Исследование и моделирование энергосиловых параметров процесса горячей прокатки тонких полос для повышения эффективности работы широкополосных станов Тарасов Павел Александрович

Содержание к диссертации

Глава 1. Анализ известных методов моделирования энергосиловых и технологических параметров широкополосных станов горячей

прокатки 11

1. Методы расчета длины очага деформации 11

2. Модели сопротивления деформации 14

3. Модели трения при горячей прокатке 16

4. Методы расчета усилия прокатки и среднего контактного напряжения 21

5. Методы расчета момента и мощности прокатки 24

Глава 2. Разработка новой методики расчета энергосиловых

1. Обоснование модели очага деформации 30

2. Разработка нового закона распределения напряжений трения по длине очага деформации 34

3. Предложенная модель сопротивления деформации 36

4. Расчет нормальных контактных напряжений с учетом нового закона распределения контактных сил трения 38

5. Распределение нормальных контактных напряжений по длине очага деформации 40

6. Определение средних значений нормальных контактных напряжений и усилий прокатки 43

8. Расчет момента и мощности двигателей главного привода клетей

«кварто» 49

Выводы по главе 2 56

1. Промышленная апробация на непрерывном стане разработанной методики энергосилового расчета 59

2. Оценка точности новой методики энергосилового расчета процесса горячей прокатки 62

3. Сопоставительный анализ точности новой методики энергосилового расчета и наиболее распространенной из

существующих методик 65

Влияние относительного обжатия 72

Влияние межклетевых натяжений 74

Влияние температуры подката 77

4.3. Обобщенный анализ результатов исследований 78

Глава 5. Применение разработанной методики для совершенствования технологии производства горячекатаных полос 80

Разработка эффективных режимов горячей прокатки полос толщиной 0,8-1,5 мм 80

Промышленные испытания эффективных режимов горячей прокатки тонких полос на 6-клетевом стане «1700» ЧерМК ОАО

«Северсталь» 88

Заключение (общие выводы по диссертации) 95

Введение к работе

Актуальность работы.

Сортамент широкополосных станов горячей прокатки (ШПСГП) претерпел в последние десятилетия существенные изменения: минимальная толщина горячекатаных стальных полос снизилась с 1,8-2,0 мм до 0,8-1,2 мм. Полосы такой толщины ранее производили только на станах холодной прокатки, однако ряд предприятий машиностроения и строительной индустрии предпочитает использовать более дешевые горячекатаные полосы, если их механические характеристики и качество поверхности соответствуют предъявляемым требованиям.

Освоение производства горячекатаных полос толщиной 0,8-1,2 мм, не соответствующей паспортным характеристикам ШПСГП, привело к изменениям структуры очагов деформации и условий трения между полосой и валками, что иллюстрируют данные таблицы 1.

Таблица 1

Сравнительные характеристики структурных и силовых параметров очагов деформации в разные периоды работы непрерывных широкополосных станов

горячей прокатки

Из табл. 1 видно, что снижение толщины горячекатаных полос привело к увеличению суммарных обжатий в чистовых группах клетей ШПСГП до 97 %, увеличению частных обжатий до 63 %, и, как следствие, к увеличению протяженности упругих участков очагов деформации и повышению контактных напряжений между полосой и валками до опасного уровня — 8001100 МПа, соответствующего уровню напряжений при холодной прокатке.

Описанные изменения структуры очагов деформации привели к ряду проблем в технологическом процессе ШПСГП:

росту затрат энергии на процесс прокатки полос с увеличенными суммарными и частными обжатиями, что повлекло возможные перегрузки работы двигателей главного привода рабочих клетей;

снижению стойкости рабочих валков в последних клетях широкополосных станов, связанному с повышением уровня контактных напряжений;

увеличению продольной разнотолщинности и разноширинности, вызванному нестабильностью технологических параметров по длине полос (температуры, толщины и ширины подката), колебания которых с ростом суммарного обжатия имеют тенденцию к возрастанию;

колебаниям в рабочих клетях усилий прокатки, которые на станах данного типа составляют 3-8 % от их средних значений, а это, в свою очередь, вызывает дополнительные колебания межвалкового зазора из-за упругих деформаций элементов рабочей клети, что способствует росту продольной разнотолщинности и разноширинности полос.

