Kylning av valsar vid spårvalsning

Kylning av valsar vid spårvalsning

Cooling of rolls during profile rolling

CHRISTINA WUOPIO

EXAMENSARBETE

<Bearbetning>

EXAMENSARBETE, D-nivå

Bearbetningsteknik

Program Reg nr Omfattning

Materialteknik, 180 p E 3142 MT 20 p

Namn _Datum

Christina Wuopio 2005-03-10

Handledare Examinator

Mohammed Tahir Lars Hansson

Företag/Institution Kontaktperson vid företaget/institutionen

Ruukki Fundia Special Bar AB Göran Wiktorsson

Titel

Kylning av valsar vid spårvalsning Nyckelord

Valskylning, Värmesprickor, Spårvalsning, Specialprofiler, Valskraftsberäkningar

Sammanfattning

Ruukki Fundia Special Bar AB är världsledande inom området valsning av specialprofiler. I mediumverket i Boxholm uppstår problem med sprickbildning i det reversibla triopar som fungerar som förpar. Avsikten med detta examensarbete var att undersöka varför

sprickbildning sker och utvärdera förbättringsförslag för att minimera sprickbildningen. Examensarbetet består av en litteraturstudie angående valskylning för att ge en förklaring till uppkomsten av sprickor. Undersökningar visar att sprickbildningen inte orsakas av

överskridning av valskraf, moment eller reduktion. För stora temperaturgradienter mellan vals och heta visade sig vara orsaken till sprickbildningen. För att minska temperaturgradienten konstruerades tre kylbågar, en för varje vals. Kylbågarna är konstruerade så att kylningen sker individuellt för ett spår och vattnet enbart är påslaget då hetan är i kontakt med valsen.

DEGREE PROJECT

Metals working Engineering

Programme Reg number Extent

Materials engineering E 3142 MT 30 ECTS

Name of student Year-Month-Day

Christina Wuopio 2005-03-10

Supervisor Examiner

Mohammed Tahir Lars Hansson

Company/Department Supervisor at the Company/Department

Ruukki Fundia Special Bar AB Göran Wiktorsson

Title

Cooling of rolls during profile rolling Keywords

Roll cooling, Fire crack, Profile rolling, Special profiles, Roll force

Summary

Förord

Detta examensarbete utfördes för Ruukki Fundia Special Bar AB i Boxholm under höstterminen 2004 som en del av utbildningen Materialteknik/Bearbetning 180p vid Högskolan Dalarna. Arbetet omfattar 20p, D-nivå.

Jag vill tacka mina handledare Jimmy Svensson, Tatu Räsänen och Göran Wiktorsson vid Ruukki Fundia Special Bar. Även min handledare vid Högskolan Mohammed Tahir och examinator Lars Hansson ska ha ett stort tack för all hjälp.

Ett stort tack till all personal på Ruukki Fundia Special Bar både i Boxholm och Smedjebacken som hjälpt mig då speciellt Torbjörn Johansson och Jan Eneroth. Övriga personer som kommit med förslag och hjälp:

Jan Levén MEFOS

Jan-Olov Perä MEFOS

Olof Wiklund MEFOS

Bengt Simonsson Morgårdshammar AB Ulf Wuopio Ruukki Wirsbo Stålrör AB Anders Sundström Åkers Sweden AB

Tusen tack för all hjälp, det har verkligen uppskattats!

Nomenklatur

A0 ingående hetas tvärsnittsarea [mm2]

A1 utgående hetas tvärsnittsarea [mm2]

A´

0 ingående hetas tvärsnittsarea enlig ekvivalenta rektangelmetoden [mm2]

A´1 utgående hetas tvärsnittsarea enligt ekvivalenta rektangelmetoden [mm2]

A2 del av ingående hetas tvärsnittsarea som ligger utanför skärningsp. [mm2]

A3 del av utgående hetas tvärsnittsarea som ligger utanför skärningsp. [mm2]

L kontaktlängd [mm]

M moment [Nmm]

P valskraft [N]

R valsradie i spårets botten [mm]

T temperatur [°C]

V valshastighet [mm/s]

b ekvivalent bredd [mm]

bp bredd mätt i produktion [mm]

∆h tjocklesskillnad [mm]

h0 tjocklek före stick [mm]

h1 tjocklek efter stick [mm]

hm medeltjocklek [mm]

h´0 tjocklek före stick enligt ekvivalenta rektangelmetoden [mm]

h´1 tjocklek efter stick enligt ekvivalenta rektangelmetoden [mm]

h´m medeltjocklek enligt ekvivalenta rektangelmetoden [mm]

r reduktion [%]

η viskositetskonstant

λ konstant för beräkning av moment µ friktionskoefficient

Innehållsförteckning

4.1.1 Beräkning av valskrafter för specialprofiler ... 8

4.2KYLNING... 9 4.2.1 Värmeöverföring ... 9 4.2.2 Värmeledningseffekter... 10 4.2.3 Termiska egenskaper... 10 4.2.4 Dysor ... 11 4.3VALSSLITAGE... 12 4.3.1 Glödskal ... 12 5 UNDERSÖKNINGAR ... 14 5.1KARTLÄGGNING AV NULÄGE... 14

5.2VALSKRAFTER OCH MOMENT... 14

5.3MIKROSKOPERING... 14 5.4VALSNINGSTEMPERATURER... 15 6 BERÄKNINGAR ... 17 7 RESULTAT ... 19 7.1VALSKRAFT... 19 7.2REDUKTION... 20 7.3MOMENT... 20 7.4MIKROSTRUKTUR... 21 7.5VALSNINGSTEMPERATURER... 23

8 DISKUSSION OCH SLUTSATSER ... 24

1 Bakgrund

Inom Ruukki Fundia Special Bar finns tre liknande förpar, ett i Smedjebacken och två i Boxholm varav ett i finverket och det andra i mediumverket. Valsarna levereras av Åkers Sweden AB och är av samma kvalité, gjutna H-SG-P-Mo-48 värmebehandlat-segjärn-perlitisk struktur-molybdenlegerat och med hårdhet 48 Shore det som skiljer är radien. I mediumverket utsätts valsarna för ett hårt slitage både genom sprickbildning och ojämn yta medan de två andra förparen inte slits lika hårt.

