14

Размещено на http://www.allbest.ru/

РАЗРАБОТКА, ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ, ИССЛЕДОВАНИЕ И ВНЕДРЕНИЕ ЭФФЕКТИВНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ ПРОКАТКИ ОСОБО ТОНКИХ СТАЛЬНЫХ ПОЛОС

Специальность 05.16.05 - Обработка металлов давлением

Автореферат диссертации на соискание ученой степени

доктора технических наук

КОЖЕВНИКОВА Ирина Александровна

Череповец 2012

Работа выполнена в ФГБОУ ВПО «Череповецкий государственный университет».

Научный консультант доктор технических наук, профессор, заслуженный деятель науки и техники РФ Гарбер Эдуард Александрович

Официальные оппоненты Бельский Сергей Михайлович доктор технических наук, ОАО «НЛМК», главный специалист по качеству

Роберов Илья Георгиевич доктор технических наук, ФГУП «НИИСУ», главный технолог

Чиченев Николай Алексеевич доктор технических наук, профессор, НИТУ «МИСиС», профессор

Ведущая организация - Ордена Трудового Красного Знамени Научно-исследовательский, проектный и конструкторский институт сплавов и обработки цветных металлов (ОАО «Институт Цветметобработка»)

Защита диссертации состоится 26 декабря 2012 г. в 14 часов на заседании диссертационного совета Д 002.060.02 при ФГБУН Институте металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова Российской академии наук (ИМЕТ РАН) по адресу: 117334, г. Москва, Ленинский пр., 49.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ИМЕТ РАН.

Автореферат разослан «___»__________ 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

доктор технических наук, профессор Шелест А.Е.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы

Под воздействием развития ряда отраслей машиностроения, особенно автомобильной промышленности, а также строительной индустрии, в сортаменте, технологии и оборудовании широкополосных станов горячей и холодной прокатки произошли большие изменения. Одно из них - уменьшение освоенной толщины как горячекатаных, так и холоднокатаных полос. На многих действующих станах стали прокатывать особо тонкие полосы, толщина которых меньше, чем было предусмотрено при их проектировании.

Так, на ряде широкополосных станов горячей прокатки освоили технологию производства стальных полос толщиной 0,8-1,5 мм, ранее относившихся к сортаменту станов холодной прокатки, так как многие предприятия машиностроения и строительной индустрии перешли на использование более дешевых тонких горячекатаных полос после того, как увеличились их прочность, пластичность и улучшилось качество поверхности. В 2010-2011 г.г. объем производства особо тонких горячекатаных полос на ЧерМК ОАО «Северсталь» составил 10-12% от общего объема выпускаемого металла. Следует отметить, что с 2008 г. спрос на горячекатаный прокат толщиной менее 1,5 мм увеличился в 2 раза.

На станах холодной прокатки, предназначенных для производства полос автомобильного и конструкционного сортамента с минимальной проектной толщиной 0,45-0,5 мм, например, на 5-клетевом стане «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь», освоили прокатку особо тонких полос с конечной толщиной 0,2-0,3 мм. В общем объеме производства холоднокатаного металла выпуск полос указанных толщин стабилен и составляет 35-40%, в то время как полосы толщиной 0,5-0,8 мм производятся в объемах, не превышающих 25%.

На Череповецком металлургическом комбинате ОАО «Северсталь» особо тонкий горячекатаный прокат производится по европейскому стандарту EN 10025-2 и техническим условиям ТУ 14-105-767-06, особо тонкий холоднокатаный прокат - по российским стандартам ГОСТ 9045-93, ГОСТ 19904-90 и ряду зарубежных стандартов (EN 10130-91, ASTMA 620, JIS G3 141-90).

Одновременно с расширением сортамента тонколистовых станов, под воздействием требований потребителей продукции существенно уменьшены допуски на разнотолщинность и неплоскостность, установлены более жесткие нормативы чистоты поверхности полос.

Указанные изменения сортамента тонких листов и требований к показателям их качества привели к возникновению ряда проблем в эксплуатации действующих широкополосных станов. Отметим наиболее существенные из них.

1. Возросшие требования к точности размеров и плоскостности полос привели к необходимости повышения точности расчета режимов прокатки на непрерывных станах. Эти расчеты основывались на методах теории прокатки, разработанных в 40^х-70^х годах прошлого века применительно к сортаменту и технологии того периода. Проверка их точности при прокатке особо тонких полос ранее не производилась.

