Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Актуальность разработки новой математической модели энергосиловых параметров процесса дрессировки 11
1.1. Проблема повышения точности расчета усилий и мощности дрессировки при производстве полос из малоуглеродистой стали 11
1.2. Анализ существующих методик расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки ..., 14
1.2.1. Методика Третьякова Е.М * 14
1.2.2. Методика Василева Я.Д 20
1.2.3. Методика Третьякова А.В., Локшина Б.Е., Мигачевой Г.Н 26
Выводы по главе 1 28
Глава 2. Разработка методики расчета усилий и мощности дрессировки при производстве полос из малоуглеродистой стали на основе новой упругопластической модели очага деформации 30
2.1. Обоснование модели очага деформации 30
2.2. Обоснование модели сопротивления деформации 33
2.3. Обоснование модели контактного трения 37
2.4. Методика расчета нормальных контактных напряжений 39
2.5. Определение средних значений нормальных контактных напряжений и усилия дрессировки с учетом упругих зон очага деформации 42
2.6. Методика расчета мощности дрессировки 44
Выводы по главе 2 45
Глава 3. Исследование достоверности новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки 47
3.1. Промышленная апробация на одноклетевом дрессировочном стане разработанной методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки 47
3.2. Оценка точности новой методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки 51
3.3. Сопоставительный анализ точности новой методики и наиболее распространенной из существующих методик расчета усилий прокатки... 56
Выводы по главе 3 57
Глава 4. Применение новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки для совершенствования дрессировочных станов 60
4.1 Разработка экономичной конструкции рабочей клети дрессировочного стана ." 60
4.2. Применение новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки для уменьшения установочной мощности двигателей главного привода дрессировочных станов 74
Выводы по главе 4 75
Заключение (общие выводы по диссертации) 76
Литература
- Анализ существующих методик расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки
- Методика Третьякова А.В., Локшина Б.Е., Мигачевой Г.Н
- Определение средних значений нормальных контактных напряжений и усилия дрессировки с учетом упругих зон очага деформации
- Оценка точности новой методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки
Введение к работе
Актуальность работы.
В технологическом процессе производства тонколистового холоднокатаного металла дрессировка является ответственной отделочной операцией, во многом определяющей качество готовых полос и листов, в том числе способность их к глубокой вытяжке при штамповке без разрушения или появления линий сдвига.
Дрессировку малоуглеродистой автомобильной стали ведут преимущественно в интервале относительных обжатий 0,5 - 1,5 %, что в 20 - 30 раз меньше частных обжатий в рабочих клетях станов холодной прокатки. Тем не менее конструктивные размеры рабочих клетей дрессировочных и прокатных станов (диаметры бочек и шеек рабочих и опорных валков, поперечные сечения элементов узла станин и др.) в большинстве случаев выполняют одинаковыми. Поэтому вопрос о возможности уменьшения металлоемкости дрессировочных клетей представляет практический интерес; его актуальность определяется необходимостью сокращения капитальных затрат при модернизации действующих и создании новых дрессировочных станов.
Не меньший практический интерес имеет и анализ возможности уменьшения установочной мощности двигателей главного привода, составляющей на действующих дрессировочных станах 2500 и более кВт, что при обжатиях 0,5 - 1,5 % представляется существенно завышенным.
Анализ возможности уменьшения массы рабочих клетей дрессировочных станов и установочной мощности двигателей их главного привода с помощью известных методик расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки [1-4] невозможен по ряду причин.
Одна из причин заключается в том, что известные методики не в полной мере учитывают существенную особенность очага деформации процесса дрессировки, состоящую в том, что не менее половины ее протяженности занимают упругие участки, в которых не действуют условие пластичности и закон постоянства секундных объемов полосы. Как показал анализ, это приводит к значительным погрешностям при расчете по известным методикам усилия и мощности процесса дрессировки.
Второй причиной является неточное определение в энергосиловом расчете сопротивления деформации; без учета реальной зависимости предела текучести от относительного обжатия, которая в процессе дрессировки существенно иная, чем при холодной прокатке.
