Undersökning av steady state valsning och utvärdering av valskraft och friktion vid kallvalsning av aluminium

Transkript

1 Undersökning av steady state valsning och utvärdering av valskraft och friktion vid kallvalsning av aluminium Investigation of steady state rolling and evaluation of rolling force and friction in cold rolling of aluminum Göran Eriksson Erik Waltersson Datum Examensarbete Materialvetenskap Nr: E 4060 MT

2 FÖRDJUPNINGSARBETE Bearbetningsteknik Program Reg nr Omfattning Högskoleingenjörsprogram 180hp E 4060 MT 15 hp Namn Datum Göran Eriksson Erik Waltersson Handledare Examinator Mohammed Tahir Mohammed Tahir Företag/Institution Högskolan Dalarna Titel Undersökning av steady state valsning och utvärdering av valskraft och friktion vid kallvalsning av aluminium Nyckelord Kallvalsning, aluminium, valskraft, friktion, steady state Kontaktperson vid företaget/institutionen Mohammed Tahir Sammanfattning Syftet med detta arbete är att testa Högskolan Dalarnas pilotvalsverk samt försöka standardisera och stabilisera valsningsprocessen, att sträva efter steady state. Försök med kallvalsning av ett aluminiumband har gett resultat för valskraft, friktion, reduktion, bandspänning och deformationshårdnad. Resultat som påvisar steady state har funnits för valskraft och deformationshårdnad. Resultat som inte påvisar steady state har funnits för friktion och reduktion. Resultat har visat att högre bandspänning ger lägre valskrafter. För torr kontakt visade sig Stone s valskraftsekvation jämförbara med verkligheten upp till 30 % reduktion, därefter eskalerade valskraftsvärdena från Stone s valskraftsberäkning betydligt mer än vad verkligheten visade. Valskraftsberäkningen med Stone s valskraftsekvation för smörjd kontakt gav något högre valskrafter än de uppmätta, men visade sig stämma relativt bra överrens med verkligheten för alla de reduktioner som genomfördes. Försöksvalsning har visat att materialet deformationshårdnar vid kallvalsning. Försök visar hur inställt valsgap inte gav önskad tjockleksreduktion, därför togs valsverkets elastiska fjädringskonstant fram och bestämdes till 417 N/mm för det specifika aluminiumbandet. Drag- och bromsspänningens inverkan på valskraften har undersökts, resultatet bekräftar teorin om att valskraften sjunker med stigande drag- och bromsspänning. Arbetsvalsarna började slira mot bandmaterialet då hög bandspänning; 70 n/mm 2, gav låg valskraft; <15kN.

3 DEGREE PROJECT Metals working engineering Programme Reg number Extent Högskoleingenjörsprogram 180 hp E 4060 MT 15 ECTS Name of student Year-Month-Day Göran Eriksson Erik Waltersson Supervisor Examiner Mohammed Tahir Mohammed Tahir Company/Department Högskolan Dalarna Title Investigation of steady state rolling and evaluation of rolling force and friction in cold rolling of aluminum Keywords Cold rolling, aluminium, rolling force, friction, steady state Supervisor at the Company/Department Mohammed Tahir Summary The purpose with this thesis was to examine the cold rolling mill located at Högskolan Dalarna and to stabilize the rolling process, to achieve steady state. Experiments with cold rolling of an aluminum strip have given results for rolling force, friction, reduction, strip tension and strain hardening. Results show that steady state has been found for the experiments with roll force and strain hardening, and not been found for the experiments with friction and reduction. Results show that increased strip tension gives lower roll forces. The roll force equation of Stone shows comparable results with reality for dry contact with reductions up to 30 %, but starts being incomparable with higher reductions. The roll force equation of Stone shows a bit higher roll forces than reality gave, but was comparable within reductions from 13 to 50 %. Experiments have shown that the aluminum strip has gone through strain hardening. Experiments show how the set roll gap did not yield the desired thickness reduction, there for the elastic spring constant for the rolling mill was examined and determined to be 417 N / mm for the specific alloy band. The influence of tension strip for roll force was examined and Results confirm the theory about how the roll force is decreased by increasing tension strip. The work rolls started to slip against the alumina strip as high tension strip; 70 N/mm 2, gave low roll force; < 15kN.

4 Förord Examensarbetet har utförts vid Högskolan Dalarna i Borlänge mellan 17 jan maj 2011 Vi vill rikta stort tack till de personer som hjälpt och stöttat oss under projektets gång, främst vår handledare Mohammed Tahir. Speciellt tack riktas till Mikael Lindgren och Carl Norman för den tekniska hjälp och goda bemötande vi fått. Vi vill även tacka Andreas Svensson, processutvecklare på SAPA Heat Transfer AB i Finspång för ett hjärtligt studiebesök och teknisk hjälp med vårt arbete.

5 1. INTRODUKTION TEORI Kallvalsning Kallvalsning av aluminium Flytvillkor Valsspalt Valsverkets fjädringskonstant Bandspänning Smörjmedel Beräkningsmodeller Valskraftsberäkning Försprång Hårdhet UTFÖRANDE Valsverket Materialet Experimentella planeringen Reduktion enligt skruvläge vs uppmätt verklig reduktion Fjädringskonstant för valsverket Drag och bromsspännning Valsning torr kontakt Valsning smörjd kontakt Dragprovning Hårdhetsprovning RESULTAT Försöksvalsning drag- och bromsspänning Diskussion och analys försöksvalsning drag- och bromsspänning Beräknad reduktion vs verklig reduktion Diskussion och analys beräknad reduktion vs verklig reduktion Valsverkets fjädringskonstant Diskussion och analys valsverkets fjädringskonstant Försöksvalsning friktionens påverkan av valskraft... 16

6 4.4.1 Diskussion och analys - Försöksvalsning friktionens påverkan av valskraft Försöksvalsning hårdhet Diskussion och analys - Försöksvalsning hårdhet Försöksvalsning Deformationshårdnande Diskussion och analys - deformationshårdnande Steady state valsning Diskussion och analys - deformationshårdnande SLUTSATSER REKOMMENDATIONER TILL FORTSATT ARBETE REFERENSER BILAGA 1 RESULTAT FRÅN TEST AV INSTÄLLT SKRUVLÄGE VS UPPMÄTT REDUKTION BILAGA 2 TEST RESULTAT: VALSVERKETS E-MODUL BILAGA 3 VALSNING MED TORR KONTAKT FÖRSÖK BILAGA 4 VALSNING MED TORR KONTAKT FÖRSÖK BILAGA 5 VALSNING MED TORR KONTAKT FÖRSÖK BILAGA 6 VALSNING MED TORR KONTAKT FÖRSÖK BILAGA 7 VALSNING MED SMÖRJD KONTAKT FÖRSÖK BILAGA 8 VALSNING MED SMÖRJD KONTAKT FÖRSÖK BILAGA 9 VALSNING MED SMÖRJD KONTAKT FÖRSÖK BILAGA 10 VALSNING MED SMÖRJD KONTAKT FÖRSÖK BILAGA 11 VALSNING MED TORR KONTAKT BILAGA 12 VALSNING MED SMÖRJD KONTAKT BILAGA 13 TABELL ÖVER N OCH K VÄRDEN FÖR OLIKA LEGERINGAR... 40