2. Уменьшение освоенной толщины полос привело к росту суммарных и частных обжатий на действующих станах, что вызвало увеличение усилий прокатки и расхода энергии, при этом в ряде случаев нагрузки на узлы рабочих клетей и мощность двигателей главного привода повысились до значений, превышающих допустимые, указанные в конструкторской документации разработчиков и изготовителей оборудования.

Необходимо было проанализировать точность наиболее распространенных методов энергосилового расчета процессов тонколистовой прокатки, оценить их пригодность для изменившихся условий работы широкополосных станов, чтобы на основании этого анализа решать вопросы о допустимости использования действующих узлов главных линий привода рабочих клетей или о необходимости их замены. Подобный анализ точности классических методов энергосилового расчета на широком диапазоне марок стали, ширин и толщин полос сортамента современных станов ранее не проводился. Как правило, точность расчета энергосиловых параметров проверяли либо на натурных моделях, либо на ограниченном объеме промышленных данных путем установки в рабочие клети специальных датчиков и измерительной аппаратуры.

Большинство современных станов оснащены стационарными автоматизированными системами контроля и управления параметрами технологии, что открывает новые возможности для совершенствования методов их энергосилового и технологического расчетов при прокатке особо тонких полос.

3. Основываясь на практическом опыте совершенствования технологии тонколистовой прокатки, специалисты ЧерМК ОАО «Северсталь» совместно с учеными Череповецкого государственного университета выдвинули гипотезу о влиянии положения нейтрального сечения в очаге деформации рабочей клети стана холодной прокатки на чистоту поверхности холоднокатаных полос. Перед учеными-прокатчиками была поставлена задача - проверить эту гипотезу в производственных условиях.

Для преодоления указанных проблем в эксплуатации и технологии широкополосных станов и для решения задачи повышения точности определения их технологических и энергосиловых параметров необходимо было разработать и применить для действующих станов такие методы расчета, которые определяли бы с минимальными погрешностями не только усилия и мощность прокатки, но и положения нейтральных сечений в их очагах деформации.

Теория прокатки, созданная работами выдающихся отечественных ученых, обеспечила конструкторов прокатных станов и технологов прокатных цехов надежными методами расчета технологии и оборудования, благодаря чему в 20 веке в России, Украине и других республиках бывшего СССР были введены в действие и успешно работают высокопроизводительные прокатные станы, в том числе - широкополосные, производящие горячекатаные и холоднокатаные тонкие полосы.

Однако для решения изложенных выше новых задач листопрокатного производства потребовалось дальнейшее развитие теории листовой прокатки, особенно в части повышения точности расчета технологических и энергосиловых параметров широкополосных станов при производстве особо тонких полос. При этом необходимо было реализовать вновь открывшиеся возможности по использованию баз данных АСУ ТП действующих станов для отладки и обеспечения необходимой точности всех расчетных методик.

Цели работы.

1. Теоретическое обоснование и совершенствование методов энергосилового и технологического расчетов процессов горячей и холодной прокатки особо тонких широких полос.

2. Применение разработанных методов расчета для исследования и внедрения высокоэффективных технологий прокатки, обеспечивающих производство особо тонких высококачественных полос в необходимых объемах. прокатка точность широкополосный станок

Задачи работы.

1. Анализ основных положений теории листовой прокатки для выявления причин, вызывающих уменьшение точности расчета энергосиловых и технологических параметров процессов производства наиболее тонких полос.

2. Разработка усовершенствованных методов расчета, обеспечивающих повышение точности вычисления технологических и энергосиловых параметров при горячей и холодной прокатке особо тонких полос на широкополосных станах.

3. Промышленная апробация и отработка усовершенствованных методов энергосилового и технологического расчетов процессов прокатки с использованием баз данных АСУ ТП действующих станов.

4. Исследование влияния основных факторов технологии на геометрические и энергосиловые параметры очагов деформации при прокатке особо тонких полос.

5. Использование результатов исследований и усовершенствованных методов расчета для разработки эффективных технологических режимов широкополосных станов, обеспечивающих экономию энергии и улучшение качества полос.