Эффективное решение этих проблем возможно на основе новой методики энергосилового расчета непрерывных широкополосных станов горячей прокатки, так как в известных методиках [1-3] не учитываются особенности напряженно-деформированного состояния металла в очаге деформации и отсутствует математический аппарат для определения потерь энергии на трение качения, возникающих в контакте приводных рабочих и холостых опорных валков. Между тем, как показали последние исследования [4, 5], 85-99 % протяженности очага деформации рабочей клети стана горячей прокатки занимает зона прилипания, а длина упругих участков достигает в последних клетях НШПС 10-17 %. Кроме того, результаты исследований, изложенных в работе [6], показали, что в клетях «кварто», составляющих основу НШПС, затраты мощности на трение качения составляют 30-50 % от суммарной мощности главного привода. Однако данные [6] относятся к станам холодной прокатки, применительно к станам горячей прокатки подобных данных не имелось.

Отсутствие учета указанных факторов в известных методиках [1, 2, 3] приводит в условиях изменившегося сортамента к погрешностям энергосилового расчета НШПС, выполняемого по этим методикам, достигающим 20-30 % и более.

Поэтому разработка новой методики энергосилового расчета процесса горячей прокатки, отвечающей современным условиям, с целью внедрения ее в инженерную и технологическую практику представляется весьма актуальной и целесообразной.

Задачи работы.

Задачами диссертационной работы являлись:

2. разработка и обоснование упругопластической модели очага деформации при горячей прокатке, учитывающей напряженное состояние металла в зоне прилипания;

3. разработка усовершенствованной методики энергосилового расчета процесса горячей прокатки на широкополосном стане, основанной на упругопластической модели очага деформации, включающей определение сопротивления металла деформации, нормальных и касательных контактных напряжений, усилий и мощности прокатки;

4. разработка методики расчета момента и мощности двигателей главного привода стана горячей прокатки, учитывающей затраты энергии на трение качения;

5. промышленная апробация на действующем стане разработанной методики энергосилового расчета с целью оценки ее точности и достоверности;

6. исследование влияния основных факторов процесса горячей прокатки на структурные и энергосиловые параметры очага деформации;

7. исследование влияния режима обжатий в чистовой группе ШПСГП на контактные напряжения, мощность двигателей главной линии привода и точность размеров горячекатаных полос;

8. разработка и промышленная апробация способа горячей прокатки в чистовой группе ШПСГП, обеспечивающего снижение расхода рабочих валков и экономию энергии.

Все исследования и разработки по теме диссертации проводились по трем основным направлениям.

1. Теоретические исследования:

9. разработка усовершенствованной методики энергосилового расчета процесса горячей прокатки на широкополосном стане на основе упругопластической модели очага деформации, включающей зону прилипания;

10. получение нового регрессионного уравнения для определения коэффициента плеча трения качения между рабочим и опорным валками в рабочих клетях станов горячей прокатки;

11. исследование с использованием ЭВМ влияния основных параметров стана и процесса горячей прокатки на структурные и энергосиловые параметры очагов деформации;

12. исследование влияния режима обжатий в чистовой группе ШПСГП на точность размеров горячекатаных полос.

Работы по совершенствованию технологических процессов и оборудования:

13. разработка способа горячей прокатки в непрерывной чистовой группе клетей, обеспечивающего снижение расхода рабочих валков и экономию энергии.

Экспериментальные исследования:

14. проведение промышленных исследований на действующем непрерывном широкополосном стане горячей прокатки с целью получения экспериментальных данных о фактических режимах прокатки;

15. оценка достоверности разработанной методики на основе статистической обработки данных о расхождениях между измеренными и расчетными значениями усилий прокатки и мощностей двигателей главного привода рабочих клетей;

16. проверка на действующем 6-клетевом стане «1700» эффективности способа горячей прокатки, обеспечивающего снижение расхода рабочих валков и экономию энергии.