Idag används en vals i cirka tre månader, efter omsvarvning. På grund den rikliga

sprickbildningen kan bara en omsvarvning ske på grund av att de djupa sprickorna gör att 12-16mm på diametern svarvas bort vid varje tillfälle. En andra omsvarvning gör att valsens radie blir för liten. Företaget vill minimera sprickbildningen för att kunna svarva om valsarna ytterligare en gång för att förbättra valsekonomin. I Figur 1 visas tydliga sprickor, a sprickor vinkelrät spåret, b spricka parallellt med spåret, c spricka utskuren från valsen.

Syftet med detta examensarbete är att undersöka möjligheter till varför denna sprickbildning och ytojämnhet uppstår. Sprickbildning är en följd av bland annat termiska ojämnheter på valsytan som orsakas växlande uppvärmning från hetan och kylning från kylmedlet. En annan orsak till sprickbildning kan vara överbelastning av valsarna. Temperaturer på valsar, ämne och vatten kommer att undersökas för att förstå sprickbildningsproblematiken. Det har gjorts beräkningar på valskrafter och moment för att undersöka överbelastning. Även jämförelser mellan förparen i Smedjebacken och finverket i Boxholm har studerats.

2 Introduktion

I flera valsverk går stora mängder kylmedel (vatten) åt i onödan tillsammans med medföljande kostnader för tillförande av kylmedel, till exempel elkostnader. I flera situationer används kylningen på att skadligt sätt för valsar och heta då för mycket vatten orsakar sprickbildning och för lite vatten problem med gripning.

Generellt bör kylningen vara störst på utgångssidan för att leda bort värmen, men för stora mängder okontrollerad kylning bör naturligtvis undvikas. Att kylning bör ske på

utgångssidan beror av att kylvattnet då leder bort värmen på ett bättre sätt än om kylningen skett på ingångssidan. Kylning sker främst för att optimera de termiska cyklerna och

minimera effekterna av mekanisk och termisk utmattning. Downey [1] skrev att ett effektivt sätt att kyla valsar vid valsning av smala band är att rikta två olika rader av strålar mot valsen med skilda flöden och infallsvinklar på kylmedlet. Skillnad i flöde och infallsvinkel gör att större del av valsen kan kylas. Dessa två rader av strålar kommer från dysor fästa på rör som täcker hela valsens bredd. 20 % av kylningen bör appliceras nära valsgapet för att undvika slirning. Resterande 80 % appliceras på valsens övriga delar för att bland annat undvika sprickor. Förhållandet gäller även för spårvalsning. Sundström m fl [2] föredrar förhållandet 30/70. Volymen kylmedel för olika valsningar varierar från valsverk till valsverk. Generellt bör trycket på kylmedlet ligga mellan 3 och 7 bar. Sundström m fl [2] anser att trycket bör ligga mellan 4-6 bar. Tryck över 7 bar kan ge den negativa effekten av att kylmedlet studsar bort från vasen.

Enligt Raudensky m fl [3] bör optimal valskylning designs med avseende på två aspekter. Kylning bör anpassas så båda aspekterna tas hänsyn till:

• Slitage på valsarna då höga temperaturer minskar livslängden på valsarna.

• Termisk expansion av valsen har betydelse för former och toleranser på produkten. Lundberg m fl [4], Perä m fl [5] och Sundström m fl [2] anser att valsanvändning

representerar en stor del av valskostnaderna. Termisk expansion av valsar är mer kritiskt för slutproduktens toleranser än valsens nötning. Götvalsar visar värmesprickor redan efter några få stick medan liknande sprickor i förstärkta karbidvalsar uppkommer först efter lång tid. Temperaturfältet och mekaniska spänningar i valsarna skapas av valsmaterialets inre egenskaper och tillverkningssätt.

Karbidförstärkta valsar till exempel snabbstålvalsar, (HSS valsar) är bäst med hänsyn till termisk spänning genom deras utomordentliga värmeledningsförmåga. För lite kylning kan orsaka problem då värmen leds in i valsen och inte leds bort med kylvattnet [4].

Den huvudsakliga förslitningen av varmvalsarna är abrasion (hårda partiklar repar en mjukare yta). Förslitningen ökar avsevärt då valsningen sker vid temperaturer under 900ºC.

Sundström m fl [2] har listat åtta punkter som kan var av stor nytta vid kylning av valsar vid profilvalsning:

• Kylning bör koncentreras till utgångssidan.

• Kylvattnet appliceras så nära valsgapet som möjligt. • Placera dysor på rör.

• 4-6 bar på kylmedlet, mätt vid dysan. • 50-150 l/min per vals och spår. • 25-35ºC på kylmedlet.

• Kontroll av föroreningar av kylmedlet.

3 Processbeskrivning

Nedan följer en kortare beskrivning av Ruukki Fundia Special Bar samt en

processbeskrivning. Då examensarbetet utförs i mediumverket i Boxholm kommer vikten av beskrivningen ligga på den del av företaget som är intressant ur examensarbetets synvinkel dvs. valsutrustning som visas i Figur 2.