6. Испытания и внедрение на действующих станах эффективных технологических режимов.

Научная новизна результатов работы.

1. Разработана упругопластическая модель напряженно-деформированного состояния полосы в очаге деформации при прокатке тонких полос на непрерывных широкополосных станах. Установлено, что при переходе действующих широкополосных станов на прокатку особо тонких полос существенно возрастает длина упругих участков очагов деформации рабочих клетей: при холодной прокатке до 50-70%, при горячей прокатке до 17-21% от общей длины очага деформации.

2. Разработаны уточненные методы расчета энергосиловых параметров непрерывных широкополосных станов горячей и холодной прокатки. Их отличие от известных методов состоит в том, что контактные напряжения и удельные работы прокатки определяются отдельно на каждом из участков очага деформации, при этом уравнение пластичности используется только на пластических участках, а на упругих участках оно заменено уравнением упругого состояния, структура которого впервые предложена в данной работе.

3. Установлено, что при холодной прокатке в промышленных условиях имеются такие очаги деформации, в которых зона опережения и нейтральное сечение отсутствуют. Предложены критерии идентификации типа очага деформации, позволяющие в процессе энергосилового расчета определить наличие или отсутствие в нем нейтрального сечения.

4. При холодной прокатке статистически достоверно доказана зависимость чистоты поверхности холоднокатаных полос от положений нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей.

5. Получены математические выражения для соотношений между силами, действующими на узел рабочих валков, исключающих резонансные вибрации в рабочей клети. В отличие от работ зарубежных специалистов, предлагающих для борьбы с вибрациями методы конструктивного характера (изменение динамических свойств клети путем введения демпфирующих устройств или активных элементов) и технологические мероприятия (подача дополнительной смазки, снижение скорости прокатки), представленная в данной работе методика позволяет разрабатывать режимы прокатки, полностью исключающие возможность возникновения вибраций.

Практическая ценность результатов работы.

1. Разработана эффективная технология холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающая повышение чистоты поверхности полос посредством корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения в очаге деформации.

2. Разработан способ холодной прокатки, обеспечивающий снижение энергозатрат на 3-8% посредством целенаправленной корректировки технологических параметров (перераспределения частных обжатий и натяжений между клетями).

3. Разработана технология холодной прокатки на 4-клетевом стане, обеспечивающая снижение обрывности, поверхностной загрязненности холоднокатаных полос и энергозатрат.

4. Разработаны усовершенствованные режимы холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающие устранение резонансных вибраций и существенное повышение скорости прокатки.

5. Разработаны усовершенствованные режимы горячей прокатки, обеспечивающие снижение уровня контактных напряжений, расхода энергии при прокатке и повышение точности размеров горячекатаных полос.

6. Разработана усовершенствованная методика настройки скоростного режима непрерывных станов холодной прокатки, в которой скорости вращения валков рассчитаны с использованием представленных в работе формул коэффициентов опережения, при этом, за счет стабилизации скоростного режима, обеспечено уменьшение колебаний толщины полосы в 1,5-2 раза.

Обоснованность и достоверность основных положений и результатов диссертации подтверждена комплексом исследований и экспериментов на действующих широкополосных станах горячей и холодной прокатки, использованием современных методов исследования и корректных методов статистической обработки данных измерений и расчетов. Сформулированные научные положения отвечают современным представлениям о природе деформирования металлов, положениям теории пластичности и теории продольной прокатки, а также согласуются с известными работами по рассматриваемой проблеме.

Личный вклад соискателя. Личное участие автора выразилось в постановке задач исследований, в получении основных научных результатов, в разработке, исследованиях, испытаниях и внедрении эффективных технологий горячей и холодной прокатки особо тонких полос.

Апробация работы.

Основные результаты работы докладывались и обсуждались на 21 международной научно-технической конференции, 6 из которых проходили за рубежом (см. список опубликованных работ).

Публикации.