Кроме того, существующие методики расчета энергосиловых параметров предназначены для сухого процесса дрессировки, в то время как дрессировка малоуглеродистой автомобильной стали на современных станах ведется с использованием смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ), вызывающей значительное уменьшение коэффициента трения в очаге деформации. Достоверные данные о коэффициентах трения при дрессировке со смазкой в литературе отсутствуют.
Рассматривать процесс дрессировки с применением СОЖ как процесс холодной прокатки и использовать существующие методики расчета энергосиловых параметров холодной прокатки [5-12] для исследования поставленных вопросов также нельзя, т.к. это два различных процесса. Одно из отличий процессов холодной прокатки и дрессировки состоит в том, что соотношение величин упругих и пластических деформаций по толщине полосы в этих процессах отличаются более чем на порядок.
Из выше изложенного следует, что разработка новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки, устраняющей перечисленные недостатки известных методик, является весьма актуальной научно-технической задачей.
Задачи работы.
В диссертационной работе решены следующие задачи:
разработка методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки, учитывающей напряженное состояние как в упругих, так и в пластических участках очага деформации, специфическую зависимость сопротивления деформации от относительного обжатия в интервале обжатий 0,5 - 1,5 % и закономерности контактного трения при дрессировке с использованием СОЖ;
промышленная апробация на действующем дрессировочном стане разработанной методики с целью оценки ее точности и достоверности;
расчет энергосиловых параметров процесса дрессировки с использованием новой методики с целью проработки возможности уменьшения металлоемкости дрессировочных клетей и установочной мощности двигателей их главного привода.
Все исследования и разработки по теме диссертации проводились по трем основным направлениям.
1. Теоретические исследования:
Разработка методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки.
Вывод новых формул для определения зависимости сопротивления деформации от обжатия в диапазоне относительных обжатий 0,5 - 1,5 %, характерных для дрессировки малоуглеродистых сталей.
Анализ процессов контактного трения в очаге деформации при дрессировке с использованием СОЖ и вывод соответствующих эмпирических формул для расчета коэффициента трения.
2. Экспериментальные исследования:
2.1. Проведение промышленных исследований на действующем дрессировочном стане «1700» с целью получения экспериментальных данных о фактических режимах, усилиях и мощности процесса дрессировки.
7 2.2. -Оценка достоверности разработанной методики энергосилового расчета на основе статистической обработки результатов сопоставления данных измерений и расчетов усилий и мощности дрессировки. 3. Работы по совершенствованию оборудования:
Обоснование эффективности уменьшения металлоемкости рабочих клетей и установочной мощности двигателей главного привода дрессировочных станов.
Разработка конструкции облегченной малогабаритной клети дрессировочного стана с двигателем главного привода, имеющим меньшую установочную мощность, чем существующие дрессировочные станы.
Сопоставление массы, габаритов и мощности привода разработанной и существующих клетей.
Научная новизна заключается в следующем.
1. В результате анализа процесса контактного взаимодействия полосы и валков
в очаге деформации дрессировочного стана установлены следующие
особенности процесса дрессировки тонких полос из малоуглеродистых
конструкционных сталей:
несоблюдение закона постоянства секундных объемов полосы как следствие того, что преобладающую часть очага деформации, длина которого не превышает 1,5 - 4,5 мм, занимают упругие зоны (1 -2,5 мм);
отсутствие проскальзывания полосы относительно валков, вследствие чего на всей протяженности очага деформации, вместо трения скольжения между полосой и валками, имеет место трение покоя, а зоны отставания, опережения и нейтральное сечение отсутствуют.
2. Получены новые эмпирические выражения для расчета:
- сопротивления деформации холоднокатаных отожженных полос из
малоуглеродистых сталей в функции относительного обжатия в
диапазоне обжатий 0,5 - 1,5 %;
8 , - коэффициента трения покоя между полосой и валками в функции кинематической вязкости СОЖ, шероховатости бочки валков, относительного обжатия и окружной скорости валков.
Получены новые аналитические выражения для расчета контактных напряжений и усилий в очаге деформации дрессировочной клети, основанные на совместном решении уравнений равновесия полосы с уравнениями упругости (на упругих участках) и уравнениями пластичности (на пластическом участке) при граничных условиях, учитывающих изложенные выше особенности процесса дрессировки.
