Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Актуальность разработки уточненного расчета контактных напряжений и усилий, действующих на валки станов холодной прокатки 11
1.1. Проблема повышения точности расчета усилий холодной прокатки на широкополосных станах 11
1.2. Анализ существующих математических моделей контактного взаимодействия валков и полосы на станах холодной прокатки 15
1.2.1. Модели длины дуги контакта валков с полосой 15
1.2.2. Модели сопротивления деформации 21
1.2.3. Модели коэффициента трения 25
1.2.4. Модели усилия прокатки и среднего контактного напряжения 28
Выводы по главе 1 32
Глава 2. Разработка методики расчета контактных напряжений и усилий холодной прокатки на широкополосных станах на основе новой упруго-пластической модели очага деформации 34
2.1. Обоснование модели очага деформации 34
2.2. Определение сопротивления деформации 36
2.3. Новая методика расчета нормальных контактных напряжений 39
2.4. Определение средних значений нормальных контактных напряжений и усилия прокатки с учетом упругих зон очага деформации 42
Выводы по главе 2 45
Глава 3. Исследование достоверности новой методики расчета контактных напряжений и усилий холодной прокатки 47
3.1. Промышленная апробация на непрерывных станах разработанной методики расчета контактных напряжений и усилий холодной прокатки 47
3.2. Оценка точности новой методики расчета контактных напряжений и усилий холодной прокатки 50
3.3. Сопоставительный анализ точности новой методики и наиболее распространенной из существующих методик расчета усилий холодной прокатки 54
Выводы по главе 3 57
Глава 4. Исследование с использованием ЭВМ влияния основных параметров стана и процесса холодной прокатки на контактные напряжения и структуру очага деформации 59
4.1. Влияние диаметра рабочих валков 60
4.2. Влияние основных факторов режима прокатки: коэффициента трения, межклетевых натяжений и относительного обжатия 66
4.2.1. Влияние коэффициента трения 67
4.2.2. Влияние относительного обжатия 70
4.2.3. Влияние межклетевых натяжений 73
4.2.4. Обобщенный анализ результатов исследований 78
Выводы по главе 4 79
Глава 5. Применение методики расчета контактных напряжений и усилий прокатки для совершенствования оборудования и технологии листовых станов 81
5.1. Влияние положения нейтрального сечения в очаге деформации на качество холоднокатаных полос 81
5.2. Разработка и промышленная апробация нового способа холодной прокатки на непрерывном стане с оптимизацией режимных параметров по положению нейтрального сечения 85
5.3. Использование упруго-пластической модели очага деформации для разработки экономичной рабочей клети стана холодной прокатки 89
Выводы по главе 5 93
Заключение (общие выводы по диссертации) 94
Литература 96
Приложения 101
- Анализ существующих математических моделей контактного взаимодействия валков и полосы на станах холодной прокатки
- Новая методика расчета нормальных контактных напряжений
- Оценка точности новой методики расчета контактных напряжений и усилий холодной прокатки
- Влияние основных факторов режима прокатки: коэффициента трения, межклетевых натяжений и относительного обжатия
Введение к работе
Актуальность работы.
Освоение производства все более тонких холоднокатаных полос при одновременном ужесточении требований к их качеству - характерная тенденция современного листопрокатного производства.
До 90-х г.г. XX в. минимальная освоенная толщина полос из конструкционных сталей на станах холодной прокатки с длиной бочки валков 1400-1700 мм составляла 0,4-0,5 мм, в настоящее время существенную долю в сортаменте этих станов занимают полосы толщиной 0,25-0,36 мм.
Особенность процесса холодной прокатки таких полос состоит в том, что в последнем пропуске (последней клети непрерывного стана) из-за большого наклепа полосы обжатие снижается до 4-6 %, при этом упругие деформации прокатываемой полосы оказывают существенное влияние на характер протекания процесса прокатки и на значения характеризующих его параметров. В связи с этим алгоритмы управления процессами холодной прокатки должны одновременно учитывать упруго-пластические деформации прокатываемой полосы и упругую деформацию валков, т.е. в их основе должна лежать упруго-пластическая модель очага деформации. Большинство же алгоритмов управления основано на пластической модели, что искажает физическую сущность деформации полосы валками и не позволяет с достаточной точностью определять и прогнозировать силовые и кинематические параметры процесса холодной прокатки.