По материалам диссертации опубликовано 67 статей, в том числе 19 в журналах, рекомендованных ВАК, 4 в журнале «Russian Metallurgy», 2 в монографии издательства «CRC Press Taylor & Francis Group» (США), 29 в сборниках трудов международных конференций, получено 3 патента на изобретения Российской Федерации и 1 патент на изобретение Украины, выпущена 1 монография и 3 учебных пособия с грифом Учебно-методического объединения по образованию в области металлургии, получено положительное решение по заявке на патент Российской Федерации.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 7 глав, заключения, списка литературы из 223 наименований. Объем диссертации составляет 233 страницы машинописного текста, 42 рисунка, 60 таблиц и приложения.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Глава 1. Анализ технологии производства особо тонких полос на широкополосных станах горячей и холодной прокатки

Для выявления проблемных участков существующей технологии прокатки особо тонких полос и определения направлений ее совершенствования были собраны, систематизированы и проанализированы данные, в том числе - содержащиеся в АСУ ТП, о фактических режимах и энергосиловых параметрах действующих непрерывных широкополосных станов горячей и холодной прокатки.

В результате анализа установлены следующие особенности технологии прокатки особо тонких горячекатаных и холоднокатаных полос:

1. Суммарные обжатия в чистовых группах клетей широкополосных станов горячей прокатки при освоении производства полос с конечной толщиной менее 1,5 мм увеличились с 88-92% до 94-97%, что привело к увеличению частных обжатий в трех первых рабочих клетях с 25-50% до 50-63%, а в трех последних - с 15-30% до 25-40%.

При холодной прокатке полос с конечной толщиной 0,2-0,3 мм диапазоны суммарных обжатий возросли до 80-83%. Для поддержания обжатия в последней клети на уровне 2-5% увеличили до 35-40% частные обжатия в предыдущих клетях, что привело к их предельной загрузке. Уменьшить загрузку этих клетей можно, снизив суммарное обжатие, то есть применив для производства особо тонких холоднокатаных полос горячекатаный подкат толщиной менее 1,5 мм.

2. Величина межклетевых натяжений при горячей прокатке не превышает 2-5% от величины сопротивления металла деформации, вместо рекомендованных значений 10-15%, то есть стабилизирующая роль натяжений почти не используется.

При холодной прокатке полос толщиной менее 0,5 мм величины межклетевых удельных натяжений необходимо устанавливать в диапазоне 18-22% от предела текучести полосы в соответствующем межклетевом промежутке с целью снижения обрывности полос. Анализ базовой технологии показал, что на некоторых станах фактические величины удельных натяжений достигают 30-35% от предела текучести, что существенно превышает их оптимальные значения.

3. Фактическая температура подката перед чистовой группой на ряде станов горячей прокатки находится в диапазоне 980-1060 С, что не позволяет в полной мере использовать температурный фактор для снижения контактных напряжений, усилий и мощности прокатки.

Рекомендованное значение температуры, позволяющее существенно снизить уровень контактных напряжений, не ухудшить микроструктуру и механические свойства готового проката толщиной менее 2,0 мм, составляет 1080 С.

4. Нормальные контактные напряжения между полосой и валками в чистовых клетях станов горячей прокатки достигают значений 1300-1450 МПа, что соответствует уровню напряжений при холодной прокатке. Это существенно снижает стойкость рабочих валков, особенно в последних клетях.

5. При освоении производства особо тонких полос существенно увеличилась протяженность упругих участков в очагах деформации: при горячей прокатке - до 17-21%, при холодной прокатке - до 50-70% от общей длины очага деформации, что снизило точность расчетов режимов обжатий и натяжений с помощью методов теории прокатки, использующих уравнение пластичности на всей протяженности очага деформации.

6. Процесс холодной прокатки полос толщиной менее 0,5 мм на непрерывных широкополосных станах по производству автомобильных и конструкционных листов нередко сопровождается вибрациями в рабочих клетях, которые вызывают дефекты на поверхности полос (типа «поперечной ребристости») и не позволяют увеличивать скорость прокатки до проектных значений.

Таким образом, в силу указанных особенностей производство особо тонких полос по традиционным технологиям характеризуется высокой энергоемкостью, снижением стойкости валков, ухудшением ряда показателей точности и качества металла, невозможностью в ряде случаев вести прокатку на максимальных рабочих скоростях, предусмотренных проектными характеристиками оборудования.

Для преодоления этих негативных тенденций необходима разработка эффективных технологических режимов прокатки, которые должны основываться на усовершенствованных методах энергосилового расчета, учитывающих отмеченные изменения в геометрии очагов деформации и в условиях контактного трения между полосой и валками, а также включать методы исключения вибраций в рабочих клетях.