Figur 2 Översiktsbild av förparet där sprickbildningen studerats. I Figuren visas även de vickbord som används för att förflytta hetan

3.1 Företaget

Figur 3 Specialprofiler 1) Larvband 2) Skarvjärn för räls 3-4) Skärstål

I Smedjebacken sker all ämnestillverkning, cirka 500 000 ton per år. Ämnestillverkningen är skrotbaserad, smältningen sker i ljusbågsugn med en efterföljande stränggjutning.

Smedjebacken har även ett valsverk där både platt och runt stångstål valsas. Dimensionsprogram finns i Bilaga 2.

Ämnen transporteras med tåg till Boxholm där två verk förses med ämnen, ett finverk och ett mediumverk. Finverket består av en kontinuerlig färdigsträcka med 14 par och ett förpar med ett reversibelt duopar. Finverket valsar klenare profiler och producerar mellan 180-190 000 ton varje år. Dimensionsprogram finns i Bilaga 3.

De ämnen som valsas i mediumverket är av sex olika stålsorter vilket framgår av Figur 4.

Figur 4 Stålsorter och andel i procent

Ämnena värms upp i en stegbalksugn bestående av två zoner, en förvärmningszon och en utjämningszon. Layout på ugnen finns bifogat i Bilaga 4. Hela ugnen värms upp av olja men är byggd för att i framtiden kunna drivas med naturgas. Uppvärmningstiden för ett ämne varierar mellan 1,5-2 timmar beroende på ämnesstorlek. Innan valsning glödskalsrensas ämnena med högtrycksvatten av 300 bar. Efter glödskalsrensningen mäts ämnestemperaturen med en pyrometer.

Efter mellansträckan finns en kontinuerlig färdigsträcka med fem duopar. Samtliga valspar levereras av Morgårdshammar. I Bilaga 6 visas en layout över mediumverket i Boxholm Innan svalning sträcks de valsade ämnena för att undvika krökning under svalning. Hetorna klipps i önskade längder. Vissa profiler riktas efter klippning det finns även möjlighet att kontrollera eventuella inneslutningar och sprickor med hjälp av ultraljud vilket sker i en separat anläggning.

Efter riktning och kontroll buntas ämnena i storlekar efter kundens önskemål. I mediumverket valsas cirka 80 % specialprofiler, resterande platt- och fyrkantsstål. Figur 5 a-b visar andelen specialprofiler som valsas i mediumverket respektive inom hela företaget. Mediumverket i Smedjebacken valsar inga specialprofiler och det som valsas i finverket i Boxholm är ungefär 5 % specialprofiler.

Figur 5 a) Andel specialprofiler mediumverket

4 Litteraturstudie

Litteratursökningen grundas till stor del av artiklar funna på sökmotorer och tillgängliga artiklar på företaget. Övrig information är tagen från intervjuer med personer med erfarenhet inom stålindustrin eller forskningsverksamhet.

4.1 Profilvalsning

Syftet med profilvalsning enligt Lundberg m fl [6] är att få en profil med rätt dimension utan efterföljande bearbetning. Vid profilvalsning är det viktigt att de inre spänningarna i de delar av profilen som har minst material är så låga som möjligt. Profilvalsning medför att så lite material som möjligt går till spillo under produktionen, både i valsverket och i efterföljande bearbetning.

Wusatowski [7] har listat ett antal parametrar som bör tas hänsyn till vid profilvalsning. • Fritt materialflöde genom valsspalten.

• Reduktionen mellan de olika delarna i profilen bör vara så litet som möjligt för att undvika inre spänningar. Undantaget i de första sticken när ämnet är varmt och sektionerna stora kan olika reduktioner mellan delar i profilen accepteras eftersom det inte påverkar slutprofilen.

• Reduktionen i hela profilen bör vara fördelat så att förslitning på valsen sker likformigt. Vid likformigt fördelad reduktion undviks överbelastning av valsar och motorer.

• För trånga spår vid stora töjningar orsakar snabb förslitning av valsarna.

• Lokal återfjädring kan ske i materialet vilket bör tas hänsyn till vid bestämning av slutdimensionen.

• Optimering av antal stick, för få kan medföra överfyllnad och för få en ökad kostnad av bland annat valsslitage.

• Valsarna bör gripa lätt och leda ut ämnet i valsriktningen utan vridning. 4.1.1 Beräkning av valskrafter för specialprofiler

Vid valsning av enklare profiler används modeller för plattvalsning till exempel empiriska metoden och för bredning används ekvivalenta rektangelmetoden [8]. I teorin är de flesta profiler mer avancerade och det krävs dataprogram för att beräkna valskrafter. Hansson [9] har konstruerat ett program baserat på skivelementmetoden för beräkning av valskrafter för profiler. Profilen delas upp i element så att räta linjer, vinklar och radier beskriver profilen. De valsparametrar som är nödvändiga för beräkningen är:

• Spelet mellan valsarna

• Nominell diameter på över och undervals

• Hetans hastighet vid ingång till första formspåret • Eventuellt över- eller undertryck i valsningen • Antalet formspår vid kalibreringen

4.2 Kylning

Det har skrivits otaliga rapporter om valskylning [1, 3, 4, 10]. Kylning av valsar kan ske på många olika sätt och varierar från valsverk till valsverk. Gemensamt mål för valskylning är att optimera de termiska cyklerna för att minimera effekterna av mekanisk och termisk

utmattning av valsen.

