetén három különböző alakváltozás mellett végeztem el. 1,5

Féloldali lencsésség [µm]

1

0,5

Végeselemes modell

0

Analitikus modell

-0,5

-1

-1,5 0%

1%

2%

3%

4%

Alakváltozás [%]

6.4. ábra: Az analitikus és a végeselemes modell eredményeinek összehasonlítása

79


7. Az elért eredmények hasznosításának lehetőségei A doktori cselekményem egyik fő iránya az volt, hogy pontosan feltérképezzem a hengerlés során kialakuló hengerrést, amely a hengerelt szalag alakját, ezáltal a síkfekvését is befolyásolja. A 4. fejezetben bemutatott sajátos mérési módszerrel hatékonyan meg lehet határozni a hidegen hengerelt szalagok lencsésségét, és fejlesztettem egy mérőeszközt, amely alkalmas a felbontásának megfelelő lencsésség mérésére. A mérőeszköz jelenlegi pontossága nem tette azt lehetővé, hogy a hengerlési főkísérleteim során előállított lemezek lencsésségét vizsgáljam, mivel a legnagyobb lencsésség is csak 0,0013 mm volt. A kifejlesztett mérőeszköz azonban jól hasznosítható a következő síkfekvési hibák mérésére, keresztirányú görbület (crossbow), hosszirányú görbület (coil set) (7.1. ábra) és a hullámosság (7.2. ábra).

7.1. ábra: A lemez hosszirányú görbületének mérése

7.2. ábra: Hullámosság mérése

80


Az 5. fejezetben bemutatott modellezési módszerrel ipari hengerlési folyamatok is modellezhetőek. Korábban a hideghengerléssel foglalkozó kutatók hengerlési kísérletek alapján határozták meg a síkfekvés biztosításához szükséges paramétereket, ehhez nagy mennyiségű alapanyagot használtak fel, és nagyon sok hengerlési kísérletet kellett végezniük. Saját kutatásomban a kifejlesztett végeselemes modellt fizikai kísérletekkel validáltam, ezáltal lehetővé vált, hogy a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállványon konkrét kísérletek nélkül előre meg lehet határozni a kifutó lemez alakját. A doktori munkám során a célom nem az volt, hogy a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállványon tömeggyártást optimalizáljak, azonban az elért eredmények a tömeggyártásban is hasznosíthatóak. Az ipari alkalmazás során az adott hengerállványra elkészített végeselemes modell által előre meg lehetne határozni a hengerlés után kialakuló lencsésséget, és ezt össze is lehetne vetni a stresszométerrel végzett mérés alapján számított lencsésséggel (7.3. ábra).

7.3. ábra: Egy automata síkfekvés mérő – és szabályzó berendezéssel ellátott hengerállvány kijelzőjén megjelenő adatok (ISD Dunaferr Zrt.) Az általam kidolgozott végeselemes modellezési módszerrel a hengerlési folyamatok modellezése lényegesen egyszerűbb lett. Az ipari tapasztalatok alapján megállapítható az, hogy a hideghengerlés során előállított szalag alakját nagymértékben befolyásolja az alapanyag meleghengerlése során kialakuló lencséssége. Ezt a lencsésséget be lehet építeni a végeselemes modellbe, így az iparban történő alkalmazás során a hideghengerlési folyamatoknál előre számítani lehet a hengerelt termék alakját az első szúrásban, sőt a további lencsésségek ismeretében a teljes hengerlési folyamatot szúrásról-szúrásra nyomon lehet követni. Az elkészített modell által nyújtott számítás eredményeinek felhasználásával a szabványban előírt fokozottan síkfekvő hidegen hengerelt szalagokat lehetne előállítani. A modelljeim együttes alkalmazásával a hengerlési folyamatot befolyásoló paraméterek és a lemez geometriai paraméterei között közvetlen függvénykapcsolat határozható meg, ami alapja lehet a hengerlés on-line szabályozásának.

81


A kutatás során elért eredmények alkalmazásának további lehetősége rejlik abban, hogy a modellből ki lehet olvasni azt a kritikus feszültségeloszlást, amelynél a hullámképződés megindul (7.4. ábra), ezáltal mód nyílik az instabilitás feltételeinek meghatározására. 60

Kritikus feszültség [MPa]