Установлена неприменимость к процессу дрессировки методики расчета удельной работы и мощности процесса холодной прокатки, учитывающей разные направления напряжений трения скольжения в зонах отставания и опережения; в связи с чем для расчета удельной работы дрессировки использована формула Финка.
Достоверность новых научных результатов подтверждена сопоставлением расчетных и измеренных энергосиловых параметров процесса дрессировки на статистически значимом массиве данных.
Практическая ценность.
Предложена конструкция облегченной рабочей клети дрессировочного стана с двигателем главного привода, имеющим меньшую установочную мощностью.
Сформулированы рекомендации об эффективных конструктивных размерах рабочих клетей дрессировочных станов и мощностей двигателей главного привода для реконструкции действующих и конструирования новых станов. Аннотация диссертационной работы по главам.
В первой главе рассмотрена актуальность задачи повышения точности расчета усилий и мощности процесса дрессировки при производстве холоднокатаных полос из малоуглеродистой автомобильной стали. Изложены результаты анализа существующих математических моделей процесса дрессировки, сделано заключение о невозможности их использования в
9 конструкторской и технологической практике из-за того, что они не учитывают ряд существенных особенностей напряженного состояния полосы и контактного взаимодействия ее с валками.
Вторая глава содержит обоснование специфической упругопластической модели очага деформации дрессировочного стана, не имеющего зон отставания, опережения и нейтрального сечения. В главе обосновано несоблюдения при дрессировке закона постоянства секундных объемов полосы; приведены данные о реальном характере зависимостей от обжатия сопротивления металла пластической деформации, приведены соответствующие формулы. Приведены эмпирические выражения для расчета коэффициента трения покоя в очаге деформации при дрессировке с использованием СОЖ. Рассмотрены основные положения новой методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки.
В третьей главе представлены алгоритмы и блок-схемы расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки по новой методике, на основе которых выполнена их программная реализация. Представлены данные о фактических режимах дрессировки полос различных марко- и профилеразмеров на дрессировочном стане №2 «1700» ОАО «Северсталь» и соответствующих им измеренных и расчетных значенях усилий и мощности дрессировки. Приведены результаты статистической оценки погрешностей расчета энергосиловых параметров по новой методике.
В четвертой главе представлены результаты разработки конструкции облегченной рабочей клети с двигателем главного привода, имеющим меньшую установочную мощность, чем на действующих дрессировочных станах.
Выполнено сопоставление габаритов и массы оборудования разработанной и существующей клетей, а также установочной мощности их главных приводов.
Апробация работы.
Основные результаты работы докладывались на Международной научно-технической конференции «Прогрессивные процессы и оборудование
10 металлургического производства» (г. Череповец, октябрь 2005 г.), на IV Всероссийской научно-технической конференции «Вузовская наука - региону» (г. Вологда, февраль 2006 г.) и на Международной научно-технической конференции «Современные методы моделирования процессов обработки материалов давлением» (г. Краматорск, Украина, апрель 2006 г.).
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 8 статей.
Работа выполнялась в Череповецком государственном университете в период с 2003 г. по 2006 г.
Промышленные исследования проводились на ОАО «Северсталь».