Научная новизна результатов работы заключается в следующем.

1. Разработана новая методика расчета энергосиловых параметров процесса горячей прокатки, включающая определение сопротивления металла деформации, контактных напряжений, усилий и мощности прокатки, основанная на упругопластической модели очага деформации, пластический участок которого целиком представляет зону прилипания.

2. Установлен достоверный закон изменения касательных напряжений в зоне прилипания очага деформации.

3. Получено новое статистически достоверное регрессионное уравнение, выражающие зависимость коэффициента плеча трения качения между рабочим и опорным валками в рабочих клетях станов горячей прокатки от максимального нормального напряжения в межвалковом контакте, учитывающее комплекс параметров режима прокатки (обжатие, натяжение, механические свойства полосы); относительной угловой скорости вращения рабочего и опорного валков.

Практическая ценность.

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

Аннотация диссертационной работы по главам.

В первой главе представлен анализ известных методов моделирования энергосиловых и технологических параметров непрерывных широкополосных станов горячей прокатке. Сделано заключение о нежелательности их использования в конструкторской и технологической практике из-за ряда недостатков, снижающих точность результатов моделирования.

Вторая глава содержит обоснование упругопластической модели очага деформации в рабочей клети стана горячей прокатки. Рассмотрены основные положения новой методики расчета энергосиловых параметров, учитывающей, что большую часть длины очага деформации занимает зона прилипания, в которой действует закон трения покоя.

В третьей главе представлены алгоритм и блок-схема энергосилового расчета по новой методике, на основе которых выполнена программная реализация. Представлены данные о фактических режимах прокатки полос различных профилеразмеров и марок стали на действующем непрерывном широкополосном стане, включая их энергосиловые параметры.

Представлены результаты статистической оценки точности расчета усилий и мощности двигателей главного привода по новой и одной из наиболее известных методикам.

В четвертой главе изложены результаты исследований влияния основных факторов технологии горячей прокатки на энергосиловые и структурные параметры очагов деформации широкополосных станов.

В пятой главе представлены результаты использования теоретических разработок для совершенствования технологии и оборудования непрерывных широкополосных станов горячей прокатки.

Апробация работы.

Основные результаты работы докладывались и обсуждались на IV международной научно-технической конференции «Автоматизация и энергосбережение машиностроительного и металлургического производств, технология и надежность машин, приборов и оборудования» (г. Вологда) в ноябре 2008 г.; на международной научно-технической конференции «Инновационные процессы в экономике региона» (г. Вологда) в январе 2009 г.; на международной конференции «Теория и практика производства проката» (г. Москва) в феврале 2009 г.

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 8 статей, подготовлена 1 заявка на патент Российской Федерации.

Работа выполнялась в ГОУ ВПО «Череповецкий государственный университет» в период с 2006 г. по 2009 г.

Экспериментальные исследования проводились на ЧерМК ОАО «Северсталь».

1. Анализ известных методов моделирования энергоснловых и технологических параметров широкополосных станов горячей прокатки

1.1. Методы расчета длины очага деформации

Длина очага деформации является одним из параметров, оказывающих существенное влияние на силовые, температурные и кинематические условия процесса прокатки.

При горячей листовой прокатке длину очага деформации определяют без учета или с учетом упругих деформаций валков и полосы. В первом случае используют зависимость [1-3]:

1_д=4Шг, (1.1)

где 1д — дина дуги контакта без учета упругих деформаций валков и полосы; Я - радиус бочки рабочего валка; А/? - абсолютное обжатие.

При горячей прокатке полос толщиной 0,8-1,5 мм упругие деформации достигают 17 %, поэтому использование вышеуказанной формулы в энергосиловом расчете приводит к значительным погрешностям при расчете контактных напряжений, усилий и мощности процесса прокатки.

