Площадь полосы в калибре определим по:

щ = В?d + 2 ((a_o + b_o) h_o/2 + (a_з + b_з) h_з/2) мм², (1)

где В-ширина калибра; d - толщина стенки калибра; a_o - толщина открытого фланца у вершины калибра; b_o - толщина открытого фланца у основания калибра; h_o - высота открытого фланца; a_з - толщина закрытого фланца у вершины калибра; b_з - толщина закрытого фланца у основания калибра; h_з - высота закрытого фланца.

Для расчета скоростного режима и энергосиловых параметров прокатки фасонные полосы пересчитываем на соответственные прямоугольные по методу приведенной высоты:

Н_с = щ/В мм,(2)

где щ - площадь полосы в калибре;

В-ширина калибра.

Определим катающие диаметры валков. Расчет следует вести при максимальных диаметрах валков, чтобы определить максимальную энергосиловую загрузку оборудования стана.

D_к = D₀ - Н_с мм, (3)

где D₀ - максимальный диаметр бочки валков);

Н_с - приведенная высота фасонной полосы.

Коэффициент вытяжки в разрезном калибре:

л_i = щ_i-1/ щ_i, (4)

где щ_i-1 - площадь полосы задаваемой в калибр;

щ_i - площадь полосы выходящей из калибра.

Конечную скорость прокатки определим, исходя из максимально допустимой скорости валков в чистовой клети с учетом запаса на регулирование в связи с переточкой валков в размере 8%:

 м/с,(5)

где D_к - катающий диаметр валков;

n - максимальная чистота вращения валков;

k - коэффициент запаса на регулирование в связи с переточкой валков.

Частота вращения валков:

об/мин, (6)

где V - скорость вращения валков;

D_к - катающий диаметр.

Найденную частоту вращения валков нужно сравнить с допустимой.

Найдем скорости в остальных калибрах из условия постоянства секундных объемов металла, проходящих через калибры этих клетей:

м/с, (7)

где V - скорость вращения валков;

л - коэффициент вытяжки.

Выполняем расчет энергосиловых параметров. Определим значения усилия, крутящие моменты и температурный режим прокатки.

Определим абсолютное изменение приведенной высоты:

ДН_с = (Н_0с - Н_1с) мм.(8)

Определим среднее значение приведенных высот в калибре:

Н_ср = (Н_0с + Н_1с)/2 мм, (9)

где Н_0с - приведенная высота в предыдущем калибре;

Н_1с - приведенная высота в данном калибре.

Относительное обжатие:

, (10)

где ДН₁ - абсолютное изменение приведенной высоты;

Н_0с - приведенная высота в предыдущем калибре.

Скорость деформации металла:

с^-1,(11)

где n - частота вращения валков;

е - относительное обжатие;

D_к - катающий диаметр;

Н_с - приведенная высота в калибре.

Длина очага деформации:

мм.(12)

Рассчитаем контактную площадь прокатки:

F₁ = 0.5?(B₀ + B₁)?l_c мм²,(13)

где B₀ - ширина раската перед входом в данный калибр;

B₁ - ширина раската;

l_c - длина очага деформации.

Найдем длину раската по проходам. При длине исходной заготовки 5 метров из описания технологии прокатки на данном стане.

Длины раската по проходам:

L_i = L_i-1?л_i мм, (14)

где L_i-1 - длина предыдущего раската;

л_i - коэффициент вытяжки.

Определим сопротивление деформации стали 70 по методу термомеханических коэффициентов В.И. Зюзина:

у = у_од?К_t?К_е?К_u МПа,(15)

где у_од - базисное значение сопротивления деформации, определяемое для данной марки стали при t = 1000 ⁰C, е = 0,1 и u = 10 с^-1;

К_t, К_е, К_u - термомеханические коэффициенты, учитывающие соответственно влияние температуры прокатываемого металла, степени и скорости деформации. Эти коэффициенты определяются по формулам или кривым, построенным для каждой марки стали. В нашем случае для стали 10 пс определим эти коэффициенты по рисункам 2.8 и 2.9.

Рисунок 2.8. Температурный К_t и степенной К_е коэффициенты стали 20ПС



Рисунок 2.9. Скоростной К_u коэффициент стали 20ПС

Для стали 20 пс у_од = 82,32 МПа. [12]

Определяем температуру раската перед входом во вторую клеть. Для этого рассчитаем время охлаждения раската, которое складывается из паузы на передачу раската от одной клети к другой и машинного времени прокатки.

Рассчитаем время охлаждения раската:

сек,(16)

где L_p - длина рольганга;

V_р - скорость рольганга;

L₁ - длина раската;

L_ш - длина шлепера;

V_ш - скорость шлепера;

V₁ - скорость прокатки в данной клети.