Анализ существующих методик расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки
Е.М. Третьяковым разработана теория процесса дрессировки, опирающаяся на решение двумерной задачи об упруго-пластическом сжатии тонкой идеально-пластической полосы [2]. Согласно рис. 1.1, очаг деформации в работе [2] имеет следующие участки: 1) чисто упругой деформации у входа металла в валки (/я); 2) упругой и упруго-пластической деформации в зоне нагружения (/„); 3) нагружения, прилегающего к зоне входа полосы в валки (/і); 4) разгрузки, прилегающего к зоне выхода полосы из валков(/д); 5) чисто упругой деформации в зоне разгрузки (1(,). Для определения длины контактной области /с используют формулу: 1C=JR(5 + (P/Q)), (1.1) где R - радиус недеформированных рабочих валков; 8 - величина приведенного обжатия; Р - усилие дрессировки, рассчитанное на единицу ширины полосы; 9 - упругая постоянная материала валков: Є = тг1/1б(і-у?), где E\,V\- модуль упругости и коэффициент Пуассона материала валков. 8 - величина приведенного обжатия: 5 = Л/г + 2Д + 2V(A/J + Д)Д , где Д/г - абсолютное обжатие; А - упругое изменение толщины полосы в процессе разгрузки: Д = (0,75ТС/І)Л Л,, где h\ - толщина полосы после клети; тс - сопротивление чистому сдвигу, определяемое через среднее значение предела текучести атср: /тс — 1,1 J JTCp , Сттср=ст0,2исх+Лс5 (1-2) где о о,2исх - предел текучести материала полосы в исходном, недеформированном состоянии; А, В - эмпирические величины, определяемые пластическими свойствами стали; є - относительное обжатие, выраженное формулой: E= HW/o, где /z0 - толщина полосы перед клетью; A - величина определяемая соотношением: А = 1-(2ц)2 + (arcsin 2ц)/2ц, где р. - коэффициент пластического трения, определяемый по эмпирическому выражению: (1.3) 0,555є +0,735 Ц є+ 3,238
Определив длину всего очага деформации, можно определить длины зон нагружения, упругой и упруго-пластической деформации в зоне нагружения и разгрузки:
В работе [2] отмечено, что расчет момента и мощности деформации при дрессировке по распределению контактных напряжений оказывается менее точным, чем по работе пластической деформации. Поэтому предложен метод расчета мощности по работе пластической деформации. При этом принято допущение о полной обратимости работы упругой деформации прокатываемой полосы, т.е. допущение о полном возврате работы упругой деформации при разгрузке полосы. В этом случае работа, затрачиваемая валками в зоне деформации при дрессировке, является работой одной пластической деформации. Вводится также допущение о том, что при дрессировке полосы затрачивается такая же удельная работа пластической деформации, как и при плоской осадке тонкой полосы между параллельными плитами.
Мощность Л д, затрачиваемая валками на деформацию дрессируемой полосы, определяется по формуле: я я R где So - окружная скорость валков. Анализ зависимости сг02 от єІсуи, выражаемой формулой (1.2), показал что она представляет собой монотонную возрастающую функцию с постепенно убывающим градиентом (рис. 1.2). В то время как для процесса дрессировки малоуглеродистых сталей (С 0,4%) зависимость с02 от E/CVM носит принщшиально иной характер, показанный, по данным монографии [2], на рис.2.3.
Из графиков рис.2.3. видно, что в диапазоне малых степеней деформации, характерных для дрессировки, предел текучести не увеличивается, а уменьшается от исходного значения, при 8 = 0,4+-0,7% достигает минимума и далее возрастающие ветви кривых на рис.2.3., имеют вогнутый параболический характер, не соответствующий формуле (1.2).
В этом обстоятельстве состоит одна из причин невозможности использования методики [2] для энергосилового расчета современных дрессировочных станов.
Учитывая изменения в технологии дрессировки, которые произошли в последние десятилетия, а именно переход от сухого процесса к дрессировке с использованием смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ), вызывающей значительное уменьшение коэффициента трения в очаге деформации, необходимо проверить возможность использования формулы (1.3) для расчета коэффициента трения.
Коэффициент трения, рассчитанный по формуле (1.3), находится в пределах // = 0,27 + 0,33 (по данным монографии [2], в некоторых случаях значение // достигает 0,52), что для дрессировки с использованием СОЖ неприемлемо. Какие-либо эмпирические или аналитические выражения, а также численные значения коэффициентов трения при дрессировке с использованием СОЖ в работе [2] и других литературных источниках не приводятся.
Еще один недостаток методики [2] состоит в том, что, хотя с ее помощью и можно определить протяженность упругих участков очага деформации, однако контактные напряжения она определяет, исходя из допущения о том, что условие пластичности действует по всей длине этого очага.
В работах [4-7] показано, к каким значительным погрешностям (до 30-50 %) приводило это допущение в энергосиловых расчетах процессов холодной прокатки, где протяженность упругих участков составляет большей частью 30-45 % от общей длины очага деформации. На дрессировочном стане протяженность упругих участков достигает 50 - 52 % от общей длины очага деформации, поэтому в этих участках при расчете контактных напряжений необходимо, вместо условия пластичности, использовать уравнение упругости, основанное на законе Гука.