7 BILAGA 14 FÖRSPRÅNG BILAGA 15 KORRESPONDENS MED SAPA HEATTRANSFER Brev Brev

8 1. Introduktion Högskolan Dalarna, HDa, i Borlänge har ett bearbetningscentrum med bl. a. ett pilotvalsverk. Detta pilotvalsverk har tidigare återfunnits på KTH, men ska nu anpassas för utbildnings- och laborationssyfte för studenter och för olika projekt inom HDa. Även företag har visat intresse för valsverket och vill samarbeta med Högskolan Dalarna kring detta pilotvalsverk. Valsverket är ett reversibelt kvartovalsverk med stålvalsar och har ett nytt styrsystem har lagts till från Siemens AB. Valsverket hade inget smörjsystem monterat men det åtgärdades under projektets gång. Ett tillfälligt smörjsystem har skapats för tillämpning av smörjd kontakt vid valsningsförsök. Valsverket har stått oanvänt under en längre tid och nyligen flyttats till bearbetningscentrum i Borlänge. Kringutrustning är även nytt för pilotvalsverket, bl.a. styrsystemet. Därför finns intresse att testa pilotvalsverket, samt undersöka utvalda parametrar för steady state valsning. Syftet med projektet är att starta upp och testa valsverket samt försöka standardisera och stabilisera valsningsprocessen, att sträva efter steady state under valsningen. Steady state innebär att parametrar som påverkar valsningsförloppet behålls konstant oberoende vilken tidpunkt valsningen sker. Projektet ska undersöka valskraft, friktion, drag- och bromsspänning och deformationshårdnade för att uppnå projektets huvudmål. I projektet ingår även att lära sig valsverksprogrammet, samt genomföra repeterbara kallvalsningsförsök. För att få en inblick i hur valsverket påverkar valsningen göras även en analys av valsverkets fjädringskonstant, bandspänningens påverkan vid valsningen samt försök för hur inställt valsgap förhåller sig till utgående tjocklek. Arbetet har valts att avgränsas genom att hålla valshastigheten under försöken låg och konstant. Dessutom används bara ett smörjmedel, samt ingen undersökning av ytjämnhet och friktionskoefficient. Anledningen till avgränsningarna är den begränsade tid arbetet omfattas av. 1

9 2. Teori Följande kapitel tar upp teori för att få förståelse om kallvalsningsprocessen, med inriktning för kallvalsning av aluminium. 2.1 Kallvalsning Den kvantitativt helt dominerande bearbetningsmetoden är valsning, dvs. bearbetning av materialet mellan vanligtvis två, men ibland flera, roterande valsar som lagras i två valsstolar. Man använder arbetsvalsar för bearbetning av materialet och i merparten valsverkstyper även stödvalsar, som har till uppgift att förmedla de höga valskrafterna. Inom området valsning skiljer man på varm- och kallvalsning. Oftast har man varmvalsat ner materialet till mm tjocklek innan man påbörjar kallvalsning till sluttjocklek. Kallvalsning sker oftast ner till 0,2-2 mm, men det finns möjlighet att kallvalsa till lägre tjocklek med specialvalsverk där sluttjockleken kan bli runt 0,05 mm [1]. Till skillnad från varmvalsning sker kallvalsning under rekristallisationstemperatur, vanligtvis runt rumstemperatur. Då valsningen sker under rekristallisationstemperatur återfås därmed även s.k. deformationshårdnande. Då glödskal inte bildas under kallvalsning, kan rena, blanka och porfria ytor erhållas, ytor lämpliga för vidare ytbeläggningstekniker. Ytterligare en anledning att använda kallvalsning är de snäva dimensionstoleranserna, som kan erhållas, vilket ofta är av stor betydelse [1]. Ett villkor för valsningens genomförande är att materialet grips av arbetsvalsarna och dras in i valsspalten, detta kallas för gripning och beskrivs av gripvinkeln, se figur 1. Gripningen påverkas av friktionen mellan material och vals samt förhållandet mellan press och valsdiameter. Om inga yttre åtgärder vidtas för att förbättra gripningen ligger det maximala värdet för gripvinkeln på ca 26 [2]. Vid valsning av platta produkter går bredd- till höjdförhållandet successivt mot större värden och man kan då bortse från bredning och erhåller alltså approximativt plan deformation, vid kallvalsning av band är denna approximation helt acceptabel. Plan deformation innebär att materialet rör sig bara i två riktningar, i vårt fall med kallvalsning av aluminiumband innebär plan deformation en höjdminskning som ger en förlängning. Då man som regel har en viss liten bredning, får man en kantzon, vars tjocklek avtar ut mot kanten. Förutom denna bredning bidrar även den elastiska deformationen av arbetsvalsarna till denna effekt. För kallvalsning är bredningen dock så liten att den är försumbar. [1] Då valsytorna har god ytfinhet och effektiva smörjmedel används, blir friktionen relativt låg. Materialets tjocklek är dessutom ofta liten i förhållande till valsdiametern, varför deformationen blir relativt homogen. För beräkning av valskraft kan man därför i de flesta fall bortse från inverkan av inhomogen deformation. Antagande av konstant friktionskoefficient och glidfriktion i hela spalten ger för normala fall inte heller något fel av praktisk betydelse [1,2]. 2.2 Kallvalsning av aluminium Merparten av kallvalsning av aluminium börjar först med valsgöt med rektangulärt tvärtsnitt eller gjutna band. Gjuthuden avlägsnas oftast på valsgöt, genom fräsning, då man vill ha goda ytegenskaper hos den plåt eller de band som tillverkas av valsgöten. Därefter varmvalsat göten ner till 1,5-5mm tjocklek varpå kallvalsningen tar över den resterande tjockleksreduktionen ner till önskad bandtjocklek. [6] Vid kallvalsning deformationshårdnar materialet, då nya dislokationer bildas och försvårar ytterligare dislokationsrörelser. Aluminium har FCC-struktur där dislokationerna trasslar ihop sig vid kallbearbetning och deformationshärdar, detta medför att materialets hållfasthet ökar. Vid en ökande 2