Глава 2. Анализ известных методов энергосилового и технологического расчетов процессов тонколистовой прокатки

На основании анализа технологии производства особо тонких полос на действующих широкополосных станах, выполнен литературно-аналитический обзор научных работ в области теории и технологии тонколистовой прокатки.

Показан определяющий вклад в развитие теории и технологии листопрокатного производства, внесенный трудами разных поколений ученых и специалистов ВНИИМЕТМАШ, ЦНИИЧЕРМЕТ, МИСиС, ИМЕТ РАН, МГВМИ, МГТУ им. Н.Э. Баумана, СПГТУ, УГТУ, ЮУрГТУ, ЛГТУ, МГТУ им. Г.И. Носова, ЧГУ, Донецкого государственного технического университета, Новолипецкого металлургического комбината, Уралмашзавода.

Отмечено, что последние 15 лет ознаменованы серьезными достижениями в области энергосбережения, улучшения качества тонколистового проката, внедрения эффективных технологических и технических решений.

В аналитическом обзоре особое внимание уделено исследованиям, которые наиболее близки к тематике настоящей диссертации. Это - теоретические и экспериментальные исследования, позволившие принципиально оценить влияние упругого сжатия валков в контакте с полосой и упругой деформации полосы на границах очага деформации на основные характеристики процесса прокатки тонких полос и лент (широко известные работы В.К. Белосевича, Я.Д. Василева, А.В. Зиновьева, А.А. Королева, С.Л. Коцаря, В.Л. Мазура, В.П. Полухина, С.Е. Рокотяна, Е.М. Третьякова, В.Н. Хлопонина).

Аналитический обзор показал, что технический прогресс листопрокатного производства, отмеченные выше тенденции изменения сортамента, выразившиеся в освоении производства на действующих станах горячей и холодной прокатки особо тонких полос с жесткими требованиями к качеству, к точности размеров и плоскостности, потребовали корректировки следующих положений теории тонколистовой прокатки:

- при расчете напряженно-деформированного состояния полосы условие пластичности, как правило, применяют для всей протяженности очага деформации, в том числе - для упругих участков, где оно не действует;

- в энергосиловом расчете процесса горячей прокатки коэффициент трения скольжения между полосой и валками используют на всей длине очага деформации, без учета того, что большую часть этой длины (от 79% до 99%) занимает зона прилипания, в которой трение скольжения между полосой и валками отсутствует, а напряжения трения зависят не от коэффициента трения скольжения, а от сопротивления чистому сдвигу материала полосы;

- в известных методиках отсутствует математический аппарат для определения геометрических и энергосиловых параметров очагов деформации рабочих клетей станов холодной прокатки, не имеющих нейтральных сечений.

- в энергосиловом расчете станов холодной прокатки отсутствует условие исключения резонансных вибраций в рабочих клетях;

- при расчете мощности прокатки в большинстве известных методов не учитывают работу сил, вызванных касательными напряжениями, противоположно направленными в зонах отставания и опережения.

Глава 3. Развитие теории процесса холодной прокатки

Теоретические положения и их обоснование

В теорию процесса холодной прокатки предложено ввести следующие положения:

а) Контактные напряжения рассчитываются отдельно на каждом упругом и пластическом участке очага деформации (рисунок 1).

Согласно представленной схеме, очаг деформации аппроксимирован двумя отрезками прямых АВ и ВС (такая аппроксимация для условий тонколистовой прокатки, когда угол захвата б ? 3…8, а соотношение h_i/l_ci ? 0,003-0,04, не вносит сколько-нибудь существенных погрешностей в расчет) и состоит из трех участков:

1) упругого сжатия полосы длиной х₁;

2) пластической деформации длиной х_пл, включающего две зоны: отставания длиной x₂ = x_отст и опережения длиной x₃ = x_опер;

3) упругого восстановления части толщины полосы на выходе из очага деформации длиной х₄.



14

Размещено на http://www.allbest.ru/

h_i-1, h_i - толщина полосы на входе и выходе из i-й клети; h_н - толщина полосы в нейтральном сечении; у_i-1, у_i - заднее и переднее удельные натяжения; р_х, ф_х - нормальные и касательные контактные напряжения; б - угол захвата; в - угол, характеризующий участок упругого восстановления; г - нейтральный угол; h_1упр, h_4упр - максимальные величины абсолютных упругих деформаций полосы по толщине на участках с длинами х₁ и х₄

Рисунок 1 Схема очага деформации

б) При расчете контактных напряжений на упругих участках, вместо условия пластичности, применено уравнение упругости.