För att minska temperaturstegringen vid kontaktytan bör kylmedlet appliceras på valsytan precis efter det att kontakten mellan vals och heta upphört så maximalt med värme kan ledas bort från valsen under valsningsprocessen. Enligt Marik m fl [10] kan ytan på valsen värms till 400-500ºC vid kontaktytan. Strax efter kontakten fås en valstemperatur som ligger på cirka 70ºC. Dessa termiska cykler genererar dragspänningar i ytan som i sin tur kan leda till termisk utmattning som resulterar i sprickor och onödigt slitage.

4.2.1 Värmeöverföring

Värmeöverföring sker på tre olika sätt [11]. • Konduktion

• Konvektion • Strålning

Vid konduktion sker värmeledningen genom elektrontransport i fasta material medan

konvektion är överföring av värme mellan olika faser. Värmeöverföring genom strålning sker genom elektromagnetisk strålning.

Roberts [12] beskriver fyra sätt om hur temperaturen höjs över valsens omkrets, vilka visas i Figur 6

• Strålning från hetan då den träffar och lämnar valsgapet. • Konduktion från hetan genom oxidlager.

• Friktionsvärme från kontakten mellan heta och vals.

• Övriga källor så som till exempel friktion mellan valstapp och lager.

Generellt kan strålning från hetan och friktion från valstappen borttas från beräkningar då de är betydligt mindre än de övriga. Roberts [12] beskriver även fyra sätt hur värme transporteras bort från valsen vilket även det visas i Figur 6 .

• Konvektion genom användande av kylvatten. • Konvektion till luft.

• Strålning till omgivningen.

1. Strålning från hetan 2. Konduktion från oxidlager 3. Friktionsvärme

4. Friktion från valstappen 5. Konvektion genom vatten 6. Konvektion till luft

7. Strålning till omgivningen

8. Flöde axiellt längs valstappen

Figur 6 Värmeöverföring till och från valsen

4.2.2 Värmeledningseffekter

Av stor vikt vid alla valskylningsprocesser är hur kylmedlet tillförs valsytan för att få bästa värmeledningseffekt. Varje individuellt valspar får sin egen design beroende av speciella individuella villkor på valsens yta, maximal/minimal diameter, avstånd från valsen till munstycket, infallsvinkel, strålens utseende och kylmedel [1]. En kontrollerad temperatur på hetan kan enligt Mascia [13] ge följande förbättringar:

• Mindre invalsning av glödskal vilket minska slitaget. • Ökade valsningsserier utan valsbyte.

• Minskade valskostnader på grund av mer ton per timme och valsdiameter.

• Kvalitén på valsytan förbättras vilket avspeglar sig i en produkt med bättre ytfinnisch. 4.2.3 Termiska egenskaper

Vid varmvalsning värms valsen upp i kontaktytan med ämnet på grund av hetans höga temperatur. Detta har negativa tribologiska effekter på valsytan. Värmning av valsen framkallar hög tangentiell och axiell spänning på valsens yta och dragspänningar i valsens inre [13]. När ämnet lämnar kontaktområdet med valsen är valsens temperatur högre i förhållande till kylvattnet. Det bildas dragspänningar även i valsens yttre skikt. Den cykliska variationen av spänning leder till initiering av värmesprickor. Värmesprickor på valsytan kan minskas med hjälp av:

För att uppnå de givna termiska karaktärsdragen för de aktuella valsarna måste hela

kylningssystemet betraktas med hänsyn till flöde, tryck, tillförsel med mera. Efter studier av dessa parametrar kan enligt Downey [1] tre förbättringar ske.

• Maximal värmeledning från vals till kylmedel.

• Mångsidig termisk kontroll i relation till kylningsmängd, flöde och placering, viktigt att täcka in alla närvarande och möjliga valsningstillstånd.

• Huvuddesign i relation till kylningsapplikation och användningsområde, motstånd mot sammanstötning, underlättande av service/underhållsarbete.

Temperaturen på valsen ökar regelbundet till en maximal temperatur över spårets längd. Den temperatur valsen får varierar från valsverk till valsverk och beror av bland annat kylning och valsmaterial. Detta ökar valsens medeldiameter med resulterande effekt på dess profil.

Variationerna på valsen avspeglar sig på produkten. 4.2.4 Dysor

Downey [1] anser att plana dysor bör användas vid kylning av valsar med högtrycksvatten eftersom de täcker hela spåret med kylmedel. Plana dysor är konstruerade i ett stycke vilket gör att vattenflödet kan passera obehindrat genom dysan. De kan även användas i ett brett intervall av infallsvinklar, 15-120º och med en stor variation på flödet. Genomskärning av en plan dysa visas i Figur 7a.

Cirkulära eller kvadratiska dysor, Figur 7b, bör enligt Downey [1] inte användas då de kan ge en skadlig inverkan på valsen på grund av uppkomst av virvlar som kan blockera flödet. Cirkulära och även kvadratiska dysor konstrueras i två delar. Invändigt består dysan av en rund skiva med en diameter som är mindre än den yttre vilket ökar risken för blockering av öppningen om kylmedlet inte är fritt från föroreningar. En risk med cirkulära eller kvadratiska dysor är att vattenstrålen kan ändra form till en spjutliknande stråle, strålen kan göra valsytan randig på grund av olik kylning vilket kan avspegla sig på det valsade ämnet. Figur 7b visas genomskärning av en cirkulär dysa.