Найдем повышение температуры металла вследствие перехода механической энергии деформации в теплоту:

Дt_д = 0,183?у?lnл ⁰C,(17)

где у - сопротивление деформации стали;

л - коэффициент вытяжки.

Рассчитаем периметр поперечного сечения раската после прохода:

П = 2?(Н_с + В) мм, (18)

где Н_с - приведенная высота в калибре;

B - ширина раската.

Тогда на основе использования метода А.И. Целикова изменение температуры раската за время прокатки в калибре и перемещения к следующему калибру составит:

⁰С, (19)

где t₀ - температура раската перед входом в рассматриваемый калибр;

П - периметр поперечного сечения раската после прохода;

ф - время охлаждения раската;

щ - площадь поперечного сечения раската после прохода;

Дt_д - повышение температуры металла вследствие перехода механической энергии деформации в теплоту.

Температура металла перед заходом в следующую клеть:

t_i = t_i-1 - Дt ⁰С, (20)

где t_i-1 - температура прокатки в предшествующей клети;

Дt - изменение температуры раската за время прокатки в калибре и перемещения к следующему калибру составит.

Рассчитаем контактное давление прокатки по методу В.С. Смирнова:

р = 1,08?n_у?n_ж?n_ф?у МПа,(21)

где n_у - коэффициент напряженного состояния, учитывающий влияние на контактное давление внешнего трения;

n_ж - коэффициент, учитывающий влияние внешних зон по отношению к геометрическому очагу деформации;

n_ф - коэффициент формы профиля.

Найдем коэффициент напряженного состояния:

n_у = ,(22)

где д - коэффициент учитывающий влияние контактного трения на форму очага деформации;

е - относительное обжатие.

Определим коэффициент учитывающий влияние контактного трения на форму очага деформации:

, (23)

где м - коэффициент внешнего трения;

l_c - длина очага деформации;

ДН_с - абсолютное изменение приведенной высоты.

Коэффициент внешнего трения:

м = 0,55 - 0,00024?t,(24)

где t - температура деформируемого металла.

Найдем отношение длины очага деформации к среднему значению приведенной высоты: .

Определим значение коэффициента, учитывающего влияние внешних зон по отношению к геометрическому очагу деформации:

n_ж = , (25)

где - фактор формы очага деформации.

Найдем коэффициент формы профиля:

n_ф = ,(26)

где l_c - длина очага деформации; м - коэффициент внешнего трения; ДН_с - абсолютное изменение приведенной высоты.

Рассчитаем усилие прокатки:

Р = р?F?10^-6 МН,(27)

где р - контактное давление прокатки;

F - контактная площадь прокатки.

Определим коэффициент плеча приложения усилия прокатки по формуле М.А. Зайкова - Н.А. Федорова:

ц_п = 5,85 - 11• + 7,35• - 1,58•, (28)

где - фактор формы очага деформации.

Рассчитаем крутящий момент деформации:

М_вал = 2?Р?l_c? ц_п кН?м, (29)

Ограничения по скоростному режиму прокатки проверяем по формулам (26) и (27) с учетом коэффициента загрузки электродвигателей стана.

Коэффициент загрузки электродвигателей стана по усилию прокатки:

, (30)

где Р - усилие прокатки;

Р_max - максимально допустимое усилие прокатки.

м/с; (31)

м/с,(32)

где D_к - катающий диаметр; n_max, n_max - соответственно максимально возможные и минимальные частоты вращения валков; k - коэффициент загрузки электродвигателей стана.

Определим часовую производительность стана:

, (33)

где G - масса заготовки;

Т_т - такт прокатки;

К_и - коэффициент использования;

Принимаем К_и = 095.

2.5 Расчет энергосиловых параметров прокатки

Исходными данными для расчета энергосиловых параметров служат данные расчета калибровки.

Расчет энергосиловых параметров выполним по методика приведенной выше.

По формуле (1) рассчитаем площадь полосы в каждом калибре:

щ₁ = 307?73 + 2 ((60 + 125)?96,4/2 + (66,3 + 137,5)?87,2/2) = 58016 мм²;

щ₂ = 317?48,3 + 2 ((34 + 69)?88,4/2 + (52 + 51)?88,4/2) = 33521,5 мм²;

щ₃ = 328?30,8 + 2 ((20 + 44)?89,6/2 + (30 + 41,4)?80,4/2) = 21577,4 мм²;

щ₄ = 338?19,7 + 2 ((14 + 30,3)?81,6/2 + (18 + 26)?81,6/2) = 13864 мм²;

щ₅ = 348?13 + 2 ((7,4 + 20)?82,8/2 + (12,4 + 18,8)?73,6/2) = 9089 мм²;

щ₆ = 355?9,55 + 2 ((6,04 + 16)?74,8/2 + (7,4 + 14,6)?74,8/2) = 6684,4 мм²;

щ₇ = 358?8,3+ 2 ((4,5 + 13,56)?76/2 + (6,04 + 14,4)?66,8/2) = 5709,4 мм²;

щ₈ = 360?7,6+ 2 ((5,31 + 13,5)?68/2 + (5,31 + 13,5)?68/2) = 5294 мм².