Для условий плоской деформации металла уравнение пластичности может быть записано в виде:

у₁ - у₃ = 2ф_s,

где у₁, у₃ - главные нормальные напряжения; ф_s - сопротивление чистому сдвигу, 2ф_s = 1,15у_ф; у_ф - сопротивление металла пластической деформации.

Так как угол захвата при тонколистовой прокатке мал, в качестве главных нормальных напряжений А.И. Целиков предложил принять: у₁ = -у_х, у₃ = -р_х, тогда уравнение пластичности примет вид:

р_х - у_х = 1,15у_ф. (1)

Определение сопротивления металла деформации на упругих и пластических участках очага деформации в данной работе предложено выполнять на основе схематического графика изменения у_ф по длине очага, представленного на рисунке 2 (ломаная б). Особенность этого графика состоит в том, что на упругих участках длиной х₁ и х₄ нет пластической деформации, там имеют место упругие деформации и изменение сопротивления деформации полосы на этих участках подчиняется закону Гука:

; , (2)

где Е_П - модуль упругости материала полосы; Дh_x, е_hx - абсолютная и относительная упругие деформации полосы по толщине на упругих участках.



14

Размещено на http://www.allbest.ru/

«а» - согласно существующим методикам; «б» - фактическая зависимость

Рисунок 2 Изменение сопротивления деформации по длине очага деформации i-й клети непрерывного стана

С учетом формул (2), уравнения упругости для участков упругого сжатия полосы длиной х₁ и упругого восстановления длиной х₄ могут быть выражены, по аналогии с уравнением пластичности, следующим образом:

; . (3)

На пластическом участке изменение сопротивления деформации представлено функцией, предложенной А.В. Третьяковым: у0,2(е)=у0,2исх+Ае^В. С целью упрощения расчетов на этом участке значение сопротивления деформации усреднено:

, (4)

где у_0,2исх - предел текучести материала полосы в исходном, недеформированном состоянии; A, B - эмпирические величины, определяемые пластическими свойствами стали; е_Уi, е_Уi-1 - суммарное относительное обжатие за i-й и (i-1)-й проходы.

в) В развитие существующих положений теории листовой прокатки, решена задача расчета контактных напряжений в очаге деформации не только с нейтральным сечением (рисунок 1), но и без нейтрального сечения.

Тип очага деформации определяет характер изменения средней в поперечном сечении скорости полосы по длине этого очага. Возможные варианты схематизированных графиков изменения средней по сечению скорости полосы хх представлены на рисунке 3, на этом же графике в виде прямой показана окружная скорость бочки валка хвi.

14

Размещено на http://www.allbest.ru/

1 - с нейтральным сечением; 2 - без нейтрального сечения

Рисунок 3 Изменение средней в поперечном сечении скорости полосы по длине очага деформации i-й клети

Скорость полосы в любом поперечном сечении х очага деформации (рисунок 1) определяется из закона постоянства секундного объема:

, (5)

где хi - скорость прокатки в i-й клети; hi - толщина полосы на выходе из i-й клети; hх - толщина полосы в сечении с координатой х.

Согласно выражению (5), средняя в поперечных сечениях скорость полосы хх увеличивается из-за уменьшения толщины от сечения АА до сечения ВВ (рисунки 1 и 3). Возможны следующие варианты увеличения скорости.

Вариант «А» - увеличение скорости происходит по линии 1. В этом случае скорость полосы хх, увеличиваясь по мере обжатия, достигает величины хх = хВi на значительном удалении от сечения, проходящего через вертикальную осевую плоскость рабочих валков, в котором толщина полосы минимальна (hmin). На участке ВС скорость полосы уменьшается из-за некоторого увеличения ее толщины вследствие упругого восстановления. Очаг при таком графике изменения скорости полосы имеет нейтральное сечение толщиной hн и состоит из 4^х участков: двух упругих с длинами x1 и x4 и двух пластических - зон отставания и опережения с длинами x2 = xотст, x3 = xопер. Скорость полосы на выходе из валков хi больше окружной скорости вращения валков хВi:

, .