Figur 7a Plan dysa b Cirkulär dysa

4.3 Valsslitage

Kvalité är en viktig del vid valsning eftersom en krävande kvalité kan uppnås genom design av valsserier. Långa valsningsserier kan bli dyra ur synvinkel på enbart valskostnader. Då valsen slits och det sker en tjockleksminskning vilket leder till högre valskonsumtion och högre kostnader. Långa valsningsserier är ur hela företagets synvinkel ekonomiskt positivt då mindre underhåll görs. Under valsningen ändrar valsslitaget valsens egenskaper, geometri och ytjämnhet. Ändringarna i geometri, diameter och form och termisk expansion har en negativ effekt på bland annat planheten på den färdiga produkten [13].

Med avgörande effekt på valsytan måste två olika parametrar tas hänsyn till, inverkan av sliten valsyta och glödskalsrensningen. Kan glödskal lagras på valsen och sedan fastna på ämnet vilket oftast har en negativ effekt på den färdiga produkten. Mascia [13] menar att det finns tre olika mekanismer som kan identifieras som orsak till valsslitaget.

• Ytabrasion orsakat av friktion mellan vals och glödskal.

• Utmattning av valsytan genom cyklisk mekaniska påkänningar som förekommer under valsningsprocessen.

• Termisk utmattning av valsytan genom termiska cykler bildade av växelvis kontakt med varmt ämne och kylvatten.

4.3.1 Glödskal

Jarl [14] beskriver tre typer av glödskal som bildas vid valsningsprocessen. Primärt glödskal som bildas i värmningsugnen, sekundärt glödskal som bildas under valsningen och tertiärt glödskal som bildas efter avslutad valsning. Glödskal har både positiva och negativa effekter vid bearbetning. Det positiva är att en del av de eventuell ytdefekter som bildats vid gjutning och svalning försvinner tillsammans med glödskalet vid rensning. De negativa är att glödskal kan ge ett förhöjt slitage av valsar genom invalsning som ger effekter både på valsen och på den färdiga produkten. När glödskal valsas in i hetan kommer valsen att nötas abrasivt. Det kommer att bildas en tre-kropparsabrasion enligt Jacobson m fl [15] teorier. Det är

mikroflagning som är den aktuella deformationsmekanismen. Det kommer att vara den hårdaste ytan som nöts vilket i de flesta fall är valsen. Mascia [13] menar att undantag finns då glödskalet består av hematit (Fe2O3) som har en högre hårdhet än valsen och trycks in i

5 Undersökningar

Mätningar av temperaturer har utförts med två olika pyrometrar, en varmpyrometer för temperaturer över 500ºC och en pyrometer med lasersikte för temperaturer under 500ºC. Vid mätningar på hetan användes ett emissionstal på 0,8 enligt Perä m fl [5] rekommendation. Pyrometern med lasersikte var utrustad med automatisk inställning av emissionstalet beroende på vilket material som undersöktes. Flöden på kylvatten mättes med hjälp av en graderad tunna och trycket med en tryckmätare som kopplades till vattenledningen.

5.1 Kartläggning av nuläge

Valsarna är tillverkade av Åkers Sweden AB och har dimensionerna 566×1500×2434 (diameter×längd×total längd) då de levereras. Materialet i valsarna är av typen H-SG-P-Mo-48. H står för värmebehandlat, SG för grafitiskt segjärn, P för perlitiska, Mo för

molybdenlegerade och 48 representerar hårdheten i Shore vilket motsvarar cirka 490 Vickers. Flödet på vattnet vid det aktuella paret är 308 l/min per valspar med ett dynamiskt tryck på 3 bar medan det statiska trycket är 4,8 bar.

Det aktuella paret har en hastighet av cirka 4 m/s och växellådans motor har en utväxling av 1160 rpm.

Enligt Roberts [15] är kylning på utgångssidan 40 % mer effektivt men av utrymmesskäl måste kylningen placeras på ingångssidan.

5.2 Valskrafter och moment

Värden på maximalt tillåtna valskrafter och moment erhölls av Morgårdshammar som levererat valsstolen plus övrig utrustning till paret så som ledare med mera, dock inte någon elektrisk utrustning.

5.3 Mikroskopering

5.4 Valsningstemperaturer

Då alla tre förpar inom Ruukki Fundia Special Bar studerats visades att både förparen i Smedjebacken och i finverket i Boxholm utrustats med individuell kylning för varje spår. Denna typ av individuell kylning förekommer inte i mediumverket i Boxholm. Idag sker kylningen med hjälp av ett vattenrör med borrade hål och utan dysor, vilket visas i Figur 9. Pilen i figuren visar kylröret. Ett liknande rör finns under valsen för att kyla undervalsen.

Figur 9 Vattenrör som fungerar som kylning

Då individuell kylning av spåren visar sig fungera bra på de övriga två par som studerats genom att sprickbildningen är mindre. På grund av detta kommer individuell kylning att undersökas även på det för examensarbetet aktuella valsparet. Tre kylbågar har konstruerats, en för övre-, mellan-, och undervalsen. Kylning av övre och undervals sker med samma modell av kylbåge. Bågen följer valsen och är utrustad med fem plana dysor i olika vinkel för att vattnet skall täcka så stor del som möjligt av spåret. Mellanvalsen kyls genom tre dysor fästa på ett rakt rör även de med olika vinklar för att träffa så stor del av spåret som är möjligt. I Bilaga 7 finns ritningar för kylbågarna. Figur 10 visar principiellt hur kylbågarna placeras på valsparet medan Figur 11 visar kylröret för övervalsen i dess verkliga position.