Одним из нормируемых показателей качества полос и листов является чистота поверхности, измеряемая количеством загрязнений на единицу площади. Высокий уровень загрязнений вызывает повышенную отсортировку готовой продукции, особенно той ее части, которая должна выпускаться по требованиям группы «В» (повышенное качество).
В настоящее время воздействие на чистоту поверхности готовых холоднокатаных полос осуществляют путем предварительного обеспечения надлежащей чистоты поверхности подката и валков. Способы управляемого технологического воздействия на чистоту поверхности готовой полосы в процессе ее прокатки путем регулирования параметров процесса прокатки отсутствуют.
Детальное рассмотрение структуры очага деформации позволяет сделать предположение о влиянии на чистоту поверхности холоднокатаной полосы положения нейтрального сечения в очаге деформации каждой рабочей клети.
Однако исследование этого вопроса с помощью известных методик расчета энергосиловых параметров [1-8] невозможно, так как они основаны на пластической модели очага деформации, не учитывающей изменение контактных напряжений в его упругих участках, и дают значительные (до 50 %) погрешности расчетных усилий прокатки относительно измеренных.
Поэтому разработка новой методики расчета контактных напряжений и усилий прокатки, основанной на упруго-пластической модели очага деформации, с целью внедрения ее в инженерную и технологическую практику представляется весьма актуальной и целесообразной.
Задачи работы.
Задачами диссертационной работы являлись:
разработка методики расчета контактных напряжений и усилий холодной прокатки на широкополосном стане на основе упруго-пластической модели очага деформации;
промышленная апробация на действующих станах разработанной методики с целью оценки ее точности и достоверности;
исследование влияния основных параметров стана и процесса прокатки на контактные напряжения и структуру очага деформации;
исследование влияния положения нейтрального сечения в очаге деформации на качество холоднокатаных листов;
разработка и промышленная апробация способа холодной прокатки на непрерывном стане, повышающего чистоту поверхности полос посредством корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения;
использование новых методов расчета силовых параметров процесса прокатки для анализа эффективности уменьшения диаметра бочки рабочих валков.
Все исследования и разработки по теме диссертации проводились по трем основным направлениям.
1. Теоретические исследования:
разработка методики расчета контактных напряжений и усилий прокатки на широкополосном стане на основе упруго-пластической модели очага деформации;
оценка достоверности разработанной методики на основе статистической обработки результатов сопоставления данных измерений и расчетов усилий прокатки;
исследование с использованием ЭВМ влияния основных параметров стана и процесса прокатки на контактные напряжения и структуру очага деформации;
выявление влияния положения нейтрального сечения в очаге деформации на качество холоднокатаных полос;
получение регрессионных зависимостей чистоты поверхности холоднокатаных полос от факторов технологического процесса непрерывного стана.
2. Работы по совершенствованию оборудования и технологических процессов:
разработка способа холодной прокатки на непрерывном стане, улучшающего чистоту поверхности полос посредством корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения;
обоснование необходимости использования на непрерывных станах холодной прокатки рабочих клетей с уменьшенным в 2-3 раза диаметром бочки рабочих валков по сравнению с существующими клетями.
3. Экспериментальные исследования:
проведение промышленных исследований на действующих 4-х и 5-ти клетевых станах «1700» с целью получения экспериментальных данных о фактических режимах прокатки;
проверка на промышленных станах эффективности способа холодной прокатки, обеспечивающего надлежащую чистоту поверхности полос посредством корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения.
Научная новизна заключается в следующем.