Критериями идентификации очага деформации по варианту «А» являются неравенства: , .

Вариант «Б» - увеличение скорости происходит по линии 2. В данном случае скорость полосы, увеличиваясь от сечения АА к сечению ВВ, не успевает достичь величины, равной скорости валков, а на втором упругом участке скорость уменьшается из-за некоторого увеличения толщины полосы. Поэтому такой очаг деформации не имеет нейтрального сечения и зоны опережения, он состоит только из трех участков - тех же двух упругих и одного пластического длиной x₂₃ = x_пл, а скорость полосы на выходе х_i меньше окружной скорости валков:

, .

Критериями идентификации очага деформации по варианту «Б» являются неравенства: , .

г) Установлено, что на современных станах холодной прокатки, использующих эффективные смазочно-охлаждающие жидкости новых поколений, зоны прилипания в очагах деформации рабочих клетей полностью отсутствуют, что, в отличие от станов горячей прокатки, позволило распространить закон трения скольжения на всю протяженность очага деформации.

Прилипание возникает в той части длины очага деформации, где касательные контактные напряжения ф_х, возрастающие пропорционально нормальным контактным напряжениям р_х по закону трения скольжения ф_х = мр_х, достигают максимально возможной величины ф_хmax = ф_s. Расчеты показали, что максимальные значения касательных напряжений в очаге деформации при холодной прокатке в 4-17 раз меньше сопротивления чистому сдвигу материала полосы, это и является доказательством отсутствия зоны прилипания в очагах деформации современных станов холодной прокатки.

Методика определения протяженности участков очага деформации

Длина очага деформации в i-й клети определяется по формуле:

l_ci = x₁+ x_пл+ x₄.

Протяженности первого упругого и пластических участков можно определить, выполнив геометрические вычисления (рисунок 1):

;;

х_пл=- x₁; ; х₂ = x_пл - x₃,

где D_р - диаметр бочки рабочего валка; Дh_i - абсолютное обжатие в i-й клети.

Протяженность второго упругого участка x₄ определяется с учетом реальных особенностей контакта полосы и валков по модифицированной формуле Герца:

, (7)

где р_срi - среднее значение нормальных контактных напряжений; R - радиус бочки рабочего валка; н_В, н_П - коэффициент Пуассона материала валков и полосы; Е_В - модуль упругости материала валков; K_i - поправочный коэффициент, введенный в данной работе с целью учета факторов, отличающих движущуюся полосу от неподвижного полупространства (наклеп полосы, ее толщину и коэффициент трения между полосой и валками):

- если Ду_0,2i h_i/ м_i > 5200 МПамм, то K_i = 1;

- если Ду_0,2i h_i/ м_i ? 5200 МПамм, то K_i рассчитывается по регрессионному уравнению:

K_i = 0,718 - 0,024 + 0,164 - 0,132 ,

где Ду_0,2i - наклеп полосы; Ду_0,2б - базисное значение наклепа полосы, Ду_0,2б = 300 МПа; h_min - минимальная толщина прокатываемых полос, h_min = 0,2 мм; м_min - минимальное значение коэффициента трения в очаге деформации, м_min = 0,03.

Расчет нормальных контактных напряжений с раздельным учетом напряженного состояния на упругих и пластических участках

В соответствии с принятым подходом, для расчета контактных напряжений, по аналогии с методом А.И. Целикова, составляют систему трех уравнений, однако, в отличие от этого метода, делают это отдельно для каждого упругого и пластического участков:

Первое уравнение - дифференциальное уравнение равновесия полосы в очаге деформации.

Второе уравнение - закон трения скольжения Амонтона.

Третье уравнение - уравнение, выражающее условие упругости или пластичности (выражения (3), (1)).

В результате решения системы получают расчетные формулы нормальных контактных напряжений p_x.

Формулы для расчета средних значений нормальных контактных напряжений на каждом участке очага деформации получают путем интегрирования выражений p_x(j):

, (8)

где p_j - среднее значение p_x(j) на j-ом участке;

h_j-1, h_j - толщины полосы на границах этого участка.