10 kallvalsning stiger brott- och förlängningsgränsen, medan brottöjningen minskar. Materialets ökande hårdhet vid valsning påverkar valsningen med bl.a. ökad valskraft. Detta innebär till viss grad att man kan framställa ett material i önskat hårdhetstillstånd genom lämplig storlek på reduktionsgraden vid kallvalsningen [3]. 2.3 Flytvillkor Vid kallvalsning utsätts bandet för en plastisk bearbetning. De roterande valsarna drar via friktion in bandet mellan arbetsvalsarna, där en reduktion sker av bandet tjocklek, se figur 1. Vid denna reduktion erhålls ett deformationshårdnande hos materialet. För att plastiskt deformera materialet måste dess sträckgräns överskridas, samtidigt som brottgränsen ej får överskridas för att undvika bandbrott. Allt eftersom materialet genomgår påvalsning stiger dess sträck- och brottgräns pga. materialets deformationshårdnande [2]. För att kunna beräkna vilka spänningar som krävs för att plastiskt deformera materialet används så kallade flytvillkor. Det i praktiken mest använda flytvillkoret är von Mises, vilket gäller under följande antaganden [4]; Materialets flytspänning är lika stor oavsett om lasten är en tryck- eller dragspänning Materialet är isotropiskt, dvs. lika egenskaper oavsett riktning Volymkonstans råder under plastisk deformation Där σ 1 = flytspänning i x axel σ2 = flytspänning i y axel σ3 = flytspänning i z axel σs = summa flytspänning (σ 1 + σ 2 )+ (σ 2 + σ 3 )+ (σ 1 + σ 3 )=2 σ s 2 Vid valsning förekommer dessutom plant töjningstillstånd eftersom bandets töjning i breddriktningen förhindras av friktion mellan valsar och band, odeformerat material utanför den plastiska zonen samt förhållandet bandbredd >> bandtjocklek [4]. Figur 1: Översiktsbild över valsningsförloppet [2]. 3

11 2.4 Valsspalt Figur 1 nedan visar en översiktsbild av valsarnas ingrepp i materialet. Materialet förs in med tjockleken h 0, passerar valspalten och valsas ner till h 1. Då materialet passerar genom valsspalten får materialet en hastighetsökning motsvarande den plastiska reduktionens procentuella storlek, pga. volymkonstans. En punkt uppstår någonstans längs kontaktytan L, där material och arbetsvalsar möts med samma hastighet. Denna punk kallas för neutralpunkten och där uppstår max kontakttryck. I förenklade beräkningar brukar denna punkt antas ligga mitt på L, fast den i verkligheten ligger närmare utgångsplanet [3]. Valsarnas tryckfördelning på bandet beskrivs vanligtvis med en så kallad Friction Hill bestående av två exponentiella kurvor [1]. Förutom valsarnas tryck utsätts bandet dessutom för spänning från hasplarna, så kallad drag- och bromsspänning. De krafter som uppstår vid valsning beror förutom av materialet även på friktion, reduktionens storlek, bandspänning samt valsarnas diameter. Dessa parametrar leder till olika stora valstryck eller Friction Hill enligt figur 2, där x-axeln visar kontaktlängden L mellan valsar och band och y-axeln tryckfördelningen längs kontaktlängden. [5] a) Friktionskoefficienten µ b) Reduktionens storlek r c) Valsradie R i förhållande till utgångstjocklek h d) Medelbandspänning s Figur 2 a-d visar hur valskrafterna sjunker med [5]; Lägre friktion Mindre reduktionsgrad, vilket leder till mindre kontaktlängd Mindre valsdiameter, vilket leder till mindre kontaktlängd Större bandspänning a 2 Figur 2: Tryckfördelning längs kontaktytan L som funktion av [5]: 4

12 2.5 Valsverkets fjädringskonstant När material går in mellan arbetsvalsarna, ökas valsspalten och den utgående materialtjockleken blir större än den ursprungliga valsgapsinställningen. Den valsgapsinställning, som behövs för att erhålla rätt sluttjocklek på materialet, beror av valskraften som i sin tur varierar med materialbredd, ingående tjocklek, hårdhet, temperatur, friktionskoefficient och andra mindre betydelsefulla faktorer [1]. Fjädringen för ett valsverk kan definieras som skillnaden mellan den tjocklek som erhålls på valsat material, h, och den obelastade valsspaltens höjd, S [1]. Fjädring = h S. Om S 0 är summan av de glapp i kontaktytor, som först måste tas upp, kan ekvationen skrivas: h = S0+S+ där F = valskraften E Valsverk = Valsverkets fjädringskonstant (ton/mm) Sedan de glapp, som alltid finns i olika kontaktytorna, upptagits, utgör valskraft-fjädringskurvan i huvudsak en rät linje. De faktorer, som kan göra att kurvan inte blir helt linjär är avplattningen i valsar och lager, som inte följer Hook s lag. Figur 3 visar en valskraft-fjädringskurva, som är ett nått på valsverkets styvhet och kallas för elastiska kurvan [1]. Figur 3: Elastiska kurvan, valskraft-fjädringskurva [1]. Ett flertal faktorer påverkar valskraften, för varje specifikt fall föreligger ett visst samband mellan valskraft och reduktion, vilket representeras av den s.k. plastiska kurvan; se figur 4 samt 5. [1] 5

13 Figur 4: Plastiska kurvan [1]. Figur 5: Inverkan på plastiska kurvan av; A)ändrad flytspänning b) friktionen c) olika ingående tjocklek d) olika bandspänningar (drag- och bromsspänning) [1]. Den genom försök framtagna elastiska resp. plastiska kurvan kan uppritas tillsammans enligt figur 6. Kurvorna gäller endast för ett visst valsverk resp. en viss bandkvalitet [1]. Figur 6: Korrigering av ändrad ing. bandtjocklek [1]. Med obelastade valspalten S 1 erhålls av ingående tjocklek h 0 önskad tjocklek efter valsning h 1. Den punkt, som representerar detta tillstånd är skärningspunkten A mellan den elastiska och den plastiska kurvan. Om nu någon av de faktorer, som påverkar den plastiska kurvans läge och form ändras, t.ex. ingående tjocklek ökar till h 0 1, medför detta att den erhållna tjockleken ändras, i detta fall ökas till h 1 1 enligt punkt B. För att erhålla önskad sluttjocklek kan antagligen valsinställningen ändras till S 2 eller bandspänningen ökas så att den plastiska kurvan ändras, representerat av punkterna C resp. A [1]. 2.6 Bandspänning Bandspänningen är ett generellt namn för medelvärdet av den drag- och bromsspänning som finns på bandet och som är pålagd från hasplarna. Syftet med bandspänning är att underlätta reduktionen, förbättra bandets planhet samt hålla bandet centrerat under valsningsförloppet. [1] Ökad bandspänning ger som generellt minskning av valskraft. 6