Разработана новая методика расчета силовых параметров стана холодной прокатки, включающая определение сопротивления металла деформации, контактных напряжений и усилий прокатки, основанная на упруго-пластической модели очага деформации, обладающая погрешностью в 3-5 раз меньшей, чем известные методики.
Установлено, что при определенных режимах прокатки пластический участок очага деформации полосы между рабочими валками может представлять собой целиком зону отставания, на этом участке отсутствуют нейтральное сечение и зона опережения.
Впервые установлена зависимость чистоты поверхности холоднокатаных полос от положений нейтральных сечений в очагах деформаций рабочих клетей непрерывного стана.
Практическая ценность.
Предложен процесс холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающий повышение чистоты поверхности полос посредством корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения полосы между рабочими валками.
Сформулированы рекомендации об эффективных величинах диаметра рабочих валков для реконструкции действующих и конструирования новых станов.
Аннотация диссертационной работы по главам.
В первой главе рассмотрена актуальность проблемы повышения точности расчета усилий, действующих на валки станов холодной прокатки при производстве тонких широких стальных полос. Проведен анализ существующих математических моделей контактного взаимодействия валков и полосы на станах холодной прокатки. Сделано заключение о невозможности их использования в конструкторской и технологической практике из-за ряда недостатков.
Вторая глава содержит обоснование упруго-пластической модели очага деформации на стане холодной прокатки; определение реального характера изменения сопротивления металла пластической деформации по длине дуги контакта и получение соответствующих формул. Рассмотрены основные положения вывода новой методики расчета контактных напряжений и их средних значений как при традиционной структуре очага деформации, так и в случае отсутствия нейтрального сечения.
В третьей главе представлены алгоритм и блок-схема расчета контактных напряжений и усилий прокатки по новой методике, на основе которых выполнена программная реализация методики. Представлены данные о фактических режимах прокатки различных марко- и профилесортаментов на станах холодной прокатки «1700» ОАО «Северсталь» и соответствующих им расчетных значений контактных напряжений и усилий прокатки.
Представлены результаты статистической оценки точности новой методики, кроме того, выполнена сопоставительная оценка точности расчета усилий прокатки по новой и известным методикам.
В четвертой главе представлены результаты исследования влияния уменьшения диаметра рабочих валков на силовые и структурные характеристики очага деформации.
Выявлен характер влияния коэффициента трения, относительного обжатия, межклетевых натяжений на структуру очага деформации и параметр Xh характеризующий положение нейтрального сечения.
В пятой главе сформулирована и обоснована гипотеза о влиянии на чистоту поверхности холоднокатаной полосы положения нейтрального сечения очага деформации в каждой рабочей клети.
Представлен способ холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающий повышение чистоты поверхности полос посредством корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения.
Произведено обоснование целесообразности использования на непрерывных станах холодной прокатки рабочих клетей с диаметром рабочих валков 200 мм, вместо 500-600 мм.
Апробация работы.
Основные результаты работы докладывались и обсуждались на международной научно-технической конференции «ИНФОТЕХ-2001» (г. Череповец) в декабре 2001 г.; на научно-технической конференции «Современные сложные системы управления «СССУ 2002» (г. Липецк) в марте 2002 г. и на научно-технической конференции «Северсталь» - пути к совершенствованию» (г. Череповец) в июне 2002 г.
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 9 статей, подготовлена одна заявка на изобретение.
Работа выполнялась в Череповецком государственном университете в период с 2000 г. по 2002 г.
Экспериментальные исследования проводились на ОАО «Северсталь».