Figur 10 Kylbågarnas Figur 11 Nya kylröret på övervalsen placering på valsparet

Då spår två är det mest använda och till följd av det även det mest drabbade av sprickor, kommer kylbågarna att placeras på spår två. För att få bästa utvärdering av nya kylbågen gjordes en jämförelse med den gamla och nya kylningen på helt nya valsar. De hål som finns i kylröret (Figur 9 och de liknande rör för undervalsen) som kyler spår två pluggades igen för att den gamla kylningen inte påverkar resultatet av de nya kylbågarna. Som tidigare nämnts, bör kylningen ske på utgångssidan [15] men på grund av utrymmesskäl, ledare och vickbord placeras kylbågen för mellanvalsen på ingångssidan. För att åstadkomma en jämnare

6 Beräkningar

Beräkningar av valskrafter har gjorts med hjälp av Ekelunds formel [16]. Dessförinnan har spårvalsning gjorts om med hjälp av ekvivalenta rektangelmetoden [8] till plattvalsningsfall. Momentberäkningar genomfördes enligt Schey [17]. Spårserie för det aktuella valsparet finns bifogade i Bilaga 8. A0 ,A1 ,A 2 ,A 3,b, b0 mätta ur spårserien 2 0 ´ 0 A A A = − (1) 3 1 ´ 1 A A A = − (2) b A h ´ 0 ´ 0 = (3) b A h ´ 1 ´ 1 = (4)

(

)

A0 och A1 är hetans in- och utgående tvärsnittsarea

A´0 ochA´1är hetans in- och utgående tvärsnittsarea enligt ekvivalenta rektangelmetoden

A2 och A3 är de av hetans in- och utgående tvärsnittsarea som ligger utanför

skärningspunkterna h´

0 och h´1 är tjocklek före och efter stick enligt ekvivalenta rektangelmetoden

b är ekvivalent bredd, hm är medeltjocklek, L är kontaktlängd, R är valsradie i spårets botten

och ∆h är tjockleksskillnad Valskraft enligt Ekelund [16]

⎭ ⎬ ⎫ ⎩ ⎨ ⎧ + ∆ − + ⋅ ⋅ ⎭ ⎬ ⎫ ⎩ ⎨ ⎧ + ∆ + = 1 0 1 0 2 , 1 6 , 1 1 / 2 h h h L L h h R h V b P _σ η µ (7) T 098 , 0 373 , 1 − = η (8) T 0004 , 0 84 , 0 − = µ (9)

(

)

Moment [17] L P M =2 λ (11) 5 , 0 =

λ för varmvalsning enligt Schey [17]. Där M är momentet och λ är en konstant. Reduktion enligt Gedin [18].

⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ − = 0 1 1 A A r (12) Där r är reduktionen.

I Figur 12 finns principen för ekvivalenta rektangelmetoden för att förenkla nomenklaturen.

7 Resultat

Sprickbildningen i spåren kan uppkomma på ett flertal olika sätt, i examensarbetet har fem parametrar undersökts för att försöka reda ut sprickbildningens uppkomst. De parametrar som studerats och diskuterats är listade nedan.

• Överskridning av valskraft • Reduktion

• Överskridning av moment • Ändring i mikrostruktur • Valsningstemperaturer

Spårserien finns presenterad i Bilaga 8. Figur 13 och 14 visar resultat av valskrafter och reduktion, medan mer utförliga värden finns bifogade i Bilaga 9. Momentresultat presenteras i Figur 15. Då problem med sprickor främst uppstår i de fyra första spåren är endast de

medtagna i beräkningarna. Dimensionerna på de ämnen som valsas i det aktuella valsparet är 165×165 mm och 125×125mm. Ämnena med dimensionen 125×125 mm leds in i det tredje spåret. Vid gjutningen i Smedjebacken kan variationer på ämnenas storlek förekomma, Ruukki Fundia Special Bar har en tolerans på +8 mm på ämnets dimension vilket gör att dimensionerna kan ändras till 173×173mm respektive 133x133 mm dessa dimensioner har tagits med i beräkningar av valskraft och moment. Beräkningar av valskraft kräver

temperaturer på ämnet vilka finns bifogade i Bilaga 10.

7.1 Valskraft

Figur 13 visar att dimensionerna 173×173 mm och 165×165mm valsas i de fyra första spåren medan dimensionerna 133×133 mm och 125×125 valsas i spår tre och fyra. Dimensionerad valskraft för paret är 2763 kN vilket inte överskrids i något av spåren.

7.2 Reduktion

Figur 14 redovisar reduktionsberäkningar för de fyra första spåren. Ingen valsning sker i de två första spåren vid dimensionerna 133×133 och 125×125 mm. Att reduktionen är så liten vid första sticket vid dimensionen 125×125 mm beror på att hetan måste transporteras till ”rätt” sida av valsparet för att kunna fortsätta i valsningsschemat.

Figur 14 Beräknad reduktion av olika stick vid valsning av fyra olika dimensioner, 173x173 mm, 165x165 mm, 133x133 mm och 125x125 mm

7.3 Moment

Figur 15 Beräknat moment av olika stick vid valsning av fyra olika dimensioner, 173x173 mm, 165x165 mm, 133x133 mm och 125x125 mm. Dimensionerat moment för samtliga stick och dimensioner är konstant, 210 kNm

7.4 Mikrostruktur

Mikrostrukturen studerades med hjälp av ljus- och svepelektron mikroskop. Det som studerats är eventuella skillnader i mikrostruktur och hur sprickan propagerat i valsen. I Figur 16 visas en bild från Åkers medan Figur 17 och 18 visar bilder tagna från områden vid en spricka.