14 2.7 Smörjmedel När aluminium deformeras uträttas ett arbete, varav endast en liten del är elastisk energi lagrad i arbetsstycket. Resten åtgår som friktionsarbete dels i kontaktytan mellan arbetsvalsarna och bandmaterialet, dels inom själva bandmaterialet. Friktionsarbetet omvandlas helt till värme 1]. Vid kallvalsning är friktion nödvändigt för att överföra deformationsenergi från valsar till band, dock önskas friktionen hållas på en låg nivå, vilket underlättar bandets plastiska flytning och minskar behovet av valskrafter för att deformera bandet. Blir däremot friktionen för låg kommer valsarna att slira på bandet, vilket kan ge upphov till sämre ytjämnhet på arbetsvalsarna [3]. Friktionen påverkar storleken på valskrafterna under valsningen, ju högre friktion desto högre valskrafter. Friktionens inverkan på valskraften ökar med ökande kontaktlängd och minskande bandtjocklek. Vid analysering av valsningsprocessen för kallvalsade aluminiumband utan smörjmedel, ter sig friktionsvärdena till Om effektiva smörjmedel används kan man sänka friktionsvärden till , det lägre värdet för tjock smörjfilm och högre värdet om arbetsvalsarnas ytjämnhet är låg. Generellt gäller att ökad viskositet, valshastighet och reduktion ger en sänkning av friktionskoefficienten [6]. Friktions- och smörjningsförhållandena vid kallvalsning ligger inom områdena för bland- och gränssmörjning, då så höga tryck och låga relativa hastigheter förekommer att en helt sammanhängande oljefilm inte kan utbildas utan punktvis metallisk kontakt erhålls. Med blandfriktion avses förhållandet att metallytornas toppar penetrerar och stör den laminära strömning i oljefilmen, medan gränsfriktion betecknar det fall då filmen reducerats till en tjocklek motsvarande några molekyllager [1]. Vid kallvalsning förekommer normalt ingen häftzon och om så är fallet är denna liten, varför det är rimligt att anta att glidfriktionen råder i hela spalten [1]. Smörjmedlet består av antingen en olja eller en oljeemulsion, vilket innebär olja blandat i vatten. Vi har valt en olja med 10 % additiv, additiven är alkohol och ester. Fördelen med olja jämfört med emulsion är att bandets ytfinish får en högre glans. Dessutom slipper man eventuell bakterietillväxt som annars kan uppstå vid emulsion. Nackdelarna med olja är brandrisk, då eventuella bandbrott kan få olja att antändas [6]. 2.8 Beräkningsmodeller Olika beräkningsmodeller har använts för beräkning av valskrafter, försprång och hårdhet Valskraftsberäkning För att teoretiskt kunna förutspå vilka valskrafter som behövs för kallvalsning av aluminium vid aktuell reduktion användes två valskraftsmodeller, Stone och Ekelund [7]. Vi använde oss utav Stone s valskraftsekvation då den gav en bättre jämförelse med de uppmätta valskrafterna vid de försök som gjordes. Uppskattning av valskraften F (N) F= 1,2*2k m*l*bm Beräkning av kontaktlängd L [m] Beräkning av valskraft F (N) (Ekelund) Beräkning av valskraft F (N) (Stone) 7

15 Beräkning av avplattad valsradie R [m] (Hitchcock) ) Beräkning av avplattad kontaktlängd L [m] där 2k m= kompressionsmotstånd reducerat medel b m = medelbandbredd µ = friktionskoefficient L = avplattad kontaktlängd Δh = press, dvs. tjockleksminskning i valsaxelplanet h f = höjd före stick h e = höjd efter stick hm = medelhöjd R = valsradie c = konstant för stålarbetsvals P = Valskraft b = bandbredd Försprång Då materialet lämnar valsspalten är dess hastighet högre än valsarnas periferihastighet, skillnaden i hastighet i procent av valshastigheten kallas försprång.[1] Försprång, S f i procent S f = *100 där v 1 = ingående bandhastighet v 2 = utgående bandhastighet v v = Valshastighet Försprånget kan experimentellt bestämmas genom uppmätning av intryckningar i ämnet orsakat av märken i arbetsvalsarna. Försprånget är beroende av friktion, reduktion och temperatur. Försprång, S f i procent S f = *100 där l 1 = längd mellan 2 intryck i materialet från arbetsvalsarna l R = arbetsvalsens omkrets Hårdhet Aluminiums FCC-struktur gör att dislokationerna trasslar ihop sig vid kallbearbetning och utgör effektiva hinder för dislokationsrörelsen då dislokationerna låser varandra. Detta kallas deformationshärdning och ger en högre hårdhet samt högre sträckgräns [8]. Materialets ökande hårdhet vid valsning påverkar valsningen med bl.a. ökad valskraft. Då aluminiumbandet var enkelpläterat dvs. bestod av två olika legeringar så var materialets deformationshårdnande okänt. Ludwik-Hollomon s ekvation beskriver ett materials deformations hårdnande med exponenten n i det plastiska området, se figur 7. Ludwik-Hollomon: σ t =k*ε t n σ t = spänning k = Konstant ε t = töjning n = härdningsexponent Härdningsexponenten n och konstanten k kan även avläsas i diagram, se figur 7 där n är derivatan och k är värdet där linjen skär y-axeln grafiskt. Den streckade linjen baseras på två utvalda punkter 8

16 som valts i den sanna dragprovkurvan i det plastiska området. Kurvan har avlästs på respektive axel för att logaritmeras och satts in i figur 7. Figur 7: Grafisk beskrivning av Ludwik-Hollomons ekvation 9

17 3 Utförande Kallvalsning av aluminium och dragprovning samt hårdhetsmätning har utförts vid bearbetningscentrum Högskolan Dalarna. Kallvalsningen har skett med torr och smörjd kontakt. Valsolja 2762, på SAPA Heat Transfer AB kallad Valsolja 3, har använts vid försöken med smörjd kontakt. 3.1 Valsverket Pilotvalsverket är ett reversibelt, vilket innebär att det kan valsa både framåt och bakåt, kvartovalsverk med två stödvalsar och två arbetsvalsar. Valsverket är utrustat med 2 valsmotorer, med en motorstyrka på 74 kw vardera, samt två hasplar, med en motorstyrka på 32 kw vardera, se figur 8. Valsbredden för valsverket är 180mm, arbetsvalsdiametern 80 mm och stödvalsdiametern 270 mm, se figur 9. Valsverket är utrustat med ett styrsystem från Siemens AB, vilket installerades vid uppbyggnaden av pilotvalsverket hösten Pilotvalsverket användes i detta projekt till kallvalsning av aluminium. För att få valsverket funktionsdugligt fick vissa åtgärder genomföras bl.a. synkronisering av valsgapets mekaniska skruvar, detta för att få en jämn belastning på valsarna. Skruvarna synkroniserades genom att manuellt köra ner skruvarna tills valskraftmätaren visade att det endast skilde ca 1000 N mellan våg 1 och våg 2 vilket ansågs acceptabelt. Valsgapets nolla, dvs. där vi bestämde valsgapet till noll mm, valdes vid en valskraft på ca 3000 N. Figur 8: Pilotvalsverket, sett från sidan Figur 9: Pilotvalsverkets valsgap 3.2 Materialet Materialet som vi använt vid våra kallvalsningstester är ett enkelsidigt pläterat aluminiumband, analyserat med spektrometer av SAPA Heat Transfer AB i Finspång; se sammansättning i figur 10. Figur 10: Sammansättningen för aluminiumbandet [9]. 10