Анализ существующих математических моделей контактного взаимодействия валков и полосы на станах холодной прокатки
Длина очага деформации (длина дуги контакта полосы с валком) является одним из параметров, оказывающих решающее влияние на силовые, температурные и кинематические условия холодной прокатки. Длина дуги контакта полосы с валком представляет собой итог силового взаимодействия металла с инструментом, поэтому ее определение должно производиться с учетом обжатия, радиуса валков и упругих деформаций валков и полосы, зависящих от силовых условий прокатки. Решение этой задачи производится с использованием уравнений теории прокатки и теории упругости. В настоящее время известно достаточно много моделей длины дуги контакта при холодной прокатке [1-16 и др.]. Одни из них учитывают упругое сжатие только валков, другие - упругие деформации валков и полосы. В основу вывода этих моделей положены следующие контактные задачи теории упругости [17-19]: задача Герца, задача Фламана о перемещениях на границе упругой полуплоскости, нагруженной сосредоточенной силой, и задача Буссинеска о перемещениях на границе упругого полупространства, нагруженного сосредоточенной силой, перпендикулярной границе. 1. Формулы и методики расчета длины дуги контакта с учетом упругого сжатия валков. Формула Хичкока [4, 6, 7] получена с использованием задачи Герца: где /в - длина дуги контакта с учетом упругого сжатия валков; R - радиус рабочего валка; Ah абсолютное обжатие; х2в - приращение длины дуги контакта за линией, соединяющей центры вращения валков, подсчитанное с учетом упругого сжатия валков: где рср в - среднее значение нормальных контактных напряжении, подсчитанное с учетом упругого сжатия валков; vB, Ев - соответственно коэффициент Пуассона и модуль упругости материала валков. А.И. Целиковым и А.И. Гришковым [6] предложена формула для расчета х2в с учетом несимметричности эпюр нормальных контактных напряжений:
Это уравнение получено при постоянном коэффициенте несимметричности эпюр нормальных контактных напряжений, равном 1,375. Формула С.С. Чепуркина [11, 12] получена с использованием задачи Фламана: где с - коэффициент формы сложной эпюры; Рпог - погонная сила (нормальная сила, действующая на единицу ширины полосы). В зарубежной практике применяется формула Робертса [1, 5], полученная из решения Герца для контакта цилиндра с идеально жесткой плоскостью: 2. Формулы для расчета длины дуги контакта с учетом упругих деформаций валков и полосы. Наибольшую известность получила формула А.И. Целикова [2, 6, 8, 9]: где хг - приращение длины дуги контакта за линией, соединяющей центры вращения валков, подсчитанное с учетом упругих деформаций валков и полосы: Рср.с - среднее значение нормальных контактных напряжений, подсчитанное с учетом упругих деформаций валков и полосы; vn, Еп - соответственно коэффициент Пуассона и модуль упругости материала полосы. В работах А.А. Динника [10, 14] показано, что определение приращения х2 без учета толщины полосы и несимметричности эпюры нормальных контактных напряжений является необоснованным.
Для устранения этого недостатка автор предлагает уравнение: где а - коэффициент, учитывающий несимметричность эпюры нормальных контактных напряжений; h\ - толщина полосы после прокатки. Используя формулу С.С. Чепуркина (1.1), П.И. Полухин и др. [15, 16] получили зависимость для определения длины дуги контакта с учетом упругих деформаций валков и полосы: деформации, равная полусумме толщины полосы до и после прокатки. Из уравнения (1.7) следует, что неизвестная величина т входит и в левую, и в правую его части, поэтому непосредственно решить это уравнение нельзя. Решение возможно тремя методами. 1. Метод итерации - когда параметр т подбирают до совпадения значений левой и правой частей уравнения (1.7) при определенных т и 6. 2. Величину т определяют по номограмме. 3. Значение т определяют по приближенной формуле: Расчеты по этой формуле дают значения т на 2-5 % выше, чем по точной формуле (1.7). Как упоминалось выше, наиболее точно отражает физическую сущность процесса холодной прокатки тонких полос модель Я.Д. Василева. Рассмотрим методику расчета длины дуги контакта. Очаг деформации (рис. 1.1) состоит из трех участков: упругого сжатия полосы протяженностью хот пластической деформации полосы протяженностью /в и упругого восстановления полосы протяженностью Хщ. Общая протяженность дуги контакта металла с валком определяется по формуле
Новая методика расчета нормальных контактных напряжений
Для расчета контактных напряжений на каждом участке, по аналогии с методикой А.И. Целикова [8], составляют систему трех уравнений. 1) Дифференциальное уравнение равновесия полосы в очаге деформации (п. 1 таблиц 2.1 и 2.2). С этой целью в очаге деформации на расстоянии х от начала координат выделяют элемент abed длиной dx, у которого bd=hx, ac=hx+dhx (см. рис. 1.1). Угол, соответствующий сечению abed, принимают равным а/2 - для участков упругого сжатия и пластического и 3 - для участка длиной х2. По наружным граням этого элемента действуют напряжения: а) по дугам ab и cd: нормальные рх и касательные тх контактные напряжения; б) в плоскости bd- сжимающие нормальные напряжения ох; в) в плоскости ас - сжимающие нормальные напряжения ax+dox.