50 40 30 20

1.a. minta

10

1.d. minta

0

1.f. minta

-10 -20 -30 -40 0

50

100

150

200


7.4. ábra: A hullámképződés előtti feszültségeloszlás

82


8. Összefoglalás, tudományos eredmények Kutatásom eredményeként komplex végeselemes modellt fejlesztettem a hideghengerlési folyamat teljes körű leírására. A végeselemes modell készítéséhez MSC Marc szoftver 2010.1 verzióját használtam. A modellezést 3D-ben végeztem, és az alakított anyagot lineárisan rugalmas izotróp keményedő, míg a hengereket lineárisan rugalmasnak tételeztem fel a különböző hengerlési lépésekben. A komplex modell magában foglalja a hengerhajlítást, és a különböző hengerlési paramétereket, a hengerek be- és összelapulását, valamint a hengerállvány rugalmas alakváltozását figyelembe véve számol, továbbá a hengerlés közben kialakult állandósult állapot segítségével alkalmas a hullámosság kimutatására is. A disszertációm fő célkitűzése a hideghengerlés során kialakuló hengerrés pontos feltérképezése volt, a kutatómunkám arra irányult, hogy geometriailag pontos terméket lehessen gyártani. További – a fő célkitűzés megvalósítását elősegítendő – célom volt, hogy a komplex végeselemes modell által számolt eredményeket valós kísérleti eredményekkel össze lehessen vetni, ehhez számos hengerlési kísérletet kellett végrehajtanom a ME-FKNI Fémtani és Képlékenyalakítási Tanszékén található VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállványon. Doktori cselekményem során elért eredményeim a következők: a síkfekvés mérőszámának meghatározása, komplex végeselemes modell fejlesztése, a hengerállvány eredő rugalmasságának szétválasztása, a hideghengerlési folyamat teljeskörű végeselemes analízise, a hullámosság kimutatása a hengerlés közben kialakult állandósult állapot segítségével, az analitikus és végeselemes modell összehasonlítása, ezeknek egy része új, tudományos eredmény, mely a gyakorlatban is hasznosítható. 1. Az iparban a hidegen hengerelt szalagok síkfekvésének jellemzésére az „International Unit”-ot (IU) használják, melynek meghatározásakor a hullámmagasságot és hullámhosszúságot mérik, így következtetnek a síkfekvésre. Gyakorlatban szinuszos görbével közelítik a hullámalakot. A hideghengerlés során kialakuló hullámalak és a szalag hosszváltozása között a következő összefüggés írható fel: L    H    L  2 L 

2

(58)

Az (58) egyenlet meghatározásához ismerni kell az alakítás során a hengerlési irányban megnyúlt szál hosszát: L /2

s  L  L  2  1  0

H 2  x 2 L  x 2

 2 z  sin 2  dz  L  x    

(59)

A számítás egyszerűsítése érdekében, az (59) egyenletben szereplő integrált a Taylor sor első két tagjával közelítik. A számításaim során bebizonyítottam, hogy a szalag hosszváltozásának számításakor helyes az a megközelítés, hogy csak a Taylor sor első két tagját veszik figyelembe (60). A Taylor sor harmadik tagjának figyelembe vételével (61) számottevő különbség csak a nagy amplitúdójú rövid hullámok esetében lenne, de ez az ipari gyakorlatban nem fordul elő.

83


s1 

1 H 2 2  4 L2 H 2 2  L 4 L 4L

(60)

s2 

1 16 2 L2  64 L4  3 4 64 L3

(61)

2. A hideghengerlés pontos modellezéséhez figyelembe kell venni a kísérleti hengerállvány eredő rugalmasságát, amely magában foglalja a hengerállvány rugalmasságát (ami a hengerállvány keret, és a hengerlési erő hatásvonalában lévő gépelemek rugalmasságából tevődik össze), valamint tartalmazza a hengerek rugalmasságát (belapulás, összelapulás, hengerek tengelyvonalának rugalmas kihajlása) is. Komplex végeselemes modell megvalósításához figyelembe kell venni a hengerállvány fentebb részletezett rugalmas alakváltozásait, amelyeket a disszertációm 5.2. fejezetében részletezett kutatás során meghatároztam. Elkészítettem az első, a hengerállvány rugalmasság meghatározására szolgáló végeselemes modellt, amelyben a kísérleti hengerállvány eredő rugalmasságát részekre bontottam, így külön-külön meghatároztam a hengerállvány rugalmasságát és a hengerek rugalmasságát is. 3. A hengerállvány rugalmasság felhasználásával készítettem egy végeselemes modellt, amely a hengerlés során kialakuló hengerrés alak meghatározására szolgál. Az alakított anyagot lineárisan rugalmas izotróp keményedőnek, míg a hengereket lineárisan rugalmasnak tételeztem fel a különböző hengerlési lépésekben. a) Az általam elkészített második (hengerlés folyamata) végeselemes modell a munkahengerek belapulásával, valamint a tám- és munkahengerek összelapulásával számolok. Ezzel a módszerrel pontosan sikerült meghatároznom a hideghengerlés során különböző hengerhajlító erők hatására kialakuló hengerrés alakot. b) A második végeselemes modellt fizikai kísérletekkel validáltam, ezáltal a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállványon konkrét kísérletek nélkül előre meg lehet határozni a kifutó lemez lencsésségét. 4. A hideghengerlés folyamán a hengerrésben állandósult állapot alakul ki, ezt kihasználva alkottam meg a harmadik (hullámosság kimutatása) végeselemes modellt. Ezen modell készítése során a második modellben kialakult terhelt hengerrés geometriáját (a számítás egyszerűsítés céljából) felhasználva, merev hengereket hoztam létre. Ezzel az újszerű megközelítéssel sikerült kimutatnom a hengerlés során kialakuló középhullámos, szélhullámos és hullámmentes állapotokat. 5. Az ME-FKNI Fémtani és Képlékenyalakítási Tanszékének jogelődjén a Kohógéptani és Képlékenyalakítási Tanszéken a Kőbányai Könnyűfémmű megbízásából végzett kutatás eredményeit továbbfejlesztve, elkészítettem a VON ROLL gyártmányú kísérleti hengerállvány hengerrés alakjának meghatározására szolgáló – a disszertációm 3.2. fejezetében bemutatott – analitikus modellt. Az analitikus és végeselemes modellem eredményeit összehasonlítottam és az eredmények nagyon jó egyezést mutattak.