Для расчета скоростного режима и энергосиловых параметров прокатки фасонные полосы пересчитываем на соответственные прямоугольные по методу приведенной высоты. Рассчитаем по формуле (2) значения приведенной высоты:

Н_с1 = 58016/307 = 189 мм; Н_с2 = 33521,5/316,8 = 105,8 мм;

Н_с3 = 21577,4/328 = 66 мм; Н_с4 = 13864/338 = 41 мм;

Н_с5 = 9089 /348 = 26 мм; Н_с6 = 6684,4/355 = 19 мм;

Н_с7 = 5709,4/358 = 16 мм; Н_с8 = 5294/360 = 15 мм.

Определим катающие диаметры валков. Расчет будем вести при максимальных диаметрах валков, чтобы определить максимальную энергосиловую загрузку оборудования стана. По формуле (3) рассчитаем катающие диаметры:

D₁ = 1000 - 189 = 811 мм; D₂ = 1000 - 105,8 = 894,2 мм;

D₃ = 1000 - 66 = 934 мм; D₄ = 800 - 41 = 759 мм;

D₅ = 800 - 26 = 774 мм; D₆ = 800 - 19 = 781 мм;

D₇ = 800 - 16 = 784 мм; D₈ = 800 -15 = 785 мм.

Найдем коэффициент вытяжки в калибрах по формуле (4):

л₁ = 89925/58016 = 1,55; л₂ = 58016/ 33521,5 = 1,73; л₃ = 33521,5/ 21577,4 = 1,55;

л₄ = 21577,4/ 13864 = 1,55; л₅ = 13864/ 9089 = 1,53; л₆ = 9089/ 6684,4 = 1,36;

л₇ = 6684,4/ 5709,4 = 1,17; л₈ = 5709,4/ 5294 = 1,08.

Определим по формуле (5) конечную скорость прокатки в восьмой клети, исходя из максимально допустимой скорости валков в чистовой клети с учетом запаса на регулирование в связи с переточкой валков в размере 5%:

м/с.

Принимаем конечную скорость прокатки 6,4 м/с.

Найдем по формуле (7) скорости в остальных калибрах из условия постоянства секундных объемов металла:

м/с; м/с; м/с; м/с;

м/с; м/с; м/с.

С учетом найденных скоростей прокатки найдем по формуле (6) частоту вращения валков:

об/мин; об/мин;

об/мин; об/мин;

об/мин; об/мин;

об/мин; об/мин.

Определим абсолютное изменение приведенной высоты по формуле:

ДН_с1 = (263 - 189) = 74 мм; ДН_с2 = (189 - 106) = 83 мм;

ДН_с3 = (106 - 66) = 40 мм; ДН_с4 = (66 - 41) = 25 мм;

ДН_с5 = (41 - 26) = 15 мм; ДН_с6 = (26 - 19) = 7 мм;

ДН_с7 = (19 - 16) = 3 мм; ДН_с8 = (16 - 15) = 1 мм.

Определим среднее значение приведенных высот в калибре:

Н_ср1 = (263 + 189)/2 = 226 мм; Н_ср2 = (189+ 106) /2= 148 мм;

Н_ср3 = (106 + 66) /2= 86 мм; Н_ср4 = (66 + 41) /2= 53,5 мм;

Н_ср5 = (41 + 26) /2= 33,5 мм; Н_ср6 = (26 + 19) /2 = 22,5 мм;

Н_ср7 = (19 + 16) /2= 17,5 мм; Н_ср8 = (16 + 15) /2= 15,5 мм.

Найдем по формуле (10) относительное обжатие в каждой клети:

; ; ; ; ;

; ; .

В каждом калибре определим по формуле (11) скорость деформации металла:

с^-1; с^-1;

с^-1; с^-1;

с^-1; с^-1;

с^-1; с^-1.

Рассчитаем по формуле (12) длину очага деформации:

мм; мм;

мм; мм;

мм; мм;

мм; мм.

Рассчитаем контактную площадь прокатки по формуле (13):

F₁ = 0,5?(300 + 307)?173,2 = 52566,2 мм²;

F₂ = 0,5?(307 + 316,8)?172,6 = 51833 мм²;

F₃ = 0,5?(316,8 + 328)?136,7 = 44072,1 мм²;

F₄ = 0,5?(328 + 338)?97,4 = 32434,2 мм²;

F₅ = 0,5?(338 + 348)?76,2 = 26136,6 мм²;

F₆ = 0,5?(348 + 355,2)?52,3 = 18388,68 мм²;

F₇ = 0,5?(355,2 + 358)?34,3 = 12231,38 мм²;

F₈ = 0,5?(358 + 360)?20 = 7800 мм².