Анализ формул контактных напряжений на упругих участках показывает, что эти напряжения прямо пропорциональны модулю упругости материала полосы, а не сопротивлению пластической деформации, существенно зависят от коэффициента трения в очаге деформации и уменьшаются с ростом натяжений полосы. Сопротивление пластической деформации также влияет на величину средних удельных давлений на этих участках, но по сложной функциональной зависимости.

Анализ формул контактных напряжений для пластического участка показывает, что они прямо пропорциональны сопротивлению пластической деформации, в сложной зависимости растут при увеличении коэффициента трения и уменьшаются с ростом натяжений полосы. Эти выводы качественно (но не количественно) совпадают с результатами, известными из классического решения. Однако, в отличие от этого решения, новые расчетные формулы учитывают (через модуль упругости полосы) влияние на контактные напряжения в пластической области упругих деформаций на входе в очаг деформации и выходе из него.

По известным средним значениям нормальных контактных напряжений на каждом участке средние для каждой схемы очага деформации значения вычисляют по формулам:

- вариант «А» (с нейтральным сечением):

;

- вариант «Б» (без нейтрального сечения): .

Изложенную методику реализуют с помощью итерационного алгоритма.

Для расчета усилия прокатки используют известную формулу:

Р = р_срil_cib, (9)

где b - ширина прокатываемой полосы.

Определение мощности прокатки

В отличие от известных методик, составляющие работы прокатки вычисляют отдельно для каждого из упругих и пластических участков очага деформации.

Работу нормальных и касательных сил на каждом участке, в соответствии с расчетной схемой (рисунок 4), вычисляют отдельно в горизонтальном (вдоль оси прокатки) и вертикальном (перпендикулярно к оси прокатки) направлениях, для чего находят проекции каждого из напряжений р_j, ф_j на указанные оси, а затем от проекций напряжений переходят к проекциям соответствующих сил и, найдя с помощью интегрирования для каждого участка путь соответствующей горизонтальной или вертикальной силы, определяют значения работы прокатки.

14

Размещено на http://www.allbest.ru/

Анализ полученных зависимостей дает основания для следующих выводов:

1) Работа и мощность прокатки зависят от касательных сил, вызванных касательными напряжениями; нормальные контактные напряжения влияют на мощность прокатки через принятый закон трения.

2) Полезную работу валки совершают только на первом упругом участке и в зоне отставания, а в зоне опережения и на втором упругом участке полоса возвращает валкам часть затраченной энергии (величины a₃ и a₄ отрицательны).

Удельную работу прокатки в целом для очага деформации i-ой клети рассчитывают по формуле:

, (10)

где a_j - удельная работа прокатки на j-м участке очага деформации.

Мощность прокатки полосы в i-й клети вычисляют по формуле:

N_прi = a_прiih_ib. (11)

Определение коэффициентов опережения при прокатке

Коэффициент опережения характеризует количественную оценку расхождения скорости полосы и валков:

.

Если задана скорость прокатки в i-й клети, то, зная величину коэффициента опережения S_i, можно определить скорость вращения валков:

.

Точность определения величины n_i зависит от погрешности расчета коэффициента опережения S_i.

Анализ наиболее известных методик расчета показал, что для очагов деформации с нейтральным сечением они позволяют вычислить S_i, но со значительными погрешностями, так как не учитывают напряженно-деформированное состояние полосы в упругих участках очага деформации. Для очага деформации без нейтрального сечения формулы для расчета S_i отсутствуют.

Для получения расчетных формул коэффициента опережения использовали изложенный выше метод энергосилового расчета. Преимущество этого метода состоит в том, что он позволяет с минимальными погрешностями определить толщину полосы в нейтральном сечении при его наличии в очаге деформации, а также рассчитать параметры очага деформации без нейтрального сечения.

Применив к нейтральному сечению и к выходному сечению закон постоянства секундных объемов полосы, получили расчетную формулу S_i для очага деформации с нейтральным сечением:

.

Для очага деформации без нейтрального сечения применили закон постоянства секундных объемов полосы к выходному сечению и сечению с минимальной толщиной полосы. В результате получили формулу Si для очага данного типа:

,

где k - коэффициент, зависящий от коэффициента трения в очаге деформации, k = 0,960,98.

Глава 4. Развитие теории процесса горячей прокатки тонких широких полос

Теоретические положения и их обоснование