Методика Третьякова А.В., Локшина Б.Е., Мигачевой Г.Н
Дрессировку малоуглеродистой автомобильной стали ведут преимущественно с применением технологической смазки в интервале относительных обжатий 0,5 - 1,5 %, при этом протяженность упругих участков очага деформации достигает 50-52 % от общей его длины, -т.е. превышает протяженность пластических участков, в связи с чем можно сделать следующий вывод: законы упругости в процессе дрессировки играют не меньшую роль, чем законы пластической деформации.
Этот вывод относится, прежде всего, к закону постоянства объема, на основе которого ведутся все расчеты формоизменения металла и скоростного режима в процессах пластической обработки металлов.
Выполненный нами анализ показал, что допущение о постоянстве секундных объемов полосы приводит к значительным ошибкам при выполнении энергосиловых расчетов процесса дрессировки. Объем металла при прохождении полосы между валками. под воздействием упругих деформаций уменьшается, частично восстанавливаясь при выходе полосы из валков. Это приводит к тому, что скорость полосы, которая, согласно закону постоянства секундных объемов, должна была бы постепенно увеличиваться при прохождении очага деформации до значения, на 0,5% - 1,5% превышающего первоначальное, на практике остается постоянной.
Учитывая при этом малую длину очага деформации (/с=1,5 ч- 4,5 мм), можно считать, что проскальзывание полосы относительно бочки валков не происходит, т.е. на всей длине контакта полосы и валков имеет место не трение скольжения, а трение покоя. При этом напряжения трения направлены вперед (по схеме напряженного состояния зоны отставания), а для скоростного режима дрессировки справедливо допущение: =9, = . (2.1) где &0 и ,9, - скорость полосы на входе в валки и выходе из них; «9В - окружная скорость бочки валков.
Выполнению условия (2.1) способствует и использование для дрессировки текстурированных рабочих валков, имеющих значительную шероховатость поверхности бочки, препятствующую проскальзыванию полосы.
Разработанная нами новая методика расчета контактных напряжений и усилий дрессировки [18-23] основана на упруго-пластической модели очага деформации (рис. 2.1), т.е., как и в известных методиках [1, 2, 3] полоса рассматривается как тонкое упруго-пластическое тело, а валки - как массивные упругие тела.
Однако модель, представленная на рис. 2.1. имеет следующие отличия от известных моделей [1, 2, 3]: 1) Скорость полосы в очаге деформации не увеличивается, а подчиняются выражению (2.1). 2) Зоны отставания, опережения и нейтральное сечение отсутствуют. 3) Вместо трения скольжения, между полосой и валками действует трение покоя, причем касательные напряжения трения покоя тх на всей длине очага направлены вперед по ходу движения полосы. 4) Деформация полосы считается плоской, изменениями напряжений по толщине полосы в вертикальных сечениях пренебрегаем.
В соответствии с принятой схемой, очаг деформации при дрессировке состоит из трех участков (рис. 2.1): 1. упругого сжатия полосы длиной хіупр; 2. пластической деформации длиной хпя, не имеющий нейтрального сечения; 3. упругого восстановления части толщины полосы на выходе из очага деформации длиной х2. Длина очага деформации (длина дуги контакта) определяется по формуле: h=x,+x2.
Протяженность второго упругого участка определяется закономерностями упругого сплющивания полосы и рабочего валка, поэтому для вычисления л-, использована та же формула Герца, что и для холодной прокатки [13-17] x2=SpC0R ( \ 2 і 2 Л кЕ, п ; лЕп (2.2) где рср - среднее значение нормальных контактных напряжений; R - радиус бочки рабочего валка; кв, vn - коэффициенты Пуассона материала валков и полосы; Ев ,Еп - модуль упругости материала валков и полосы.
Протяженность первого упругого и пластического участков можно определить, аппроксимировав контактные поверхности на участках с длинами х\ и Х2 плоскостями (такая аппроксимация для условий холодной прокатки, Ah когда угол захвата а 3 - 8, а соотношение —- 0,003 - 0,04, не вносит сколько « нибудь существенных погрешностей в расчет) и выполнив несложные геометрические вычисления: х, =-yJRAh + xJ; ДАупр 1 ІУПР + Ah2ynp : упр где х, - длина упруго-пластического участка; А/71упр, Д/?2упр - максимальные величины абсолютных упругих деформаций полосы по толщине на участках хупр и х,(см. формулы (2.8) и (2.9)).