Принимая начальную длину двутавровой балки 5 метров, найдем по формуле (14) длины раската по проходам:

L₁ = 5?1,55 = 7,75 мм; L₂ = 7,75?1,73 = 13,4 мм; L₃ = 13,4?1,55 = 20,7 мм;

L₄ = 20,7?1,55 = 32 мм; L₅ = 32?1,53 = 49,3 мм; L₆ = 49,3?1,36 = 67 мм;

L₇ = 67?1,17 = 78 мм; L₈ = 78?1,08 = 84 мм.

В дальнейшем расчет будем вести по каждой клети в отдельности по ходу прокатки, так как для расчета изменения температуры металла по проходам нам необходимо знать температуру металла в предыдущей клети.

Выполним расчет для первой клети.

Определим сопротивление деформации стали 20 пс по формуле (15) по методу термомеханических коэффициентов В.И. Зюзина.

Термомеханические коэффициенты определим по графикам приведенным выше. Исходя из того, что начальную температуру прокатки в первой клети принимаем равной 1130 ⁰С, относительное обжатие в первой клети равно е₁ = 0,28 и скорость деформации металла U₁ = 0,7 с^-1. Начальную температуру прокатки принимаем исходя из того, что она является минимально возможной температурой начала прокатки. К_t = 0,78; К_е = 1,39; К_u = 0,7. Базисное значение сопротивления деформации, определяемое для данной марки стали равно у_од = 82,32 МПа.

у₁ = 82,32?0,78?1,39?0,7 = 62,47 МПа.

Определяем температуру раската перед входом во вторую клеть.

Рассчитаем по формуле (16) время охлаждения раската:

 сек.

Найдем по формуле (17) повышение температуры металла вследствие перехода механической энергии деформации в теплоту:

Дt_д = 0,183?62,47?ln 1,36 = 3,5 ⁰C.

Рассчитаем периметр поперечного сечения раската после прохода по формуле (18):

П₁ = 2?(189 + 307) = 992 мм.

Определим изменение температуры раската за время прокатки в калибре и перемещения к следующему калибру по формуле (19):

⁰С.

Найдем по формуле (20) температура металла перед заходом в следующую клеть:

t₂ = 1130 - 8 = 1122 ⁰С.

Аналогично выполним расчет для всех последующих калибров.

По формуле (24) найдем коэффициент внешнего трения для каждого калибра:

м₁ = 0,55 - 0,00024?1122 = 0,281; м₂ = 0,55 - 0,00024?1097 = 0,287;

м₃ = 0,55 - 0,00024?1069 = 0,2934; м₄ = 0,55 - 0,00024?1047 = 0,299;

м₅ = 0,55 - 0,00024?1022 = 0,305; м₆ = 0,55 - 0,00024?924 = 0,328;

м₇ = 0,55 - 0,00024?905 = 0,333; м₈ = 0,55 - 0,00024?882 = 0,338.

Найдем по формуле (23) коэффициент, учитывающий влияние контактного трения на форму очага деформации в каждом калибре:

; ;

; ;

; ;

; .

Найдем по формуле (22) коэффициент напряженного состояния:

n_у1 = ; n_у2 = ;

n_у3 = ; n_у4 = ;

n_у5 = ; n_у6 = ;

n_у7 = ; n_у8 = .

Определим по формуле (25) значение коэффициента, учитывающего влияние внешних зон по отношению к геометрическому очагу деформации:

n_ж1 = ; n_ж2 = ; n_ж3 = ;

n_ж4 = ; n_ж5 = ; n_ж6 =;

n_ж7 = ; n_ж8 = .

Найдем коэффициент формы профиля используя формулу (26):

n_ф1 = ; n_ф2 = ;

n_ф3 = ; n_ф4 = ;

n_ф5 = ; n_ф6 = ;

n_ф7 = ; n_ф8 = .

Рассчитаем контактное давление прокатки по формуле (21):

р₁ = 1,08?1,08?1,12?0,897?62,47 = 73,2 МПа;

р₂ = 1,08?1,028?0,92?0,879?77 = 69,13 МПа;

р₃ = 1,08?1,03?0,74?1 ?100 = 82,32 МПа;

р₄ = 1,08?1,034?0,65?1,05?115 = 87,65 МПа;

р₅ = 1,08?1,042?0,49?1,17?115,3 = 74,39 МПа;

р₆ = 1,08?1,025?0,47?1,43?153 = 113,83 МПа;

р₇ = 1,08?1,008?0,6?1,84?118,5 = 142,4 МПа;

р₈ = 1,08?1,001?0,86?2,7?133,7 = 335,6 МПа.