Figur 17 Mikrostruktur på vals med spricka a) mitt på sprickan b) vid slutet

Figur 18 Mikrostruktur på vals vid innan etsning a) vid ytan b) i mitten av sprickan

7.5 Valsningstemperaturer

I Figur 18 visas mätningarna på valsens temperatur gjorda med pyrometer. De första mätningarna gjordes då valsen varit i produktion i cirka två timmar, totalt gjordes åtta mätningar med två timmars mellanrum. Utan kylbågar hade valsen en temperatur mellan 20-25°C. De nya kylbågarna visar att valsens temperatur ligger mellan 38-40ºC. Även dessa mätningar utfördes med två timmars mellanrum och den första mätningen efter två timmars produktion. I Figur 18 framgår även att temperaturen på valsen blir jämnare vid användning av kylbågar.

8 Diskussion och slutsatser

Beräkningar av valskrafter enligt Ekelund, Figur 13, visar att det inte sker någon

överskridning av valskraften i spåren. Resultaten från beräkningar visar att valskrafterna ligger långt under de valskrafter som valsparet dimensionerats för vilket gör att

överbelastning av valskraften inte bör vara orsak till onormal sprickbildning. Figur 19 visar hur en typisk spricka kan se ut, sprickans djup är förtydligad och markerad med en pil.

Figur 19 Typisk spricka på valsen vinkelrätt spåret, pilen visar sprickans djup som är förtydligad

Då reduktionen ligger mellan 4-25 %, Figur 14, i de fyra första sticken och enligt Gedin [18] bör ligga mellan 23-25 % för spårserier med spårbottenvinkel mellan 100-105º. Vilket är det aktuella intervallet för den studerade spårserien. Att reduktionen är så låg som 4 % i ett av sticken beror av att hetan måste transporteras till rätt sida av valsparet för att kunna fortsätta till efterföljande valsning. Då reduktionen i sig inte påverkar sprickbildningen direkt utan genom valskraften, en högre reduktion ger ökad valskraft. Att reduktionen ligger inom de rekommenderade värdena styrker tidigare resonemang angående att valskraften inte orsakat den onormala sprickbildningen.

Momentet kan vara en orsak till sprickbildning då beräkningar på momentet, Figur 15 visar att momentet överstigs då hetan har den största tillåtna dimensionen. Överbelastningen sker med 40 kN/m. En överbelastning av momentet kan orsaka sprickbildning men då sprickbildningen uppkommer i samtliga spår och inte specifikt i det spår där momentet överbelastas orsakas sprickorna inte av den överbelastning som sker i första sticket.

Undersökningar av mikrostrukturen av vals med spricka visade inga onormalheter mer än att det skett en korrosion i sprickan orsakad av vatten som trängt ner under valsningen. Detta tyder på att ingen påtaglig förändring skett i materialet som kunnat orsaka sprickbildningen. I Figur 20 visas sprickans propagering.

Figur 20 Sprickans propagering in i valsen, det ljusare grå i Figurens vänstra hörn orsakas av ojämnheter efter slipningen

Mätningar visade att valstemperaturen under valsning varierade mellan 20-25°C men bör ligga strax under 70°C enligt [1, 3, 4, 13]. Då den mätta temperaturen understiger den optimala kan orsaken till sprickbildning bero av för kraftiga temperaturskillnader mellan vals och heta. De stora temperaturskillnaderna gör att det bildas dragspänningar på valsens yta som vilka i sin tur genererar sprickor.

Figur 21 Kylbågarnas position på valsparet

Orsaker till att valens temperatur inte nådde den önskade temperaturen kan bero av att oönskad vattentillförsel på spåret. Trots att kylröret pluggats igen vid det aktuella spåret stänker vatten på spåret även då hetan inte befinner sig i kontakt med valsen. Detta gör att valsen kyls mer än vad som varit fallet om enbart den individuella kylningen skulle ha används. Det befintliga kylvattnet stängs enbart av vid längre produktionsstopp, vid kortare stopp upp till 5 minuter stängs inte kylvattnet av. Då kylvattnet inte stängs av kyls valsen mer än den skulle göra under produktion och om kylvattnet stängdes av vid alla produktionsstopp. Under den tid då examensarbetet ägde rum fanns inte möjlighet att studera hur

sprickbildningen på valsarna påverkades av de nya kylbågarna. Normalt byts valsarna efter tre månader och den tid som fanns tillgänglig inte räckte för att göra en grundlig utvärdering. Det kan bara antas att nya kylningen förbättrar valsytan då temperaturgradienterna som orsakar sprickbildning minskas.

Sammanfattningsvis kan tre punkter sammanfatta resultatet av de beräkningar och undersökningar som gjorts.

• Ingen överskridning av valskraft, reduktion eller moment • Ingen förändring av mikrostruktur

Avslutningsvis gjordes fyra rekommendationer till företaget hur fortsatt arbete kan ske. Rekommendationerna är listade i ordning efter tillgänglighet på företaget och krävande arbetsinsats.

• Kylbågarna som byggts för examensarbetet bör placeras på samtliga spår. Alternativt en rörlig kylbåge som förflyttas mellan spåren i takt med hetan. Kylvattnet för respektive spår bör enbart vara påslaget då hetan befinner sig i kontakt med valsen då temperaturen på valsen bör ligga mellan 60-70ºC.

• Då tryck och flöde på kylvattnet inte är så höga som litteraturen [1,2,3,4,5,10,13] rekommenderar bör trycket ökas från nuvarande 3 bar till ungefär 5 bar medan flödet bör nära fördubblas från 308 till ca 600 l/min per valspar för att få det

rekommenderade värdet på 50-150 l/min per vals och spår.

• Kylvattnets temperatur skulle behöva var något högre och jämn året runt, inte kallare under vintern. I dagsläget håller kylvattnet en temperatur av ca 20ºC men för att minska sprickbildningen höjas till mellan 30-35ºC.