84


Köszönetnyilvánítás Ezúton köszönöm témavezetőimnek: Dr. Roósz Andrásnak és Dr. Krállics Györgynek, akik iránymutatásokkal, hasznos tanácsokkal támogatattak kutatómunkámban és a disszertációm elkészítésében. Köszönettel tartozom korábbi és jelenlegi munkahelyi vezetőimnek Dr. Gácsi Zoltánnak és Ráthy Isvánné Dr.-nak, akik tanszékvezetőként biztosították a disszertációm megírásához szükséges háttért. Köszönöm Dr. Dernei Lászlónak és Dr. Zupkó Istvánnak, hogy segítették kutatásom indulását és később is hasznos ötletekkel láttak el. Köszönöm Bán Róbertnek és Puskás Csabának a hengerlési kísérleteimben végzett munkájukat, valamint Bézi Zoltánnak a végeselemes feladatokban nyújtott segítségét. Köszönet korábbi és jelenlegi kollégáimnak (a teljesség igénye nélkül): Dr. Kovács Sándornak, Dr. Harcsik Bélának, Szűcs Máténak, Dr. Tóth Jánosnak, hogy mindig bizalommal fordulhattam hozzájuk segítségért. Végül, de nem utolsó sorban, hálásan köszönöm családomnak, hogy biztatásukkal, önzetlenségükkel és mérhetetlen szeretetükkel munkám közben töretlenül támogattak, bíztak bennem és nagy türelemmel viseltettek irántam. „A tanulmány/kutató munka a TÁMOP-4.2.2/B-10/1-2010-0008 jelű projekt részeként – az Új Magyarország Fejlesztési Terv keretében – az Európai Unió támogatásával, az Európai Szociális Alap társfinanszírozásával valósul meg.” „The described work was carried out as part of the TÁMOP-4.2.2/B-10/1-20100008 project in the framework of the New Hungarian Development Plan. The realization of this project is supported by the European Union, co-financed by the European Social Fund.”

85


9. Felhasznált irodalom [1] Tisza Miklós: Lemezanyagok fejlesztési irányzatai különös tekintettel az autóipari felhasználásra, XIV. Képlékenyalakító konferencia: Miskolc (2012) [2] Stauber, R.; Cecco, C.: Moderne Werkstoffe im Automobilbau. In: ATZ/MTZ Sonderausgabe „Werkstoffe im Autmobilbau”, (2005) [3] Voith Márton, Dernei László: Új utak a hidegszalaghengerlésben. Dunai Vasmű Műszaki- Gazdasági Közleményei, XXV. évf. (1985) 45-55. old. [4] Bakos István: Az acél szélesszalag hideghengerlés fejlesztése alapvető technológiai paraméterek optimalizálásával és termelésirányítási rendszerfejlesztéssel, Doktori értekezés, (2002) [5] Z.Y. Jiang, D.Wei, A.K. Tieu: Analysis of cold rolling of ultra thin strip, Journal of Materials Processing Technology 209 (2009) [6] Jian-guo Cao, Jie Zhang, Ning Kong and Kai-fu Mi: Finite Element Analysis of Strip and Rolling Mills, Finite Element Analysis, David Moratal (Ed.), InTech (2010), Available from: http://www.intechopen.com/books/finite-element-analysis/finite-element-analysis-of-strip-and-rolling-mills [7] S. Abdelkhalek, P.Montmitonnet, N.Legrand, P.Buessler: Coupled approach for flatness prediction in cold rolling of thin strip, International Journal of Mechanical Sciences 53 (2011) 661–675 [8] Norman Mathieu, Régis Dimitriou, Anthony Parrico, Michel Potier-Ferry, Hamid Zahrouni: Flatness defects after bridle rolls: a numerical analysis of leveling, Int J Mater Form, Online published, (2011) [9] J. Falsafi, E. Demirci, V. V. Silberschmidt: Numerical study of strain-rate effect in cold rolls forming of steel, Journal of Physics: Conference Series 451 (2013) [10] Gulyás József: Hengerlés I., Tankönyvkiadó, Budapest (1976) [11] Kiss Ervin, Voith Márton: Kohógéptan, Tankönyvkiadó, Budapest (1977) [12] Voith Márton: Alumíniumötvözetek képlékenyalakítása, Tankönyvkiadó (1980) [13] Kiss Ervin: Képlékeny alakítás, Tankönyvkiadó, Budapest (1987) [14] Gulyás József, Mecseki István: Kohászati alapismeretek II., Tankönyvkiadó, Budapest (1991) [15] Voith Márton: A képlékenyalakítás elmélete. Nagy alakváltozások tana, Miskolci Egyetemi Kiadó (1998) [16] Voith Márton, Dernei László, Zupkó István, Kokas Tibor, Horváth Ákos: Hideghengerlési technológiák számítógéppel (CAD) segített tervezése. BKL, Kohászat, 120. (1987/8-9), pp. 347 - 350. [17] Bakos István, Dernei László, Voith Márton: Hidegen hengerelt szélesszalag hengerlési technológiájának interaktív tervezése. GÉPGYÁRTÁS (2001) 29-36. p. [18] Sándor Pálinkás, János Tóth: Investigation of the flatness of rolled aluminium sheet, INTERNATIONAL REVIEW OF APPLIED SCIENCES AND ENGINEERING, Vol. 2, No. 1, (2011), pp. 57-62. [19] Loewy Robertson: VIDIPLAN – Automatic shape control for rolling mills (1981) [20] Farkas Emese, János Krisztina: Alumíniumfólia hengerlési technológiájának optimalizálása, TDK dolgozat (2004) [21] Pálinkás Sándor, Krállics György, Bézi Zoltán: Kordában tartott lencsésség: Hideghengerlési folyamat végeselemes modellezése, GYÁRTÁSTREND 1:(12.) (2012), pp. 30-32.