Рассчитаем усилия прокатки по формуле (27):

Р₁ = 73,2?52566,2?10^-6 = 3,85 МН; Р₂ = 69,13?51833?10^-6 = 3,58 МН;

Р₃ = 82,32?44072,1?10^-6 = 3,63 МН; Р₄ = 87,65?32434,2?10^-6 = 2,84 МН;

Р₅ = 74,39?26136,6?10^-6 = 1,94 МН; Р₆ = 113,83?18388?10^-6 = 2,09 МН;

Р₇ = 142,4?12231?10^-6 = 1,74 МН; Р₈ = 335,6?7800?10^-6 = 2,6 МН.

Определим по формуле (28) коэффициент плеча приложения усилия прокатки:

ц_п1 = 5,85 - 11?0,77 + 7,35?0,77² - 1,58?0,77³ = 0,989;

ц_п2 = 5,85 - 11?1,16 + 7,35?1,16² - 1,58?1,16³ = 0,514;

ц_п3 = 5,85 - 11?1,59 + 7,35?1,59² - 1,58?1,59³ = 0,59;

ц_п4 = 5,85 - 11?1,82 + 7,35?1,82² - 1,58?1,82³ = 0,65;

ц_п5 = 5,85 - 11?2,27 + 7,35?2,27² - 1,58?2,27³ = 0,272;

ц_п6 = 5,85 - 11?2,32 + 7,35?2,32² - 1,58?2,32³ = 0,161;

ц_п7 = 5,85 - 11?1,96 + 7,35?1,96² - 1,58?1,96³ = 0,63;

ц_п8 = 5,85 - 11?1,29 + 7,35?1,29² - 1,58?1,29³ = 0,5.

Все клети стана имеют индивидуальный привод. Найдем по формуле (30) коэффициент загрузки электродвигателей стана по усилию прокатки:

Мн; Мн; Мн;

Мн; Мн; Мн;

Мн; Мн.

По формуле (33) определим производительность стана в час:

т/ч.

Результаты расчета основных технологических параметров прокатки приведены в таблице 2.4.

Таблица 2.4. Результаты расчета основных технологических параметров прокатке двутавровой балки №36

№ клети	Нс, Мм	Dк, мм	V, м/с	n, об/мин	t, 0С	у, МПа	nу	nф	р, МПа	F, мм2	Р, МН	kдв	nж
1	189	811	0,4	10	1122	62,47	1,08	0,897	73,2	52566,2	3,85	0,962	2,87
2	106	994	0,64	14	1097	77	1,028	0,879	69,13	51833	3,58	0,895	3
3	66	934	1,1	23	1069	100,8	1,03	1	82,32	44072,1	3,63	0,91	3,26
4	41	759	1,7	43	1047	115,8	1,034	1,05	87,65	32434,2	2,84	0,71	3,35
5	26	774	2,63	65	1022	115,3	1,042	1,17	74,39	26136,6	1,94	0,65	3,5
6	19	781	4,02	98	924	153,3	1,025	1,43	113,83	18388,7	2,09	0,67	3,52
7	16	784	5,47	133	905	118,5	1,008	1,84	142,4	12231,4	1,74	0,58	3,4
8	15	785	6,36	155	882	133,7	1,001	2,7	335,6	7800	2,6	0,86	2,13

Таким образом, рассчитанная калибровка валков позволяет рационально использовать скоростные и энергосиловые возможности стана. Расчет показывает, что прокатка заданной двутавровой балки №36 на данном стане возможна, т.е. рассчитанные усилия прокатки не приведут к повышенному износу валков, они меньше предельного усилия. Коэффициент загрузки электродвигателей стана по усилию прокатки меньше допустимого.

3. Технико-экономические показатели

Технико-экономические показатели работы стана за 2009 г. приведены ниже.

4. Организация производства

Полосовая сталь составляет до 70% всего листового проката. Часть этого количества служит исходной заготовкой для полосовой холоднокатаной стали. Товарный прокат полосовых станов поставляют заказчику в виде рулонов или листов. Производительность широкополосных станов на тонну установленного оборудования в несколько раз выше, расходный коэффициент по металлу и себестоимость ниже, чем на толстолистовых станах. В настоящее время горячекатаная полосовая сталь прокатывается на станах следующих типов:

а) широкополосных непрерывных (6-7 млн.т. в год);

б) широкополосных полунепрерывных (2-3 млн.т. в год);

в) широкополосных реверсивных универсальных(до 0,4 млн.т. в г);

г) широкополосных реверсивных с моталками в печах (до 0,6 млн.т.)

д) полосовых планетарных (до 0,15 млн.т. в год).