Поскольку деформация плоская можно считать, что все указанные напряжения изменяются только вдоль оси X, и будем определять равновесие элемента для полосы шириной 1м. Уравнение равновесия выделенного элемента имеет вид: где ХІ - проекции всех внешних сил на ось X. 3) Уравнение упругости (на упругих участках) (п. 2 табл. 2.1) или пластичности (в зонах отставания и опережения) (п. 2 табл. 2.2). Эта система сводится к дифференциальным уравнениям первого порядка с разделяющимися переменными (в зонах отставания и опережения) и линейным дифференциальным уравнениям первого порядка (на упругих участках). Решая эти уравнения [33], при реальных граничных условиях для каждого участка очага деформации получают зависимости/?// (п. 3 таблиц 2.1 и 2.2). Выявлено, что при определенных режимах прокатки пластический участок представляет собой целиком зону отставания, на участке отсутствуют нейтральное сечение и зона опережения. На втором упругом участке длиной х2 (рис. 2.1) происходит некоторое увеличение толщины полосы (упругое восстановление), и, согласно закону постоянства секундного объема, скорость полосы снижается. Получается, что весь очаг деформации представляет собой зону отставания, в которой Vu VB, а контактные силы трения направлены в сторону прокатки. Графики изменения скорости валков и полосы в этом случае представлены нарис. 2.3. При таком очаге деформации изменится формула для определения нормальных контактных напряжений на втором упругом участке (в силу изменения дифференциального уравнения равновесия полосы) и будет иметь вид: На пластическом участке нормальные контактные напряжения будут характеризоваться выражениямиpx(hy) для зоны отставания. Подробный вывод всех формул представлен в Приложении 1.
Оценка точности новой методики расчета контактных напряжений и усилий холодной прокатки
Анализ гистограмм и таблиц позволил сделать следующие выводы. 1. На 5-ти клетевом стане, где данные измерений получены с помощью АСУ ТП и поэтому достоверны, максимальная погрешность расчета усилия прокатки составила 12,23 %. В 53,1 % случаев расхождения расчетных и измеренных усилий прокатки не превысили 5 %. В 11 % случаев погрешность превысила 10 %, что можно объяснить неточным определением коэффициента трения, о чем говорилось в гл. 1, п. 1.2.3. 2. На 4-х клетевом стане, где данные измерений получены с приборов локальной автоматики и частично - путем ручных замеров, максимальная погрешность расчета усилия прокатки составила 12,74 %. В большей части случаев (55,6 %) погрешность расчета находилась в интервале от 5 до 10 %. 3. Для 4-х и 5-ти клетевых станов в целом основная масса расчетов усилий (87,86 %) выполнена с погрешностью, не превышающей 10 %, при этом 25,5 % расчетов от этой массы дают погрешность до 5 %. 4. Наиболее типичное значение погрешности расчета усилия прокатки (мода) - 5 %. 5. Средняя величина колеблемости погрешности расчета усилия прокатки вокруг среднего значения (среднее квадратическое отклонение) составила: - для 5-ти клетевого стана - 3,39 %, т.е. основная масса погрешностей расчета усилий прокатки (приблизительно 70 %) лежит в интервале 1,92-8,7 %; - для 4-х клетевого - 3,16 %, основная масса погрешностей (приблизительно 80 %) лежит в интервале 3,45-9,81 %; - для двух станов в целом 3,38 %, основная масса погрешностей (приблизительно 75 %) лежит в интервале 2,32-9,08 %.