• Reningen av kylvattnet är inte tillräckligt bra för den typ av dysor som används och för att underlätta arbetet för operatörerna bör ett filter placeras vid inloppet till vattenpumparna.

9 Referenser

[1] Downey, D. (1996) Differential roll cooling to control strip flatness and shape, Steel Times Vol. 224, nr. 6, s. 226, 228-229

[2] Sundström, A, Nylén, T.(2004) Kvalitetsansvarig resp. kvalitetschef. Åkers Sweden AB, tfn. 0159-32162, e-post: a.sundstrom@akers.se intervju 2004-10-05

[3] Raudensky,M. Horsky, J. Pohanka, M. (2002) Optimal cooling of rolls in hot rolling. Material Processing Technology Vol. 125-126, s 700-705

[4] Lundberg, S-E. and Gustafsson, T. (1994) The Influence of rolling temperature on roll wear,

investigated in a high temperature test ring. Material Processing Technology ISSN:0924-0136 Vol.

42, nr. 3, s. 239-291

[5] Perä, J-O. Levén, J. Wiklund, O. (2004) Senior Researcher, Chef för värmning och långa produkter resp. Chef för platta produkter. MEFOS-Metallurgical Research Institute AB tfn. 0920-201900. e-post: jan-olov.pera@mefos.se intervju 2004-10-08

[6] Lundberg, S-E; Sjökvist, L. (1988) Roll pass design for the rolling of special sections, Scandinavian Journal of Metallurgy Vol. 17, nr. 1, s. 38-45

[7] Wusatowski, Z. (1969) Fundamentals of rolling, London Pergamon Press.

[8] Siebel, E; Lueg, W (1934) Über den Formänderungswiderstand beim Walzen von Stahl in

Kalibern Mitt. K.-wilh.-Insi. Eisenforsch Abh. Vol. 245, nr. 16 s. 105-112

[9] Hansson, L. (1983) Kalibrering av olikflänsig vinkelstång. Tekniska Högskolan, Metallers Bearbetning, Stockholm

[10] Marik, AK; Prusty, PK; Prakash, K; Prasad, GS; Murty,GMD (1996) Improved roll cooling

system for enhancing roll service life and mill productivity in plate mill of Bhilai steel plant. Iron and

Steel Vol. 19, nr. 2, s. 69-72

[11] Themselis NJ. (1995) Transport And Chemical Rate Phenomena. första upplagan Amsterdam Gordon and Breach Science Publishers ISBN:2-88449-127-9, s. 105-107

[12] Roberts WL. (1983) Hot Rolling Of Steel New York Marcel Dekker, Inc. ISBN:0-8247-1345-1, s. 603-619

[13] Mascia,J C. and Marini,O C. (1998) Reduction of work roll wear by controlling tertiary scale

growth. Iron and Steel Vol. 75, nr. 6, s. 48-51

[14] Jarl, M. (2003) Vad är oxid på kolstål. Örebro universitet nr.11 ISSN:1404-7225 [15] Jacobson, S; Hogmark, S. (1996) Tribologi-friktion,smörjning och nötning. Arlöv Liber Utbildning AB, första upplagan ISBN:91-634-1532-1, s. 121-138

[16] Rowe GW (1977) Principles of Industrial Metalworking Processes Birmingham Butler & Tanner Ltd ISBN: 0-7131-3381-3, s. 234-235

[17] Schey JA (1984) Tribology in Metalworking andra upplagan OhioAmerican Society for metals ISBN: 0-87170-155-3, s. 250-258

Bilagsförteckning

Bilaga 1 Applikationer för profiler valsade i mediumverket, Boxholm Bilaga 2 Dimensioner valsade i mediumverket, Smedjebacken

Bilaga 3 Dimensioner valsade i finverket, Boxholm Bilaga 4 Stegbalksugnen i mediumverket, Boxholm Bilaga 5 Dimensioner valsade i mediumverket, Boxholm Bilaga 6 Layout för mediumverket, Boxholm

Bilaga 7 Ritningar på kylbågar

Bilaga 8 Spårserie för förparet i mediumverket, Boxholm Bilaga 9 Beräkningar av valskraft och moment

Bilaga 1

Applikationer valsade i mediumverket i Boxholm.

Bilaga 2

Dimensionsprogram för Smedjebacken.

Platt Bredd 110-250 mm

Tjocklek 25-60 mm Runt Diameter 43-100 mm

Bilaga 3

Dimensionsprogram finverket i Boxholm.

Platt Bredd 14,35-100 mm

Tjocklek 4,8-25 mm

Runt Diameter 10-39 mm

Bilaga 4

Layout på stegbalksugnen i mediumverket i Boxholm.

ayouten är tagen från manualen Wedholms Teknik gjort för underlättande av styrning av L

Bilaga 5

Dimensionsprogram för mediumverket i Boxholm.

Platt Bredd 35-300 mm

Tjocklek 5-60 mm

Fyrkant 25-75 mm

Bilaga 6

Bilaga 7

Ritningar på de kylbågar som byggts för att undersöka en förhoppningsvis bättre kylning. Figur B1 visar kylbågen som skall kyla övre och undre valsen medan Figur B2 visar kylbågen som skall kyla mellanvalsen. I Figur 3 fås en överskådlig bild hur kylbågarna ska appliceras på valsparet.

Kylbåge för mellanvals.

Bilaga 8

Bilaga 9

Utförda beräkningar på valskraft och moment. Dimension 165x165 mm första stick.

Andra stick.

Fjärde stick.

Bilaga 10