Широкий сортамент непрерывных полунепрерывных станов (толщина полос от 0,8-1,2 до 16-25 мм., ширина до 2350 мм.), Высокая производительность и другие технико-экономические показатели обеспечили их преимущественное применение и развитие для производства горячекатаной полосовой стали. В последней клети непрерывных станов достигнута скорость прокатки 27 м/с, предусматривается увеличение до 30 м/с. Суммарная мощность главных приводных двигателей до 150000 кВт, масса оборудования до 40000 т. Станы прокатки состоят из двух групп рабочих клетей: черновой и чистовой, расположенных последовательно и связанных между собой рольгангами. Производительность и технологию прокатки определяют в основном характеристика и состав оборудования черновой и чистовой групп стана. На рисунке 4.1 приведена схеме прокатного производства [5].



Рис. 4.1 Производство листового проката [5]

Широкополосный стан прокатки 350 состоит из:

- участка загрузки;

- участка нагревательных печей;

- черновой группы клетей;

- промежуточного рольганга;

- чистовой группы клетей;

- уборочной линии стана.

Участок загрузки состоит из склада слябов, загрузочного рольганга, трех подъемных столов со сталкивателями, трех передаточных тележек и двух весов.

Участок нагревательных печей состоит собственно из трех нагревательных печей методического типа, загрузочного рольганга перед каждой печью, приемного рольганга после печей, сталкивателей слябов напротив каждой печей и приемников слябов из печей.

Черновая группа клетей состоит из вертикального окалиноломателя (ВОЛ), горизонтальной клети "ДУО", пяти универсальных клетей "кварто" включая три последние, объединенные в непрерывную группу.

Промежуточный рольганг оснащен тепловыми экранами типа "энкопанель" и карманом разделки недокатов.

Чистовая группа стана включает летучие ножницы, чистовой роликовый окалиноломатель, семь клетей, оснащенных гидронажимными устройствами, три клети оснащенными системами противоизгиба рабочих валков. Все межклетевые промежутки оснащены устройствами ускоренного охлаждения прокатываемых полос.

Уборочная линия включает две группы моталок (для тонких и толстых полос), в каждой из которых по 3 моталки, отводящий рольганг с двумя душирующими устройствами перед каждой из групп, а также тележки съемников, контователей, приемники и транспортирующие конвейеры рулонов с подъемно-поворотными столами, а также двое весов и рулоновязальной машиной на первой группе моталок. [7]

4.1 Технологический процесс изготовления

Для обеспечения качества готовой продукции слябы должны соответствовать требованиям СТП ММК 98-2003 "Сляб непрерывнолитой. Технические условия".

На поверхности заготовки не должно быть продольных, поперечных и сетчатых трещин, поясов, пузырей, наплывов, шлаковых включений, плен. Технология обнаружения поверхностных дефектов непрерывнолитых слябов, их выборочная зачистка и выдача на стан 2000 г.п. осуществляется по СТП ММК 98-2003 "Сляб непрерывнолитой. Технические условия". Слябы, не отвечающие требованиям СТП ММК 98-2003 по форме и размерам, на загрузочные устройства не подаются и посаду не подлежат.

Слябы должны иметь четкую маркировку, нанесенную на боковую грань, с указанием номера плавки, номера ручья и номера сляба с этого ручья. Каждая плавка сопровождается сертификатом качества с указанием номера плавки, марки стали, химического состава, количества и размеров слябов, времени конца разливки, а также ответственного лица за приемку и отгрузку (сертификат качества находится в компьютере в электронном виде).

Для производства полосы на стане используют слябы из углеродистых, низколегированных, качественных и других марок сталей, удовлетворяющих требованиям соответствующей нормативной документации по химическому составу, размерам, качеству поверхности [7].

Высокое качества продукции станов прокатки обеспечивается применением рациональных режимов нагрева слябов, эффективных температурно-скоростных и деформационных режимов прокатки, используются современные средства контроля и регулирования основных технологических параметров процесса, внедрением современного и отделочного оборудования.

Использование катаных слябов предопределяет применение в большинстве случаев технологии с двумя нагревами: нагретые слитки прокатывают на крупных обжимных станах в слябы, которые после повторного нагрева прокатывают в тонкие листы. В некоторых случаях слябы поступают для прокатки на широкополосный стан непосредственно со слябинга без дополнительного подогрева в нагревательных печах.

Преимущество использования слябов: улучшение качества поверхности и механических свойств готовых листов; более равномерный нагрев и эффективный контроль температуры проката более высокая производительность стана; снижение количества размера ножниц при одновременном увеличением среднего веса слитков.

Зачистка заготовок перед прокаткой.

Перед зачисткой слитки могут подвергаться термообработке для снятия внутренних напряжений, устранения грубой структуры и уменьшения твердости. Нагрев и прокатку слитков выполняют после тщательного осмотра и зачистки дефектов. Может применяться комбинированная обработка поверхности огневая зачистка или горячее фрезерование слитков с последующей строжкой и абразивной зачисткой слябов. Машину огневой зачистки устанавливают в линии обжимного стана, а в последние годы на адъюстажах листопрокатных цехов. Они обеспечивают удаление с поверхности слябов неглубоких трещин, мелких надрывов, остатков окалины. Глубина зачистки составляет 1-7 мм.