18 3.3 Experimentella planeringen För att strukturera upp experimentet och få ut de testresultat som eftersträvades, gjordes en planering enligt följande; Testvalsning för utvärdering av inställt skruvläge vs uppmätt tjocklek Undersöka valsverkets fjädringskonstant Undersöka hur drag- och bromsspänning påverkar valskraften Valsning torr kontakt Valsning smörjd kontakt Dragprovning Hårdhetsmätning Reduktion enligt skruvläge och uppmätt verklig reduktion För att kunna kartlägga huruvida slutlig bandtjocklek, dvs. reduktionsgraden, motsvarade det valsgap som ställts in, gjordes försök med reduktion enligt inställt skruvläge för valsgapet och uppmätt verklig tjocklek på bandet efter reduktion. Valsgapet ställdes in enligt olika beräknade teoretiska reduktioner, och resultatet dvs. bandets verkliga tjocklek mättes med mikrometer. Resultatet färdigställdes därefter i tabell, se bilaga Fjädringskonstant för valsverket Försök gjordes för att kartlägga valsverkets elastiska fjädring, och dess inverkan för reducering av bandmaterialets tjocklek. Valsgapet skruvades stegvis ned med 0.1mm minskning från minus 0.1 till minus 1.2mm utan något bandmaterial emellan arbetsvalsarna. Efter varje steg antecknades valskraften som behövdes för varje steg. Resultatet ställdes samman i en tabell, och en elastisk kurva skapades utifrån dessa försöksvärden. Vi valde att inte gå lägre än minus 1.2mm då valskraften började närma sig den gräns då man får det svårt att skruva tillbaka valsgapet, dvs. valsgapsmotorerna orkar inte skruva isär arbetsvalsarna pga. de höga krafter som ligger på Drag- och bromsspänning För att se hur drag/bromsspänning påverkar valskraften genomfördes ett antal försök med olika kombinationer av drag- och bromsspänning. Vid försöken valsades aluminiumbandet med 5 st. olika kombinationer av drag- och bromsspänning. Testet genomfördes med torr och smörjd kontakt och en konstant valshastighet på 5 m/min. Experimentet utfördes löpande med stopp för mätning av utgående tjocklek Valsning med torr kontakt Önskad reduktion ställdes in i styrsystemet. Bandspänningen under valsningsförsöken hölls konstant vid 45 N/mm 2. Valshastigheten hölls konstant på 5 m/min. Vid varje valsning försökte steady state uppnås dvs. där valskraften stabiliserar sig. Fyra stycken testvalsningar genomfördes på varje reduktion. Efter varje försök (ca 5-10 sekunder efter valsstopp) genomfördes mätningar enligt försöksschema, se figur 11. Tabellvärden för önskad reduktion är inte teoretiskt beräknade utan praktiskt framtestade för att ge en korrekt tjockleksreduktion. Utgående längd är den längd mellan två intryck i materialet från arbetsvalsarna för mätvärde för beräkning av försprång, se bilaga

19 önskad Verklig Uppmätt reduktion reduktion Skruvläge tjocklek Valskraft Ingående [%] (%) [mm] [mm] (kn) bandtemp Bandtjocklek Ingående Utgående Övre Utgående Utgående före redukton bandhastighet bandhastighet Valshastighet arbetsvals temp. bandtemp. längd [mm] [m/min] [m/min] [m/min] [ C] [ C] [mm] 1,55 1,55 1,55 1,55 1,55 1,55 1,55 1,55 1,55 1,55 1,55 1,55 Figur 11: Stick schema torr och smörjd kontakt och de parametrar som avlästes Valsning med smörjd kontakt En smörjanordning anskaffades och monterades. Kallvalsoljan sprayades på bandet med hjälp av tryckluft på över- och undersida av ingående bandmaterial, ca 60 cm före valsgapet. Mängden olja som sprayades på bandet justerades med en reduceringsventil för tryckluften samt dysa. Smörjanordningen ställdes in för att väta bandet maximalt dvs. maximalt öppen dysa vinklad 30 med 6 bar tryckluft. Försöksschemat som användes var samma som för torr kontakt, se figur 11. Valshastigheten hölls konstant på 5 m/min för alla reduktioner. Experimentet utfördes löpande med stopp för mätning av valda parametrar för varje reduktion. 12

20 3.3.6 Dragprovning En provbit klipptes ut i slutet av varje valsat försök, se figur 12. [mm] 24 Figur 12: Klippning av dragprovstav ur bandmaterial Efter varje valsad reduktion med torr/smörjd kontakt klipptes en provbit ut för dragprovning. Provbiten klipptes ut i slutet på det valsade bandet. De klipptes till en dimension av 24*10 mm. Antalet provbitar som klipptes ut var 4*12 st. från valsning med torr kontakt och 4*12 st. från valsning med smörjd kontakt samt 1 st. ovalsad. För utvärdering av skruvläge/utgående tjocklek klipptes 12 st. provbitar ut. Totalt 109 st. provbitar Hårdhetsprovning Hårdhetsmätning utfördes på provbitar från valsningsförsöken av torr och smörjd kontakt. Provbitarna klipptes ut från det valsade bandet, 80 cm efter den punkt på bandet då valskraften blev konstant. Detta för att få korrekt hårdhetsmätning, då reduktionen är konstant. Hårdhetsmätningen gjordes med Vickersmetoden, med en last på 100 Pound. Hårdhetsmätningen gjordes på tre punkter för varje provbit, för att senare redovisas med ett medelvärde av hårdheten för varje provbit. 13

21 4 Resultat 4.1 Försöksvalsning drag- och bromsspänning Resultat av beräknade valskrafter, vid olika reduktioner och drag- och bromsspänningar, visas i figur 13. Sex reduktioner har undersökt (10, 20,30,40,50 och 60 %) och fyra olika drag- och bromsspänningar har undersökt för varje reduktion (30, 60, 90 och 120 MN/m 2 ). Drag- och bromsspänning är lika sinsemellan för varje reduktion. Resultat för de praktiska försöken visar hur valskraften sjönk för varje reduktion med ökande drag/bromsspänning, se figur reduktioner har undersökts för torr kontakt (13, 21 och 34 %) samt 2 reduktioner för smörjd kontakt (13 och 26 %). Drag- och bromsspänningen har varierats mellan 40 och 75 MN/m 2 och hölls lika sinsemellan för varje reduktion. 120,00 Beräknade valskraft Valskraft, kn 100,00 80,00 60,00 40,00 20,00 30 MN/m2 60 NM/m2 90 NM/m2 120 NM/m2 0, Reduktion, % Figur 13: Teoretiska beräkningar för inverkan på valskraft med olika reduktion och drag- och bromsspänning 120 Försöksvalsning drag- och bromsspänning Valskraft (kn) r=13%, torrt r=21%, torrt r=34%, torrt r=13%, smörjd r=26%, smörjd Bandspänning (N/mm2) Figur 14: Praktiska resultat för inverkan på valskraft med olika drag- och bromsspänning Diskussion och analys försöksvalsning drag- och bromsspänning Valskraften minskar, både i teorin och i praktiken, med ökade drag- och bromsspänningar. Anledning till detta är att pålagda spänningar på bandet bidrar till totalsumman av spänningen som finns i 14