86


[22] Szűcs Máté: Síkfekvés javítása alumínium ötvözetek esetén a hideghengerlési paraméterek optimalizálásával, Diplomamunka (2009) [23] Sándor Pálinkás: Investigation of the shape of roll gap of experimental mill stand. IN-TECH 2010. International Conference, Prague, Czech Republic (2010) [24] Voith Márton, Dernei László: Fóliahengerlés és hőkezelés technológiai tervezésére, ellenőrzésére alkalmas szimulációs program kidolgozása, Kutatási jelentés (1991) [25] A. Hardtmann: Fertigungstechnik I., Technische Universität Dresden (2003) [26] Thomas Uppgard: Estimation of Post-Rolling Effects in Cold Rolled Aluminium Strips, Örebro University, Sweden, Doktori értekezés (2008) [27] Tóth János: Saválló acélszalag meleghengerlési technológiájának optimalizálása, Doktori értekezés, (2008) [28] Takashima, Y., et al, „Studies on Strip Crown Control for Hot Strip Rolling – Double Chock Work Bending System (DC-WRB), „IHI Engineering Review, Vol. 12 No. 3, (1979) pp. 28-34. [29] Vladimir B. Ginzburg: Steel-Rolling Technology – Theory and Practice, Marcel Dekkel, Inc., New York and Basel, (1989) pp.759-761. [30] Takashi Ishikawa, Nobuki Yukawa, Yasuhisa Tozawa: Analytical approach to occurrence and suppression of flatness defect in strip rolling, 4th International Steel Rolling Conference--the Science and Technology of Flat Rolling. Vol. 2; Deauville; France; (1987) [31] Sami Abdelkhalek: Un exemple de flambage sous contraintes internes: Étude des défauts de planéité en laminage à froid des tôles minces. MINES ParisTech, Doktori értekezés (2011) [32] http://www.abb.com [33] Siemens AG Industry Sector Industry Solutions Metals Technologies: SIROLLCIS SIFLAT: Contactless flatness measurement for high-quality rolled strips (2008) [34] http://www.friedrichvollmer.de/ [35] http://www.shapeline.com [36] R.R. Somers, et al, „Verification and Applications of a Model for Predicting Hot Strip Profile, Crown and Flatness”, AISE Year Book, (1984) pp. 441-450. [37] Gina Boicea, Monica Iordache, Ion Ungureanu, Eduard Nitu, Doina Iacomi: Finite element modelling of cold rolling by form tapping of grooves, Academic Journal of Manufacturing Engineering, Vol. 9., (2011), pp. 18-23. [38] Prakash M. Dixit - Uday S. Dixit: Modelling of Metal Forming and Machining Processes, Spriner-Verlag (2008) [39] John G. Lenard: Metal Forming Science and Practice, Elsevier Science Ltd. (2002) [40] Xiaodong Wanga, Quan Yang, Anrui He: Calculation of thermal stress affecting strip flatness change during run-out table cooling in hot steel strip rolling, Journal of materials processing technology 207, (2008), pp. 130-146. [41] Derek E. Slaughter: Strip Crown Prediction: Developing a Refined Dynamic RollStack Model for the Hot Rolling Process, Faculty of the Virginia Polytechnic Institute and State University, Doktori értekezés (2009) [42] S. Abdelkhalek, P. Montmitonnet, M. Potier-Ferry, H. Zahrouni,N. Legran3, P. Buessler: Strip flatness modelling including bucklingphenomena during thin strip cold rolling, Ironmaking and Steelmaking, Vol. 37, No. 4, (2010), pp.290-297. [43] www.hsz.bme.hu/hsz/oktatas/feltoltesek/BMEEOHSMC02/ivhossz.doc