Во втором случае используют формулы, полученные с использованием контактных задач теории упругости [7, 8]: задачи Герца об упругом контакте цилиндра и плоскости, задачи Фламана о перемещениях на границе упругой полуплоскости, нагруженной сосредоточенной силой, и задачи Буссинеска о перемещениях на границе упругого полупространства, нагруженного сосредоточенной силой, перпендикулярной границе.

Рассмотрим некоторые расчетные формулы, получившие широкую известность.

Формула Хичкока [9-11] получена с использованием задачи Герца:
где /_в - длина дуги контакта с учетом упругого сжатия валков;

х₂в ~ приращение длины дуги контакта за линией, соединяющей центры

вращения валков, подсчитанное с учетом их упругого сжатия:

где />ср.в— среднее значение нормальных контактных напряжений, подсчитанное с учетом упругого сжатия валков;

Л'д, Е_в - коэффициент Пуассона и модуль упругости материала валков.

А.И. Целиковым и А.И. Гришковым [9] предложена формула для расчета *2в с учетом несимметричности эпюр нормальных контактных напряжений:

(1

Формула С.С. Чепуркина [12, 13] получена с использованием задачи Фламана:

(1.2)

где с — коэффициент формы сложной эпюры нормальных контактных напряжений;

Р_пог - погонная сила (нормальная сила, действующая на единицу ширины полосы).

В зарубежной практике применяется формула Робертса [14-16], полученная из решения задачи Герца для контакта цилиндра с идеально жесткой плоскостью:

Наибольшую известность получила формула А.И. Целикова [1, 2, 3]:

(1.3)


где х₂ - приращение длины дуги контакта за линией, соединяющей центры вращения валков, определяемое с учетом упругих деформаций валков и полосы по формуле Герца:

2 Л

(1.4)

= ЪРсрЛ

1-1'I \-V

лЕп

Рс р.с- среднее значение нормальных контактных напряжений;

v_n, Е_и - коэффициент Пуассона и модуль упругости материала полосы.

В работах A.A. Динника [17, 18] показано, что определение приращения х₂ без учета толщины полосы и несимметричности эпюры нормальных контактных напряжений является необоснованным. Для устранения этого недостатка автор предлагает уравнение:

(1.5)

х₂ = 0,5ах

2 в

1+ J1 + 1.74

2 В J

где а — коэффициент, учитывающий несимметричность эпюры нормальных

контактных напряжений;

Ь\ — толщина полосы после прокатки.

Используя формулу С.С. Чепуркина (1.2), П.И. Полухин и др. [19, 20] получили зависимость для определения длины дуги контакта с учетом упругих деформаций валков и полосы:

2 Л

1 -vi

V ^пЕв

l_e =jRAh + c,P„_oeR

(1.6)

п У

где

4A/z

с, =8 + 2

+16.

1-Г

+ -

п у

лЕп

Из-за отсутствия рекомендаций по определению значений коэффициентов формы эпюры нормальных контактных напряжений использование формул (1.2), (1.5) и (1.6) в конструкторских и технологических расчетах затруднительно.


Кроме того, в публикациях [1-3, 9-20] не приводятся данные о статистически достоверной оценке погрешностей расчета по всем указанным методикам.

1.2. Модели сопротивления деформации

Сопротивление деформации при прокатке зависит от химического состава материала полосы, деформационных, температурных и скоростных параметров процесса. Обычно в формулы контактных напряжений сопротивление деформации входит прямым сомножителем, поэтому точность его определения обуславливает точность прогнозирования энергосиловых параметров.

Расчетное значение сопротивления деформации при горячей прокатке в зависимости от различных значений температуры, скорости и степени деформации В.И. Зюзиным предложено определять по зависимости [2, 21]:

СТф-СГол ^Де^иэ (1 -7)

где а₀._д. — базисное сопротивление деформации, определенное при следующих параметрах: температура =1000 С, относительное обжатие 8=10 %, скорость деформации и=10 с"¹;

к_ь к_и - коэффициенты, учитывающие влияние температуры, степени и скорости деформации соответственно.