22 bandet. Detta gör att mindre spänning/kraft behövs från själva arbetsvalsarna för att deformera bandet. Man kan även se att valskrafterna ökar vid ökade reduktioner. Anledning till detta är att materialet deformationshårdnad, och mer kraft behövs för att deformera bandet ytterligare. De praktiska försöken resulterade i en lägre förändring av valskrafter än vad de teoretiska beräkningarna gav. Vi är osäkra varför vi fick mindre påverkan i verkligheten. Man kan konstatera att valskrafterna är betydligt högre i verkligheten än vad teorin gav. Vi kan dock se en trend, där en relativt konstant minskning av valskraften sker då drag- och bromsspänningen sjunker. Vi fick problem med slirande arbetsvalsar då vi höjde drag- och bromsspänningen samt att styrsystemet varnar då drag-bromsspänningen är för låg eller för hög (vi upptäckte först vid de sista försöken att det faktiskt är möjligt att valsa även om styrsystemet varnar för låg/hög drag- och bromsspänning). Anledningen till att arbetsvalsarna började slira tros sig bero på de betydligt lägre befintliga valskrafter. Arbetsvalsarna började slira mot bandmaterialet då hög bandspänning, 70 n/mm 2, gav låg valskraft, <15kN. 4.2 Beräknad reduktion vs verklig reduktion Testresultatet visar att den verkliga reduktionen blir betydligt mindre än inställt skruvläge, se figur 15. Beräknad reduktion (%) Beräknad och verklig reduktion 80,0 70,0 60,0 50,0 40,0 30,0 20,0 10,0 0,0 0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 50,0 Verklig reduktion (%) Beräknad reduktion vs verklig reduktion Figur 15: Beräknad reduktion vs verklig reduktion Diskussion och analys beräknad reduktion vs verklig reduktion Valsverkets elastiska töjning påverkar utgående bandtjocklek i den mån att vi får en lägre reduktion än det inställda skruvläget för valsgapet bör ge. Vi kan även konstatera att den verkliga reduktionen är ca hälften av vad det inställda valsgapet borde ge. För att kunna valsa med korrekt utgående bandtjocklek bör därför valsverkskonstanten studeras ytterligare. 4.3 Valsverkets fjädringskonstant Testresultatet visar att valsverket töjs en hel del och påverkar därmed bl.a. valskraften som måste höjas för att kompensera. Figur 16 visar uppmätt elastisk kurva för valsverket. Våg 1 och 2 är valskraftsmätningen för höger respektive vänster sida av valsarna. 15

23 Valsverkets elastiska kurva Fjädringskonstanten (lutningen) för valsverket Figur 16; Valskraft som funktion av skruvläge samt E-modulen för valsverket h = S 0 +S+ Utläst från figur 18 kan följande ges; S= 0 mm S 0 = 0.2 mm P = 250 kn E valsverk = 417 N/mm Diskussion och analys valsverkets fjädringskonstant I diagrammet kan vi se hur valskraftens lutning ökar sakta för att sedan närma sig ett mer konstant värde. En konstant ökning av valskraften innebär den elastiska töjningen för valsverket. Vi får även ett värde för valsverkets fjädringskonstant, dvs. 417 N/mm. För att kunna få ut en valsverkskonstant bör vidare försök göras för plastiska kurvor alternativt skapa en matematisk beräkningsmetod. Vi hade ingen tid att studera några plastiska kurvor för vårt aluminiumband. 4.4 Försöksvalsning friktionens påverkan av valskraft Vi sammanställde vårt resultat av de åtta valsningsförsöken; fyra för torr kontakt och fyra för smörjd kontakt, i fyra olika figurer. Därmed går att tillägga att vi tagit ett medelvärde av dessa fyra försök för varje reduktion. Gemensamt visar diagrammen en relativt stor minskning av valskraften då man jämför torr kontakt med smörjd kontakt. Vid smörjd kontakt började arbetsvalsarna slira vid högre reduktioner, vilket förmodligen är anledningen till de betydligt lägre valskrafterna för dessa tillfällen. Figur 17 nedan visar hur valskraften ökar dramatiskt mycket snabbare vid ökande reduktion för torr kontakt, jämfört med smörjd kontakt. Det går även att konstatera att valskraften jämnar ut sig efter ca 40 % vilket i detta fall enbart beror på att arbetsvalsarna slirade. 16

24 valskraft [KN] Uppmätt valskraft torr och smörjd kontakt Valskraft uppmätt torr kontakt medelvärde Valskraft uppmätt smörjd kontakt medel värde r [%] Figur 17: Försöksvärden av valskraft och reduktion för torr och smörjd kontakt Figur 18 nedan visar de teoretiska beräkningar av valskrafterna enligt Stone, iterationsberäkning till 5 % differens. Torr och smörjd kontakt börjar med samma valskrafter, för att sedan skilja väldigt mycket sinsemellan. Detta är pga. friktionsskillnaden sinsemellan. Valskraften för torr kontakt, enligt Stone s valskraftsmodell, skjuter i höjden efter ca 30 % reduktion. För smörjd kontakt ter sig valskraften till en början stiga relativt konstant, för att på slutet möjligtvis få en högre stigning vid 50 % reduktion. 300 Teoretisk valskraft torr/smörjd kontakt 250 valskraft [KN] Stone s valskrafts modell smörjd kontakt Stone s valskraft modell torr kontakt 50 0 Figur 18: Teoretiska värden av valskraft och reduktion för torr och smörjd kontakt r [%] Figur 19 nedan visar en jämförelse av valskraften mellan teori och praktik för torr kontakt. Det går att konstatera att teori och praktik startar och följer varandra åt till en början, för att senare skilja mycket sinsemellan. Detta kan bero på den påkletning vid valsning med torr kontakt, vilket resulterar i en 17

25 aluminium-aluminium kontakt istället för stål-aluminium kontakt. Annan tänkbar anledning kan vara att Stone s valskraftsmodell inte är ackurat efter 30 % reduktion. F [N] Valskraft teoretisk/uppmätt vid torr kontakt Valskraft Torr kontakt Iterade värden Stone värden [n] Valskraft Valskraft uppmätt Torr kontakt medel reduktion [%] Figur 19: Valskraft och reduktion för torr kontakt Figur 20 nedan visar en jämförelse av valskraften mellan teori och praktik för smörjd kontakt. Det går att konstatera att teori och praktik startar och följer varandra åt, men att vi vid de praktiska försöken får betydligt lägre valskrafter på slutet. Detta beror mest troligt på att arbetsvalsarna slirade vid försöken för de högre reduktionerna. valskraft [KN] 90,00 80,00 70,00 60,00 50,00 40,00 30,00 20,00 10,00 0,00 Valskraft teoretisk/uppmätt smörjd kontakt medel Stone s valskrafts modell Smörjd kontakt Valskraft smörjd kontakt medelvärde r [%] Figur 20: Valskraft och reduktion för smörjd kontakt 18