Строжка и фрезерование.

Обработка выполняется на специальных продольно - строгательных или фрезерных станках. Подвергают строжке без предварительной термической обработке. Съем металла на одну сторону при строжке слябов составляет 2/6 мм по широким и 5/10 мм по узким граням.

Абразивная чистка.

Рабочим инструментом является электрокорундовые карбонокорундовые или циркониевокорундовые абразивные круги [5].

4.2 Профилировка валков

Под профилем понимают геометрическую форму поперечного сечения прокатываемого металла. Профили подразделяют на готовые и промежуточные-поперечные сечения раскатов, получающиеся в процессе прокатки заготовки до готового профиля.

Листовую сталь прокатывают в валках с гладкой бочкой, имеющей, как правило, определенную профилировку. Калибровка-профилировка валков листовых станов (рис.4.2) сводится к расчету выпуклости или вогнутости бочки валков, которая зависит от типа стана и его сортамента.



Рис. 4.2 Профилировка бочки рабочих валков листовых станов: 1,2 - вогнутость; 3 - выпуклость

Выпуклая или вогнутая формы бочки валков, под которыми понимают профилировку валков, необходимо для обеспечения выпуска листовой стали с минимальной разнотолщинностью по ширине, увеличения срока службы валков и уменьшения перевалок. Кроме этого, валки, имеющие правильную профилировку бочки по ее длине, обеспечивают правильное положение раската в валках в процессе деформации. В конечном этого, профилировка валков определяет выход годного металла, т.е. качественные показатели работы станов.

Под выпуклостью понимают разность диаметров, взятых посередине и краю бочки валка. Это же определение относится и к вогнутости, но при этом выпуклости разность будет положительной, а при вогнутости - отрицательной [5].

Для ряда тонколистовых станов большое значение придают профилировке бочки валков в последней черновой клети, выпускающей подкат для чистовой группы клетей, и, как обычно, - профилировке бочки валков чистовой группы клетей. Однако при длине бочки валков более 1500 мм целесообразно профилировать валки по всему стану, так как с увеличением длины бочки возрастает упругий прогиб, усугубляется разнотолщинность подката, что весьма нежелательно для прокатки тонких листов большой ширины.

Калибры различают по форме, конструкции и назначению.

По форме калибры могут быть: простыми - ящичные, прямоугольные, квадратные, ромбические, овальные, полосовые, шестиугольные, многоугольные; фасонными - уголковые, рельсовые, балочные, швеллерные. Калибры, имеющие две оси симметрии - вертикальную и горизонтальную, называют калибрами с полной симметрией, калибры , имеющие одну ось симметрии, - калибрами с неполной или одноосной симметрией, и калибры, не имеющие осей симметрии, - ассиметричными калибрами.

По конструкции калибры подразделяют на открытые и закрытые: когда линия разъема валков находится в пределах контура калибра, его называют открытым; если вне пределах калибра - закрытым. Закрытые калибры обычно применяют при прокатке фасонных профилей.

По назначению калибры делят на обжимные, черновые, предчистовые и чистовые. Обжимные калибры предназначены для уменьшения площади поперечного сечения исходной заготовки до площади первого профильного калибра.

Черновые калибры в процессе прокатки последовательно приближают исходное сечение заготовки к конфигурации конечного профиля. Предчистовые калибры служат для получения отдельных элементов готового профиля и подготовки раската для окончательного формирования профиля. Чистовые калибры обеспечивают придание профилю окончательной формы и размеров [6].

Применяют следующие профилировки валков.

Черновые клети: опорные валки -- цилиндрические, рабочие валки -- выпуклые;

Чистовые клети: опорные валки -- цилиндрические, рабочие валки -- выпуклые (иногда в первых клетях -- вогнутые).

Изменение профилировки валков во второй половине кампании опорных валков связано с их износом.

С целью уменьшения износа опорных валков на краях бочек делают по два конических скоса длиной около 400 мм и глубиной 0,4...2 мм на диаметр.

Износ валков определяет порядок прокатки полос по ширине: в течение одной постановки валков прокатываются сначала широкие, а затем более узкие полосы. В пределах прокатки полос одной ширины тонкие полосы прокатывают раньше толстых, так как толстые листы имеют большие абсолютные значения допусков по толщине. Такой порядок прокатки имеет определенные преимущества, так как способствует уменьшению отсортировки листов из-за потери плоскостности. Длительная прокатка полос одной и той же ширины или переход к прокатке более широких полос без перевалки валков к потере устойчивости и к появлению коробоватости и волнистости. Износ валков определяет частоту перевалок: время работы опорных валков определяется сортаментом и количеством прокатываемого металла, рабочие валки в черновой группе заменяются совместно с опорными валками, а в чистовой группе - в зависимости от состояния поверхности [2].