87


[44] Vladimir B. Ginzburg - Robert Ballas: Flat Rolling Fundamentals, Marcel Dekkel, Inc., New York and Basel, (2000) [45] Pálinkás Sándor: Hengerelt szalagok lencsésségének mérése egyedileg fejlesztett mérőeszközzel, BKL, Kohászat 145. (2012/2), pp. 1-3. [46] Pálinkás Sándor: Hidegen hengerelt alumínium szalag lencsésségének vizsgálata, MISKOLCI EGYETEM KÖZLEMÉNYEI. 2. SOROZAT, ANYAGMÉRNÖKI TUDOMÁNYOK 37, (2012), pp. 309-319. [47] Gácsi Zoltán: Szterológia és képelemzés, Miskolc, (2001), pp. 164-177. [48] Páczelt I.: Végeselem-módszer a mérnöki gyakorlatban I. Kötet, Miskolci Egyetemi Kiadó, (1999) [49] Pálinkás Sándor, Krállics György, Bézi Zoltán: Hidegen hengerelt alumínium lemez hullámosságának modellezése, International Scientific Conference on Advances in Mechanical Engineering (ISCAME) Debrecen, (2013), pp. 143-152. [50] R. M. McMeeking, J. R. Rice: Finite-element formulations for problems of large elastic-plastic deformation, Int. J. Solids Structures, Vol. 11. (1975), pp. 601-616. [51] Sándor Pálinkás, György Krállics, Zoltán Bézi: Modelling of Crown on Cold Rolled Aluminium Sheet, MATERIALS SCIENCE FORUM 752, (2013), pp. 115-124. [52] MSC Software. Marc 2011 Volume A: Theory and User Information [53] Roósz András, Zupkó István: A VON ROLL kísérleti hengerállvány telepítése a Miskolci Egyetemen. BKL, Kohászat 142. (2009/2), pp. 36-39.

88


10. Az alkalmazott főbb jelölések összefoglalása 0 xb

futó koordináta a szalagszélesség mentén

l1  x 

a készre hengerelt szalag szálhosszúsága x függvényében

l0  x 

az alapanyag szálhosszúsága x függvényében

h1  x 

a hidegen hengerelt szalag vastagsága x függvényében

h0  x 

az alapanyag vastagsága x függvényében

IU L / L L H Domborítás Dk

international unit relatív megnyúlás hullámhossz (10. oldal) a hullám magassága a munkahenger köszörült bombírjának nagysága a munkahenger átmérője köszörült bombírral

Db

a munkahenger átmérője bombír nélkül

 hki

a kifutó szalag lencséssége

h1,k

a kifutó szalag vastagsága középen

h1,sz

a kifutó szalag vastagsága szélen

 hbe

a befutó szalag lencséssége

h0,k

a befutó szalag vastagsága középen

h0,sz

a befutó szalag vastagsága szélen

b d D

a hengerelt szalag szélessége a munkahenger átmérője a támhenger átmérője

( b /2) yrés

a hengerrés alakja az egyik oldalon a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva

y1(b /2) ymh,k

az egyik munkahenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva az egyik munkahenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása középen

ymh, sz

az egyik munkahenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása szélen

( b /2) ytámh

yth ,k

az egyik támhenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva az egyik támhenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása középen

yth, sz

az egyik támhenger tengelyvonalának rugalmas kihajlása szélen

89


az egyik munkahenger rugalmas meghajlítását előidéző Fhj hajlítóerőből

yhj(b,/2) T

származó nyíróerő hatására bekövetkező rugalmas alakváltozás a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva az egyik munkahenger rugalmas meghajlítását előidéző Fhj hajlítóerő

yhj(b,/2) M

által létrehozott hajlítónyomaték hatására bekövetkező rugalmas alakváltozás a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva

y0(b /2)

az egyik munkahenger köszörült alapdomborítása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva

( b /2) yhő , mh

az egyik munkahenger hőokozta alakváltozása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva az egyik támhenger hőokozta alakváltozása a b/2 szalagszélességre

( b /2) ytámh , hő

y

( b /2) 0

vonatkoztatva

y

( b /2) hő , mh

( b /2) ( b /2)  ytámh  ytámh ,hő  a rugalmas ágyazás alakja

2

belapulási együttható

 hhő(b /2)

a hengerrés hőokozta alakváltozása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva

( b /2) yhő

az egyik munka- és az egyik támhengernek a szalag szélessége mentén bekövetkező hőtágulásból, a hengerrést befolyásoló hányad a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva

 d (b /2)

a munkahengernek a szalag szélessége mentén bekövetkező hőtágulásból adódó méretváltozása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva

 D(b /2)

a támhengernek a szalag szélessége mentén bekövetkező hőtágulásból adódó méretváltozása a b/2 szalagszélességre vonatkoztatva a hengertest nem egyenletes hőmérséklet eloszlását kifejező tényező

 hő

  Tmh(b /2)

lineáris hőtágulási együttható

qmh

a munkahengeren b/2 szalagszélesség mentén mérhető hőmérsékletkülönbség a munkahenger felületegységén keresztül átáramló hőmennyiség

umholaj

a munkahenger felülete és a ráfolyó hűtő-kenő olaj közötti hőátadási

Rb

tényező a szalagszélességtől függő állandó

amh

a munkahenger hűtési viszonyaitól függő állandó

 mh

a munkahenger tengelyirányú hővezetési száma

ath

a támhenger hűtési viszonyaitól függő állandó

 th

a támhenger tengelyirányú hővezetési száma

( köz ) T felület

a hengertest palásthőmérséklete a hengerelt szalag közepén

( köz ) Tmag

a hengertest maghőmérséklete a hengerelt szalag közepén

90

Quartó elrendezésű hengerállvány végeselemes modellezése a síkfekvési hibák csökkentése érdekében ( b /2) T felület

a hengertest palásthőmérséklete a hengerelt szalag szélénél

( b /2) yhő , szám

a számolt hődomborítás

1

a lemez alakja a kilépő oldalon

a b L L  E A B C f1

változó síkfekvési tényező síkfekvési holt pont a referencia hosszúság (24. oldal) a többlet megnyúlás a többlet megnyúlás miatt bekövetkezett feszültségváltozás a szalagban a rugalmassági modulus inklináció a kezelő oldalon inklináció a hajtás oldalon (35. oldal) inklináció a szalag közepén (35. oldal) az egységnyi szalagszélességre jutó erő

1

arányossági tényező

B L

a támhenger szélessége (37. oldal) a támhenger csapágyainak középvonalai közötti távolság (39. oldal)

 ij'

a Cauchy–féle deviátoros feszültség tenzor

kf

alakítási szilárdság

  ij

az egyenértékű feszültség Kronecker szimbólum

  ij

Poisson tényező feszültség sebesség

0

közepes alakváltozás



a henger és az alakítandó anyag felülete között ébredő súrlódás

0

a maximális Coulomb-féle súrlódási tényező a vizsgált tartományban,

v

C s s1

a henger kerületi sebessége és a lemez hengerrel érintkező felületi pontjának tangenciális sebessége alapján értelmezhető relatív sebesség illesztési paraméter (62. oldal) a hengerlési irányban megnyúlt szál hossza megnyúlt szál hossza a Taylor sor első két tagjával számolva

s2

megnyúlt szál hossza a Taylor sor első három tagjával számolva

91


11. Mellékletek 1. A VON ROLL hengerállvány bemutatása 2. A hengerlési főkísérlet során mért hengerlési erők

92


1. A VON ROLL hengerállvány bemutatása Az Alcoa-Köfém Kft. jogelődje, a Székesfehérvári Könnyűfémmű (KÖFÉM) 1969-ben egy kutatási célra terveztetett, szalaghengerlésre alkalmas keskenyszalag hengerállványt telepített. A hengerállványt a Székesfehérvári Könnyűfémmű megbízásából a VONROLL cég (Svájc) tervezte és szállította. Az Alcoa-Köfém Kft. kutatási kapacitását és a hengersor műszaki állapotát figyelembe véve úgy döntött (1.ábra), hogy a hengersort a ME-FKNI Fémtani és Képlékenyalakítási Tanszékének átadja (2.ábra). Az áttelepítés az ALUMATIK Kft. fővállalkozásában történt, technológus főtervező Szarka János, az üzembe helyezés vezetője dr. Oláh Zoltán technológus kohómérnök volt.

1. ábra: A hengerállvány az ALCOA_KÖFÉM Kft. üzemcsarnokában

1.1.

2. ábra: A hengerállvány az Anyagtudományi Intézet laboratóriumában

A hengerállvány áttelepítése

Az áttelepítés feladatait alapvetően meghatározta a rendelkezésre álló hely szűkössége, a kis zaj- és vibrációs terhelésre vonatkozó elvárás, a terület alápincézettsége és az izotópos vastagságmérés kiváltása. Az áttelepítés során az alábbi munkákat végezték el:  A Ward-Leonard rendszerű gépcsoport, a generátorok, az egyenáramú motorok, illetve a villamos gépek központi hűtőlevegő ellátására szolgáló ventilátorok és levegővezetékek kiváltása érdekében frekvenciaváltóval megtáplált, kényszerhűtésű aszinkron motorok kerültek beépítésre.  Új hajtásszabályozási és informatikai rendszert alakítottak ki.  A hengerlési hűtő-kenő olaj ellátás biztosítására l db 1500 literes tartályt telepítettek át. Az olaj szűrésére „IPM" NATIONAL STANDARD gyártmányú „gyertya olajszűrő" szolgál.  A hűtő-kenő olaj állandó feljövő hőmérsékletének biztosítására hűtő-fűtő rendszert alakítottak ki.  A hengerhűtő rendszer hatékonyságának javítása érdekében új típusú fúvókák kerültek beépítésre.