26 4.4.1 Diskussion och analys - Försöksvalsning friktionens påverkan av valskraft Skillnaden mellan torr och smörjd kontakt är väldigt påtaglig, vi ser en betydlig lägre valskraft då vi använda smörjmedel. Stone s valskraftsekvation visade sig vara väldigt jämförbar med verkligheten för torr kontakt och reduktion under 30 %, för smörjd kontakt visar sig de verkliga valskrafterna vara något lägre än vad Stone s valskraftsekvation säger, men ändå för omständigheterna relativt ackurat. När det gällde de praktiska valsningsförsöken för smörjd kontakt, kunde man distinkt höra ett högt och gällt ljud när arbetsvalsarna började slira mot bandet. Detta märktes även på försprångsmätningen som steg markant högre för reduktioner över 40 %, se bilaga Försöksvalsning hårdhet Figur 21 nedan visar hårdhet Vickers för de fyra olika valsningsförsöken för tre olika reduktioner vid torr kontakt. Hårdhet Vickers 60 Torr kontakt Försök 1 Försök 2 Försök 3 Försök Reduktion % Figur 21: Hårdhet för 13, 25 samt 41 % reduktion, torr kontakt Figur 22 nedan visar hårdhet Vickers för de fyra olika valsningsförsöken för tre olika reduktioner vid smörjd kontakt. Hårdhet Vickers Smörjd kontakt Reduktion % Figur 22: Hårdhet för 13, 30 samt 56 % reduktion, smörjd kontakt Försök 1 Försök 2 Försök 3 Försök 4 Figur 23 nedan visar en sammanställning av sträck- och brottgränsen från dragprovning för fyra valsningsförsök av torr och smörjd kontakt, sammanlagt 24 dragprovskurvor (se även figur 27-32) 19

27 1t1-1t4 samt 1s1-1s4 är 13 % reduktion. 6t1-6t4 är 25 % reduktion och 6s1-6s4 är 30 % reduktion. 12t1-12t4 är 41 % reduktion och 12s1-12s4 är 56 % reduktion. MPa Dragprovsresultat 1t1 1t2 1t3 1t4 1s1 1s2 1s3 1s4 6t1 6t2 6t3 6t4 6s1 6s2 6s3 6s4 12t1 12t2 12t3 12t4 12s1 12s2 12s3 12s4 R02 [Mpa] Rm [Mpa] Experiment Figur 23: Sammanställning av sträck- och brottgränsen (R 0,2 resp. R m ) från valsningsförsök med torr samt smörjd kontakt Diskussion och analys - Försöksvalsning hårdhet Hårdhetsmätningen av Vickers visar hur materialet har fått en högre hårdhet ju högre reduktion/ deformation det genomgått. Materialet har deformationshårdnat. Hårdhet Vickers för 13 % reduktion med torr och smörjd kontakt är lika, vi drar slutsatsen att friktionsförhållandet inte påverkar deformationshårdnad för materialet. Hårdheten sinsemellan valsförsöken med samma reduktioner visar sig jämförbar, vilket ger en antydning av steady state. Dragproven visar en ökning av sträck- och brottgränsen beroende på reduktionsgraden, bandet kan därmed antas genomgått deformationshårdnad vilket bevisligen är reduktionsberoende. Sträck- och brottgränsen för 13 % reduktion för torr och smörjd kontakt är relativt konstant, materialets deformationshårdnande antas därmed inte vara friktionsberoende. 12s1 gav en markant skillnad av sträckgräns, men betraktas som en avvikelse. 4.6 Försöksvalsning Deformationshårdnande Ludwik- Hollomon beräkning; värden tagna från dragprovskurvan för odeformerat material, figur 24. n n σ t1 = K*ε t1 K = σ t1 / ε t1 σ t1 / σ t2 = ε n n t1 /ε t2 n n = log (σ t1 / σ t2 )/ log (ε t1 /ε t2 ) n= n = 0,1849 σ t1 = K*ε t1 n K = σ t1 / ε t1 n = = 150,9 Vilket ger: n = 0,1849 K = 150,9 Figur 24 nedan visar dragprovskurvan för ett odeformerat material. Sträckgränsen för det odeformerade referensmaterialet är 76 MPa. Brottgränsen för referensmaterialet är 128 MPa och brottöjningen är 0,21. 20

28 140 Dragprovskurva odeformerat material 120 Sann spänning MPa ,05 0,1 0,15 0,2 0,25 Sann töjning Figur 24: Dragprovskurva för odeformerat referensmaterial Figur 25 nedan visar en jämförelse mellan dragprovskurvorna för smörjd kontakt vid 13 % reduktion. Sträckgränsen ligger på ca 110 MPa för alla fyra försöken. Brottgränsen skiljer sig något mellan försöken, från MPa. Brottöjningen för försök 1,2,3,4 är ca 0,018, 0,09, 0,013 och 0, % reduktion, smörjd kontakt ,05 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 Sannspänning MPa Sann töjning Försök 1 Försök 2 Försök 3 Försök 4 Figur 25: Dragprovskurvor för 13 % reduktion, smörjd kontakt Figur 26 nedan visar en jämförelse mellan dragprovskurvorna för torr kontakt vid 13 % reduktion. Sträckgränsen ligger på ca 110 MPa för alla fyra försöken. Brottgränsen är relativt konstant sinsemellan de fyra försöken, ca 138 MPa. Brottöjningen för försök 1,2,3,4 är ca 0,013, 0,012, 0,005 och 0,

29 % reduktion, torr kontakt Sannspänning MPa Försök 1 Försök 2 Försök 3 Försök 4 0-0,02 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 Sann töjning Figur 26: Dragprovskurvor för 13 % reduktion, torr kontakt Figur 27 nedan visar en jämförelse mellan dragprovskurvorna för smörjd kontakt vid 30 % reduktion. Sträckgränsen ligger på ca 140 MPa för alla fyra försöken. Brottgränsen är relativt konstant sinsemellan de fyra försöken, ca 150 MPa. Brottöjningen för försök 1,2,3,4 är ca 0,015, 0,015, 0,012 och 0,017. Sannspänning MPa % reduktion, smörjd kontakt 0-0, ,005 0,01 0,015 0,02 Sann töjning Figur 27: Dragprovskurvor för 30 % reduktion, smörjd kontakt Försök 1 Försök 2 Försök 3 Försök 4 Figur 28 nedan visar en jämförelse mellan dragprovskurvorna för torr kontakt vid 25 % reduktion. Sträckgränsen ligger på ca 140 MPa för alla fyra försöken. Brottgränsen för alla fyra försök är relativt konstant, ca 150 MPa. Brottöjningen för försök 1,2,3,4 är ca 0,09, odefinierad, 0,08 och 0,