Определение средних значений нормальных контактных напряжений и усилия дрессировки с учетом упругих зон очага деформации
Для расчета мощности процесса дрессировки невозможно использовать методику [14, 37, 38, 39], примененную для холодной прокатки, которая учитывает работу сил контактного трения скольжения, противоположно направленных в зонах отставания и опережения.
В связи с допущениями о трении покоя и постоянной скорости полосы, зоны отставания и опережения, а также нейтральное сечение в очаге деформации дрессировочного стана отсутствуют. Поэтому можно считать, что работа пластической деформации совершается преимущественно нормальными силами, возникающими под воздействием контактных напряжений рх. На основании этого допущения удельную работу ддри мощность Nw процесса дрессировки было решено вычислять с использованием классической формулы Финка:
1. Разработана новая упруго-пластическая модель очага деформации процесса дрессировки, имеющая следующие отличия от известных моделей: несоблюдение закона постоянства секундных объемов полосы как следствие преобладания упругих участков в очаге деформации; постоянство скорости полосы по длине очага деформации; замена модели контактного трения скольжения на модель трения покоя; отсутствие в очаге деформации зон отставания, опережения и нейтрального сечения;
2. Определен фактический график изменения сопротивления металла деформации как в упругих, так и на пластическом участках очага деформации. На упругих участках сопротивление деформации изменяется линейно по закону Гука; на пластическом участке изменение представлено функцией а02(г) = с0ЛіІСХ+Аіе? + А2е2+А3е, с целью упрощения расчетов на этом участке значение сопротивления деформации усреднено.
3. Получены выражения для определения нормальных контактных напряжений и их средних значений для каждого участка очага деформации, а также формула, позволяющая определить среднее для всего очага деформации значение.
4. Получена формула для расчета коэффициента трения покоя при дрессировке со смазкой, учитывающая скорость дрессировки, относительное обжатие, вязкость СОЖ и шероховатость рабочих валков.
5. Для расчета мощности процесса дрессировки отказались от методики [5], используемой для станов холодной прокатки, которая учитывает работу сил контактного трения скольжения, противоположно направленных в зонах отставания и опережения.
Вместо этой методики, использовали методику, основанную на формуле Финка, исходя из того, что преобладающую часть работы пластической деформации, обеспечиваемой главным приводом валов, совершают нормальные силы, возникающие под действием нормальных контактных напряжений.
Достоверность новой методики, изложенной в гл. 2, проверяли путем сопоставления расчетных и измеренных усилий и мощности дрессировки на дрессировочном стане №2 «1700» производства холоднокатаного автомобильного листа ОАО «Северсталь» и статистического анализа погрешностей расчета - расхождений между рассчитанными и измеренными значениями усилий и мощности. Для этого, используя имеющуюся в АСУ ТП стана информацию о технологических и энергосиловых параметрах, создали базу данных, содержащую информацию о 150 режимах дрессировки широкого диапазона профилеразмеров холоднокатаных полос из малоуглеродистых марок сталей (см. табл. 1 Приложения 2). В соответствии с принятой методикой статистического анализа [33], определяли диапазоны погрешностей, их среднее значение, моду и характеристики рассеивания - дисперсию и среднее квадратическое отклонение.
Оценка точности новой методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки
Точность той или иной математической модели определяется уровнем расхождений измеренных и рассчитанных параметров, в данном случае усилий и мощности дрессировки. В соответствии с принятой методикой статистического анализа [33], определяли диапазоны погрешностей, их среднее значение, моду и характеристики рассеивания - дисперсию и среднее квадратическое отклонение.
Информация о расхождениях измеренных и рассчитанных усилий дрессировки, полученная в результате промышленной апробации методики, была обработана с помощью программного пакета «STATISTICA». Статистический ряд расхождений содержал 150 членов (см. Приложение 2, табл. 2).
Для наглядного представления статистических распределений на рис. 3.1 представлена гистограмма, а в табл. 3.1 - количественные данные. Характеристики распределения представлены в табл.3.2.