93


   

  

A hengerállványt a hatékonyabb olajgőz elszívás érdekében új elszívóernyővel látták el, és a szigorúbb környezetvédelmi előírásokat is kielégítő olaj lecsapató és levegőszűrő került beépítésre. Az esetleg kialakuló tűz oltására Marioff HI-FOG-rendszerű, vízköddel oltó készüléket telepítettek a hengerállványra, az olajszűrőre és az olajtartályra felügyelő különálló védelmi körökkel. A hengerelt szalag vastagságának meghatározásához az eredeti izotópos vastagságmérő helyett a lézeres mérési elvet választottak. Kisméretű öntött tuskók meleghengerléséhez, illetve „lemeztáblák" hideghengerléséhez a görgősorokat helyettesítő, központosító vonalzóval ellátott „asztalokat" készítettek. Felújították a quartó üzemmódban használható hidraulikus hengerhajlítót, és új munkahenger csapágytőkék is készültek. Felújították és új hőmérsékletszabályozóval látták el a villamos fűtésű Borell-típusú kamrás kemencét. Kialakították a csarnok levegő utánpótlását és az esetleg szükséges pótlólagos fűtést biztosító rendszert [53].

1.2. A hengerállvány jellemző paraméterei Az alakítás történhet hideghengerléssel vagy meleghengerléssel. A hengerelt termék alapanyaga a hideghengerlésnél hengerelt szalagtekercs vagy „lemeztábla", a meleghengerlésnél öntött „tuskó" vagy „előhengerelt buga". A hengerlés módja variálható, a hengerlés történhet:  kéthengeres üzemmódban, „duó" hengerállványként;  négyhengeres üzemmódban, „quartó" hengerállványként. Szalag hideghengerlés - duó üzemmódban:  hengerátmérő: 220 mm,  hengertesthossz: 220 mm. Szalag hideghengerlés - quarto üzemmódban:  munkahenger átmérő: 65 vagy 100 mm,  munkahenger testhossz: 220 vagy 300 mm,  támhenger átmérő: 220 mm,  támhenger testhossz: 260 mm,  max. hengerlési erő: l MN,  max. hengerlési nyomaték: l kNm,  hengerlési sebesség: max. 300 m/min,  sorvonómotor teljesítménye: 90 kW,  csévélő motorok teljesítménye: 37 kW,  kifejthető feszítőerő: 0,6-7,5 kN,  hengerállítási sebesség lassú állítás: 0,047 mm/s,  hengerállítási sebesség gyors állítás: 0,095 mm/s,

94


       

max. szalagvastagság: 6 mm, min. szalagvastagság: 0,08 mm, max. szalagszélesség: 250 mm, min. szalagszélesség: 50 mm, max. tekercsátmérő: 1200 mm, csévedob átmérő: 400 mm (csak az első szúrásban: 500 mm is lehet), max. tekercstömeg: 660 kg (alumíniumötvözetek), max. tekercstömeg 1400 kg (egyéb fémötvözetek).

Meleghengerlés - duó üzemmódban: Alumíniumötvözetekből: max. 60 mm * 100-150 mm * 500-750 mm méretű kísérleti alapanyagokból végezhető hengerlés duó üzemmódban [53].

1.3.

A hengersor eredeti mérő-érzékelői

A hengerállvány üzembe helyezésekor beépített eredeti mérő-érzékelő egységek:  A hengerlési erő mérésére 2 db ASEA erőmérőcella.  A hengerlési nyomaték mérésére 2 db ASEA nyomatékmérő.  A szalagfékező- és húzó (feszítő) erő mérésére 2 db SCHINDLER RELIANCE mérő görgő.  A kifutó szalag vastagságának mérésére izotópos vastagságmérő egység.  A hűtő-kenő hengerlési olaj nyomását, mennyiségét és hőmérsékletét mérő eszközök.  A hajtómotorok fordulatszámának mérésére tachogenerátorok.  A hengerhajlító erő méréséhez nyomás jeladó. A mért paraméterek dokumentálására a hengerállványt SHINDLER RELIANC regisztráló rendszerrel tervezték, és később az ALUTERV szakemberei számítógépes mérésadatgyűjtővel szerelték fel [53].

1.4.

A hengersor kommunikációs rendszere

A hengerlés kiinduló adatainak és előírt paramétereinek bevitele, illetve az egyes paraméterek előírt és/vagy mért értékeinek kijelzése, az egyes adatok lekérdezése és dokumentálása külön menüpontok segítségével valósítható meg. A kommunikációs menü nyelve magyar. A választható menüpontokat az indító képernyőn megjelenő főmenü tartalmazza. A hengerlés során a „Hengerlési séma" menüpont képernyőjén a legfontosabb paraméterek jelennek meg (3.ábra). A számszerű kijelzés mellett grafikus megjelenítési megoldások segítik a gyors áttekinthetőséget, illetve figyelmeztetnek egyes terhelési szintekre. A hengerlés megkezdése előtt „Hengerlési adatok" menüpont alatt be kell adni (vagy a felkínált adatokat elfogadással meg kell erősíteni) a kiinduló adatokat. A hengerlés során gyűjtött mérési adatokat a „Hengerlési táblázat" tartalmazza. A mért adatokból a számítógép által az idő függvényében készített diagramok a „Hengerlési diagram" menüpont képernyőjén tekinthetők meg [53].