30 ,01 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 Sannspänning MPa 25 % reduktion, torr kontakt Sann töjning Försök 1 Försök 2 Försök 3 Försök 4 Figur 28: Dragprovskurvor för 25 % reduktion, torr kontakt Figur 29 nedan visar en jämförelse mellan dragprovskurvorna för smörjd kontakt vid 56 % reduktion. Sträckgränsen ligger på ca 165 MPa för försök 2, 3 och 4. Sträckgränsen för försök 1 är ca 95 MPa. Brottgränsen är relativt konstant för försök 1, 3 och 4, ca 175 MPa. Brottöjningen för försök 1,2,3,4 är ca 0,028, 0,024, 0,015 och 0, , ,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035 Sannspänning MPa 56 % reduktion, smörjd kontakt Sann töjning Försök 1 Försök 2 Försök 3 Försök 4 Figur 29: Dragprovskurvor för 56 % reduktion, smörjd kontakt Figur 30 nedan visar en jämförelse mellan dragprovskurvorna för torr kontakt vid 41 % reduktion. Sträckgränsen för försök 1, 2, 3 och 4 är olika; 155, 160, 160 respektive 180 MPa. Brottgränsen för försök 1, 2, 3 och 4 är olika; 175, 175, 180 respektive 190 MPa. Brottöjningen för försök 1,2,3,4 är ca 0,010, 0,004, 0,028 och 0,

31 , ,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035 Sannspänning MPa 41 % reduktion, torr kontakt Sann töjning Försök 1 Försök 2 Försök 3 Försök 4 Figur 30: Dragprovskurvor för 41 % reduktion, torr kontakt Diskussion och analys - deformationshårdnande Deformationshårdnandet för materialet som beskrivs som härdningsexponenten n, har ett värde på 0,1849. Detta värde kan enligt bilaga 13, figur 45 jämföras med ett flertal icke stållegeringar som t.ex. mässing och aluminiumlegeringen 2024, men även lågkolhaltigt stål. Konstanten k med ett värde på 150,9 är låg om man jämför med andra legeringar i bilaga 13, fig. 46. K-värdet har tagits med endast för att beskriva ekvationen och säger inget om deformationshårdnande. För 13 % reduktion torr samt smörjd kontakt ser vi hur båda friktionsförhållandet gett förhållandevis samma sträckgräns, medan en viss skillnad finns för brottgränsen för de fyra försöken. Vi drar därför slutsatsen att deformationshårdnanden är deformationsberoende och inte friktionsberoende, då sträckgränsen ter sig likadan oberoende friktionsförhållande. Försök 3 för torr kontakt visar en betydligt lägre sann töjning, men antas vara en avvikelse. Vid 30 % reduktion ser vi hur sträck- och brottgränsen är relativt lika för de fyra försöken. För 25 % reduktion torr kontakt är sträckgränsen relativt lika för de fyra försöken, samma gäller med avseende på brottgränsen för de fyra försöken. Vid 56 % reduktion smörjd kontakt är sträck- och brottgränsen för försök 2, 3 och 4 lika. Sträckgränsen för försök 1 är betydligt lägre, lägre än t.o.m. odeformerat band. Vi är osäkra på varför sträckgränsen är lägre, vi antar därför att det är en avvikelse. För 41 % reduktion torr kontakt skiljer sig sträck- och brottgränsen sig något för försök 4, vi vet inte orsaken till skillnaden. För försök 1, 2 och 3 är däremot sträck- och brottgränsen jämförbar sinsemellan. Generellt för dragprovskurvorna kan vi se en differens för sann töjning sinsemellan de olika försöken, vilket vi tror har med aluminiums FCC struktur och därmed tillhörande deformationshårdnande. Vi kan även se en differens för sträck- och brottgränserna mellan de olika reduktionerna vilket är beroende på genomgående deformationsgrad. Vi kan därmed även här dra slutsatsen att vi fått deformationshårdnad av bandet. Ökad sträck- och brottgräns visar ökad deformationshårdnad. Brottöjningen skiljer betydligt mellan varje försök och reduktion, vi kan inte se någon tydlig trend men kan se att materialens seghet skiljer sig mellan olika reduktioner. 24

32 4.7 Steady state valsning Figur 31 nedan visar 4 valsningsförsök med 12 olika reduktioner för torr kontakt. Diagrammet visar reduktioner från ca 13 % till ca 41 %. Försöken gjordes för att undersöka hur mycket reduktionsgraden skiljer sig mellan de fyra olika försöken. Lika reduktion för olika reduktionssteg vid alla fyra försöken påvisar steady state, olika reduktion påvisar ej steady state. r [%] 45,00 40,00 35,00 30,00 25,00 20,00 15,00 10,00 5,00 0,00 Torr kontakt försök uppmätt reduktion 1 [%] torr kontakt uppmätt reduktion 2 [%] torr kontakt uppmätt reduktion 3 [%] torr kontakt uppmätt reduktion 4 [%] torr kontakt Figur 31: Reduktion vid torr kontakt Figur 32 nedan visar 4 valsningsförsök med 12 olika reduktioner för smörjd kontakt. Diagrammet visar reduktioner från ca 13 % till ca 41 %. r [%] 70,0 60,0 50,0 40,0 30,0 20,0 10,0 0,0 Smörjd kontakt försök uppmätt reduktion 1 [%] smörjd kontakt uppmätt reduktion 2 [%] smörjd kontakt uppmätt reduktion 3 [%] smörjd kontakt uppmätt reduktion 4 [%] smörjd kontakt Figur 32: Reduktion vid smörjd kontakt Diskussion och analys steady state Steaty state har enligt figur 33 inte uppnåtts vid valsning med torr kontakt då viss spridning av försöksresultatet förekommer. Figur 34 visar att även för smörjd kontakt så varierar resultatet och steady state har inte uppnåtts. Figur 33, torr kontakt, visar att uppmätt reduktion 2,3, 4 har relativt jämna värden medan försök 1 avviker något i början och mitten. Orsaken till detta skulle kunna vara någon typ av förorening på 25

33 arbetsvalsen eller bandet eftersom det blir jämnare resultat vid efterföljande försök. Reduktion 2 har något avvikande resultat i försök 7, 8 och 9 vilket även det skulle kunna vara förorening på aluminium bandets yta då avvikelsen då den ej är kontinuerlig. Vid smörjd kontakt enligt figur 34 så har reduktion 2 och 3 nästan lika värden, medan reduktion 1 och 4 har större spridning. Vi har ingen tänkbar förklaring till denna spridning. Vid högre reduktioner fanns slirningstendenser hos arbetsvalsarna vilket kan förklara det ojämna resultatet vid högre reduktioner. Då vi fick något annorlunda spridning i resultatet med smörjd kontakt skulle det kanske kunna bero på otillräcklig smörjning. Med tillräcklig smörjning borde friktionen varit konstant. Men även oxider på aluminiumbandet kan påverka friktionen som då kan variera med mängden oxider. Kombinationen av oxid och smörjmedel skulle kunna vara förklaringen till den annorlunda spridningen i resultatet i figur 34. Resultaten i sin helhet visar olika reduktioner för de fyra försöken både för torr och smörjd kontakt, därmed kan man dra slutsatsen av vi inte uppnått någon steady state vid valsning med hänvisning till reduktion. 26