Заключение

В процессе выполнения данной курсовой работы был изучен калибровочный стан 800. Для данного расчета был выбран полунепрерывный стан 800 Электростальского завода тяжелого машиностроения. Так же приведена схема расположения основного технологического оборудования, основных профилей сортамента стана, печей, рабочих клетей, прокатных валков и двигателей прокатного стана 800 ЭЗТМ. Приведена технико-экономические показатели работы стана. При нахождении основных размеров калибров учитывалась температура прокатываемой стали. Изучены способы прокатки и калибровки профиля в зависимости от вида и размеров профиля, а также конструкции прокатных станов применяющие различные способы прокатки балок. Получены навыки расчета калибровки валков для проката двутавровой балки. Нами был выполнен расчет калибровки двутавровой балки №36 по ГОСТ 8239-72, пользуясь методом А.П. Чекмарева, а также найдены основные технологические параметры прокатки. Было выбрано необходимое число проходов для прокатки двутавровой балки №36 равное восьми калибрам. В расчете энергосиловых параметров прокатки рассчитанная калибровка валков позволяет рационально использовать скоростные и энергосиловые возможности стана. Нами была рассчитана производительность стана по выбранному режиму прокатки составила 164,2 т/ч. В расчете учитывалась марка стали из которой изготавливают данный профиль. Сталь - углеродистая качественная конструкционная 20КП по ГОСТ 1050-74. Был произведен расчет технологический параметров. Расчет показывает, что прокатка двутавровой балки №36 на полунепрерывном стане 800 Электростальского завода тяжелого машиностроения возможна с выполнением оптимизации.

Список использованной литературы

1. Анурьев В.И. Справочник конструктора-машиностроителя. В 3-х томах -8-е изд., перераб. и доп. под ред. И.Н. Жестковой - М.: Машиностроение, 2001.-912с.

2. Бахтинов Б.П., Штернов М.М. Калибровка балок и швеллеров. М.: Металлургизд, 1950, 170 с.

3. Производство толстолистового проката на стане. Технологическая инструкция ТИ 123-1П, ГЛ 1-2000(Ю.И. Ловягин, З.Х Шакиров) - Аша; Ашинская типография Челябоблуприздата,2000-120с.

4. Бахтинов В.Б. Технология прокатного производства. - М.: Металлургия, 1978. - 488 с, ил.

5. Краузе Г.Н. Оборудование прокатных станов. - Ленинград: Государственное научно-техническое издательство машиностроительной литературы, 1963. - 267 с, ил.

6. Королев А.А., Механическое оборудование прокатных цехов. - Изд. 3-е. М.: Металлургия, 1965. - 584 с, ил.

7. Соколов Л.Д., Пряхин В.А. Расчеты деталей металлургического оборудования. - М.: Металлургия, 1983. - 175 с, ил.

8. Лахтин Ю.М. Металловедение и термическая обработка металлов. - М.: Металлургия, 1977. - 406 с, ил.

9. Целиков А.И. Теория расчета усилий в прокатных станах. - М.: Металлургия, 1962. - 493 с, ил.

10. Дубинский Ф.С., Крайнов В.И. Расчет энергосиловых параметров процесса прокатки с применением ЭВМ: Учебное пособие по курсовому и дипломному проектированию. - Челябинск: ЮУрГУ, 1994. - 57с.

11. Королёв А.А. Конструкция и расчёт машин и механизмов прокатных станов. - М.: Металлургия, 1969. - 464 с, ил.

12. Королёв В.В. Управление процессами прокатного производства. -- М.: Металлургия, 1986. - 232 с, ил.

13. Чистякова М.Ф. Методические указания по курсовому и дипломному проектированию. - Челябинск: ЧПИ, 1988. - 33 с.

14. Глухов В.В., Метc А.Ф. Экономика прокатного производства. - Ленинград: Издательство ленинградского университета, 1979. - 131 с, ил.

15. Целиков А.И., Зюзин В.И., и др. Современное развитие прокатных станов. - М.: Металлургия, 1972.- 324с.

16. Феодосьев В.И. Сопротивление материалов. -М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1999. -592с.

17. Чекмарев А.П., Мутьев М.С., Машковец Р.А. Калибровка прокатных валков. - М.: Металлургия, 1971, 512 с.

18. Черновский С.А., Снесарев Г.А. Проектирование механических передач. - М.: Машиностроение, 1994. - 145с.

19. Целиков А.Н., Полухин П.И. Машины и агрегаты металлургических заводов. В 3-х томах Т.3. Машины и агрегаты для производства и отделки проката. - М.: Металлургия, 1988.-680с.

20. Перель Л.Я., Филатов А.А. Подшипники качения. Справочник. - М.: Машиностроение, 1992.-608с.

Размещено на Allbest.ru