95


3. ábra: A „Hengerlési séma” menüpont

1.5. Tervezett fejlesztések A hengersor jelenlegi mérésadatgyűjtő rendszere l Hz mintavételezési frekvenciával végzi a mintavételezést. A mérési lehetőségek kiterjesztése és a hengersoron végezhető mérések pontosságának javítása érdekében az alábbi fejlesztéseket tervezzük:  Tekercslágyító-hőkezelő kemence telepítése.  Kis hengerlési erőknél is megbízhatóan működő erőmérő cellák beépítési lehetőségének megoldása.  Kis hengerlési nyomatékoknál is megbízhatóan működő nyomatékmérők beépítése az alsó és felső hengerek hajtási láncába.  A szalagfeszítő erőt mérő görgők mérési pontosságának javítása.  A hengerek aktuális pozíciójának meghatározására alkalmas mérőérzékelők beépítése.  Kenőanyag vizsgálatokhoz kisebb mennyiség keringtetésére alkalmas „kísérleti szűrő" kialakítása.  Meleghengerlési kísérletek hűtő-kenő rendszerének kialakítása.  A hengerek üzemi hőmérsékletre történő előmelegítésének megoldása.  Külön mérésadatgyűjtő rendszer kialakítása a jelenleginél nagyobb mintavételi frekvenciákkal történő adatgyűjtéshez [53].

96


3.6. A hengerállványon végezhető kutatási jellegű feladatok A hengerállványra a szalaghengerlés területén az alábbi fontosabb kutatási jellegű feladatok tervezhetők:  Az alapvető hengerlési paraméterek, az anyagminőség, az alakváltozás, a hengerlési erő, a hengerlési nyomaték, a szalagfeszítés, a hengerlési sebesség, a melegedés, a hengerrés eredő alakja és a hengerelt termék méret- és alakhűsége közötti összefüggések vizsgálata.  A hengerelt szalag méret- és alakhűségét biztosító hengerlési technológiák kidolgozása.  Hűtő-, kenőolajok, illetve emulziók vizsgálata, tesztelése, alkalmazhatósági határaik meghatározása.  Különleges felületkialakítású lemezek gyártására irányuló vizsgálatok.  A hengerlés hatásának vizsgálata a mikroszerkezetre és a mechanikai tulajdonságokra.  A hengerelt szalagok hengerlési, hőkezelési technológiájának kidolgozása.  Megfelelő textúrájú szalagok hengerlési, hőkezelési technológiájának kidolgozása.  Többrétegű szalagok gyártástechnológiájának kidolgozása.  Újonnan kifejlesztett vagy fejlesztés alatt álló anyagminőségek kísérleti technológiájának kidolgozása.  Újonnan kifejlesztett anyagminőségekből ipari felhasználói célokra alkalmas mennyiségek kísérleti gyártása [53].

97


2. A hengerlési főkísérlet során mért hengerlési erők 1.b. minta

220

221

222

223

224

225

226

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 400

401

402

1.d. minta

555

Idő [sec]

404

405

406

556

557

558

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 630

Erő1: Erő2:

498

Erő1: Erő2:

631

632

499

Idő [sec]

500

501

502

1.f. minta

1.e. minta

Erő [N]

Erő1: Erő2:

554

403

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 497

Idő [sec]

Erő [N]

Erő [N]

Idő [sec]

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 553

1.c. minta Erő1: Erő2:

Erő [N]

Erő1: Erő2:

Erő [N]

Erő [N]

1.a. minta 34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 219

633

634

635

Idő [sec]

4. ábra: 3 % alakváltozás mellett mért hengerlési erők

98

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 687

Erő1: Erő2:

688

689

690

Idő [sec]

691

692

693


Erő1: Erő2:

179

180

181

182

183

184

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 178

179

180

393

394

Idő [sec]

395

182

183

184

185

Erő1: Erő2:

332

333

334

335

336

337

338

Idő [sec]

2.e. minta

396

397

398

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 457

2.f. minta

Erő1: Erő2:

Erő [N]

Erő1: Erő2:

Erő [N]

Erő [N]

2.d. minta

392

181

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 331

Idő [sec]

Idő [sec]

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 391

2.c. minta

Erő1: Erő2:

Erő [N]

2.a. minta

Erő [N]

Erő [N]

2.b. minta 34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 178

458

459

460

461

462

463

Idő [sec]


99

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 499

Erő1: Erő2:

500

501

502

Idő [sec]

503

504

505

506


3.b. minta

3.c. minta

Erő1: Erő2:

26

27

28

29

30

31

32

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0

Erő1: Erő2:

Erő [N]

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0

Erő [N]

Erő [N]

3.a. minta

85

33

86

87

88

89

90

91

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 138

Erő1: Erő2:

139

140

Idő [sec]

Idő [sec]

199

200

201

202

Idő [sec]

203

204

205

206

Erő1: Erő2:

250

251

252

253

254

255

256

Idő [sec]


100

143

144

145

3.f. minta

Erő [N]

Erő1: Erő2:

Erő [N]

Erő [N]

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 198

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 249

142

Idő [sec]

3.e. minta 3.d. minta

141

34000 32000 30000 28000 26000 24000 22000 20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 287

Erő1: Erő2:

288

289

290

291

Idő [sec]

292

293

294

DOKTORI (PhD) ÉRTEKEZÉS. Pálinkás Sándor okleveles anyagmérnök. Tudományos témavezető: Dr. Roósz András egyetemi tanár

Recommend Documents