Анализ гистограммы и таблиц позволил сделать следующие выводы.
1. Максимальная погрешность расчета усилий дрессировки составила 8,3 %. В 74 % случаев расхождения расчетных и измеренных усилий дрессировки не превысили 5 %. Среднее значение погрешности составило 3,94 %.
2. Средняя величина колеблемости погрешности расчета усилия дрессировки вокруг среднего значения (среднее квадратическое отклонение) составила 1,86 %.
Данные результаты позволили сделать вывод о достоверности новой методики, и возможности ее использования при моделировании процесса дрессировки малоуглеродистой автомобильной стали. Рассчитанные с её помощью усилия дрессировки на стане «1700» составили 0,33 - 2,5 МН. Минимальные значения усилий имеют место при дрессировке полос минимальной ширины {b = 780 мм) из особомалоуглеродистых сталей типа IF, максимальные значения - при дрессировке полос максимальной ширины (b = 1250-1500 мм) из полуспокойных сталей.
С учетом указанного выше диапазона усилий юстировки максимальное суммарное усилие, действующее на валки дрессировочного стана, составило 4,5 МН (450 тс), что в 3 раза меньше максимальных усилий холодной прокатки на 5-клетевом стане «1700» полос тех же марок сталей и профилеразмеров, которые, по данным работы [14] составляют 11,4 - 13,3 МН (1140 - 1330 тс). Поскольку напряжения и деформации в деталях рабочей клети пропорциональны усилию, действующему между полосой и валками, при конструировании дрессировочных станов имеется реальная возможность уменьшить, как минимум, в 3 раза поперечные сечения элементов узла станины, а при уменьшении диаметра рабочих валков с 500 - 600 мм до 200 300 мм - уменьшить на 20 - 25 % длину стоек станины, без снижения прочности и жесткости рабочих клетей.
С целью проверки достоверности методики расчета мощности дрессировки сравнивали расчетные и фактические величины.
Чтобы установить фактическую суммарную мощность двигателей (NMc.v), помимо мощности дрессировки, определяли мощность сопутствующих затрат энергии (Л Д расходуемых на трение качения рабочих и опорных валков, прижатых друг к другу силами Рсум, определяемыми выражением (3.1), а также на преодоление сил трения в элементах главной линии стана: N =Nno + N„. (3.2) ян.сум. др С.З.Э Непосредственно измерить величины, входящие в формулу (3.2), невозможно, т.к. в АСУ ТП большинства действующих станов фиксируются лишь силы тока в обмотках якорей двигателей и напряжения в подводящих сетях.
Учитывая это, на дрессировочном стане «1700» провели 8 экспериментов: предварительно сжали валки с фиксированным усилием Рсж=3 МН (300 тс), затем начали вращать валки с окружной скоростью #3Kcn= 1 м/с, после чего измерили силы тока в якорях и напряжения на клеммах двигателей (IimM,UimM). Далее определили фактическую мощность дрессировки по формуле: N =(N .-N h)n, др.ф \ дв.сум.ф с.з.э.ф// где А дв ф - фактическая суммарная мощность двигателей, вычисленная через измеренные электропараметры [44, 45]: к N дв.сум.ф = z-,4 i /=1 / , UІ - измеренные в рабочем режиме сила тока якоря и напряжение на клеммах / -го двигателя ; к — количество двигателей в линии главного привода стана, сзэф " фактическая мощность сопутствующих затрат энергии, вычисленная через измеренные во время эксперимента электропараметры: силу тока Іюі, напряжение ЦЮ1, с пересчетом измеренного усилия сжатия Рсж на рабочее усилие юстировки Рюст/ и экспериментальной окружной скорости валков 3)ксп на рабочую скорость дрессировки 9раб: л р & с.з.э.ф I Z-J ЮІ ю/ с.з.э.ф V /-І л юст рао Р & сж эксп ?] = 0,94 - к.п.д. линии главного привода стана. Фактические режимы дрессировки, по которым сопоставлялись расчетные и фактические мощности, приведены в табл. 3.3, а результаты сопоставления расчетных и фактических мощностей дрессировки - в табл. 3.4. Количество двигателей, используемых для привода этого стана: к = 2.