Данные результаты позволяют сделать вывод о том, что новая методика является достоверной и может быть использована при моделировании параметров процесса холодной прокатки полос толщиной и менее, и более 0,5 мм. Представляет интерес сопоставительный анализ точности расчетов усилия прокатки с использованием новой методики и методики А.В. Третьякова -Б.Е. Локшина [7], получившей наибольшее распространение в расчетной и конструкторской практике. Сопоставление выполнили для трех реальных режимов прокатки, характеризующих значительную часть сортамента 5-ти клетевого стана «1700». Параметры этих режимов представлены в табл. 3.6, а результаты расчетов - в табл. 3.7. 1. При выполнении расчетов по методике А.В. Третьякова - Б.Е. Локшина получают заниженные, по сравнению с новой методикой, значения длины дуги контакта, величина расхождения зависит от толщины проката и степени наклепа. При /?5 0,7 мм в клетях №№ 1-4, где обжатие составляет 20-40 %, расхождение составляет 10-20 %, причем от 1-й клети к 4-й происходит его увеличение в среднем на 5 %, это связано с тем, что полоса постепенно упрочняется и протяженность упругих участков увеличивается. В клети № 5, где величина наклепа полосы значительна и обжатие составляет 1-6 % длина дуги контакта занижена на 43 %, что приводит к значительным погрешностям (36-43 %) при расчете усилия прокатки.
При прокатке более толстых полос (h \ мм) доля упругих участков от общей длины дуги контакта меньше, поэтому погрешность расчета усилий составляет 9-23 %. 2. Средние значения нормальных контактных напряжений, полученные по методике [7], завышены: - при /г5 0,3 мм-на 10-31 %; - при /z5 0,7 мм - на 0,2-11%. В новой методике погрешность расчета усилий прокатки в целом не превышает 11 %, а для 5-й клети составляет 0,8-3,3 %. Таким образом, сопоставительный анализ показал, что при толщине полосы более 0,7 мм, погрешность расчета по разработанной методике в среднем в 2-5 раз меньше, чем по методике [7], а при прокатке более тонких полос - в 4-20 раз.
Влияние основных факторов режима прокатки: коэффициента трения, межклетевых натяжений и относительного обжатия
Влияние основных факторов режима прокатки на силовые и структурные параметры очага деформации, основанного на пластической модели, широко освещено в литературе [1, 8], однако упруго-пластическая модель позволяет существенно скорректировать, дополнить и уточнить многие выводы. Прежде всего, это касается положения нейтрального сечения, характеризуемого показателем Xt (выражение (4.1)), а также доли упругих участков от общей протяженности очага деформации. Поскольку эти величины влияют на качество холоднокатаных полос, их исследование является весьма актуальным, восполняя имевшийся пробел в теории прокатки. Процедура проведения исследований: один из параметров, например, коэффициент трения, изменяли с определенным шагом, а другие оставляли постоянными; производили энергосиловой расчет и фиксировали значения интересующих параметров от коэффициента трения. Также поступали с передним и задним натяжениями; при исследовании влияния относительного обжатия изменяли и коэффициент трения, поскольку для его расчета используется модифицированная формула Грудева (одним из параметров, входящих в эту формулу, является частное обжатие). Диапазоны параметров режима прокатки приняты на основании анализа баз данных реального 5-ти клетевого стана «1700» (см. Приложение 2). Исследованы режимы прокатки в клетях №№ 1, 3 и 5 (см. табл. 4.1), клети №№ 2 и 4 были исключены, поскольку они являются промежуточными, а условия прокатки в них похожи на условия в клети № 3. Параметры очагов деформации при различных значениях коэффициента трения представлены в табл. 4.4. График зависимости ХІ=/([ІІ) представлен на рис. 4.2. Анализ данных табл. 4.4 позволяет сделать следующие выводы о влиянии коэффициента трения на структурные параметры очага деформации. С ростом коэффициента трения происходит увеличение упругих участков и их доли от общей длины дуги контакта. Участок упругого восстановления увеличивается интенсивнее, чем участок упругого сжатия, причем, интенсивность зависит от степени деформации (№ клети) и толщины полосы (№ режима): в клети № 1 при всех режимах прокатки увеличение х2 интенсивнее в 25-27 раз; в клети № 3 при /г5=0,908 - в 11 раз; при /25=0,569-0,298 - в 5-6 раз; в клети № 2. С ростом коэффициента трения происходит увеличение длины пластического участка, при одновременном уменьшении его доли от общей длины дуги контакта. Поскольку длины всех участков очага деформации с ростом коэффициента трения увеличиваются, то увеличивается и длина дуги контакта.
Интенсивность увеличения длины дуги контакта зависит от степени деформации и толщины полосы, наибольший прирост соответствует клети №. 5 при /25=0,298, где при увеличении коэффициента трения всего на 25 %, длина дуги контакта увеличилась на 77 %. С ростом коэффициента трения значения параметра X, уменьшаются во всех клетях (рис. 4.2) и зависят от степени деформации и толщины полосы. Для клетей №№ 1 и 5, чем тоньше полоса, тем большее значение имеет Xf. клеть № 1 -Д=0,5904-0,7648; клеть № 5 -Х=0,8314-1 (большие значения относятся к режиму № 3). Для промежуточных клетей, чем толще полоса, тем большее значение имеет Xj, значения параметра лежат в диапазоне 0,7346-1. Интенсивность изменения параметра - определяется крутизной кривых Xj=f(\Xj). Как видно из рис. 4.2, наибольшая интенсивность соответствует режиму № 1, клети № 1, наименьшая - режиму № 3, клети № 3. Косвенно (через коэффициент трения) на параметр Xt влияют скорость прокатки и шероховатости валков и полосы. С ростом скорости коэффициент трения уменьшается, следовательно, значения параметра Xt увеличиваются; с увеличением шероховатости поверхности валков и полосы, коэффициент трения увеличивается, следовательно, Xt уменьшается. Параметры очагов деформации при различных значениях относительных обжатий представлены в табл. 4.5. График зависимости Xj=f(zJ представлен на рис. 4.3. Анализ данных табл. 4.5 позволяет сделать следующие выводы о влиянии относительного обжатия на структурные параметры очага деформации. С ростом обжатия происходит увеличение протяженности пластического участка и его доли от общей длины дуги контакта. Интенсивность увеличения зависит от толщины полосы и степени деформации: при /г5=0,298 в клети № 5, где полоса достаточно наклепана, при увеличении обжатия в 5 раз протяженность пластического участка увеличилась на 54 %; при /z5=0,908 в клети № 1 (полоса пластична), при увеличении относительного обжатия в 3 раза длина пластического участка увеличилась на 73 %. С ростом обжатия происходит увеличение длины участка упругого восстановления, длины дуги контакта; уменьшение длины участка упругого сжатия и общей доли упругих участков. С ростом обжатия значения параметра Xt увеличиваются в первой и промежуточных клетях и уменьшаются в 5-й клети (рис. 4.3).
Для клетей №№ 1 и 5, чем тоньше полоса, тем большее значение имеете: клеть № 1 - -0,4568-0,6866; клеть № 5 - у =0,8144-0,9132 (большие значения относятся к режиму № 3). Для промежуточных клетей, чем толще полоса, тем большее значение имеет Xh значения параметра лежат в диапазоне 0,8094-1. Интенсивность изменения параметра Xt определяется крутизной кривых Xi=f(ei): как видно из рис. 4.3, наибольшая интенсивность соответствует режиму № 1, клети № 1, наименьшая - режиму № 3, клети № 3.