В работе [2, 22] уравнение (1.7) представлено в виде:

а_ф=А₁А₂А₃е-^т^г^т2_и^т^_оА, (1.8)

где А\, А-1, Аз, т\, т2, тз — постоянные коэффициенты, зависящие от материала полосы.

Основной недостаток формулы (1.8) — это узкий круг исследованных марок стали: отсутствуют данные для углеродистых (кипящих, полуспокойных и спокойных), конструкционных и низколегированных марок стали. Еще один недостаток - ограничение скорости деформации величиной 100 с'¹ (на современных станах она значительно выше).

Т.С. Сергеевым и В.И. Еремеевым [2, 23] предложена следующая зависимость:

сг_ф={ъ-ф-а)е^ВЕ)1-А_х(у-е-^хП-А₂{\-е-^хП-А₃(\-е-^хП)

где 8,т - степень деформации и время от начала процесса;

А], Л₂, А₃, В, а, Ъ- эмпирические коэффициенты (значения приведены в работе

И).

Непосредственно для условий широкополосных станов горячей прокатки М.И. Бояршиновым и В.П. Полупленным [2, 24] для расчета сопротивления деформации предложена зависимость, полученная в результате математической обработки экспериментальных данных по стану 2500 ММК:

сг=д,д₂[10,3-0,0132(г-700)+3,07(0,76+0,0002)/gw] 3/1200/1л/1200/1 х

х [0,58+2(ДМ7о)(1-ЛМ7о)]х 10, (1.9)

где \ — коэффициент, учитывающий химический состав стали; а₂ - коэффициент, учитывающий неравномерность нагрева металла.

Формула (1.9) применима при =850-1250 С, е=5-55 %, г^=2-120 с"¹. Основные достоинства формулы заключаются в ее максимальной приближенности к условиям прокатки и как марочному, так и размерному сортаменту ШПСГП.

Обширные исследования сопротивления деформации металла проведены под руководством JI.B. Андреюка [2, 25-27].

Для определения истинного сопротивления деформации предложена зависимость:

<Гф*, =Sa_oX(l0e_l)^b(t /1000)% (1.10)

где S, а, Ь, с — постоянные числа, определяемые для каждой марки стали по результатам испытаний на пластометре; s -относительное обжатие за /-й проход; t — температура полосы на выходе из /-й клети.

Диапазон действия зависимости (1.10) составляет: f=800-1300 С, 8=5-55 %, и=0,01-150 с"¹, экспериментальные данные получены для широкого диапазона марок сталей и сплавов. При этом автор данной формулы указывает, что возможная ошибка определения значений сопротивления деформации составляет 4 %. Учитывая это, при разработке усовершенствованной модели процесса горячей прокатки, изложенной в гл. 2, в основу определения сопротивления деформации положена формула Л.В. Андреюка.

Все приведенные выше методики расчета сопротивления деформации основаны на допущении, что пластическая деформация начинается на входе полосы в очаг деформации и заканчивается на выходе из него, их авторы не учитывали, что на упругих участках очага деформации условие пластичности не действует, связь между напряжениями и деформациями на этих участках соответствует основному закону упругого состояния материала - закону Гука. Поскольку протяженность упругих участков в очагах деформации тонколистовых станов весьма значительна (от общей протяженности очага деформации в последних клетях ПШСГП она достигает 17 %) распространение условия пластичности на всю длину очага деформации приводит к значительным погрешностям энергосилового расчета. Оценку этих погрешностей авторы всех упомянутых методик не производили.

1.3. Модели трения при горячей прокатке

А) Законы трения, используемые в расчетах процессов прокатки.

Аналитическое описание закона распределения сил и напряжений трения по контактной поверхности полосы и валков относится к числу коренных вопросов теории прокатки. Принятие того или иного закона, определяющего связь касательных и нормальных напряжений в очаге деформации, необходимо для решения дифференциальных уравнений равновесия прокатываемой полосы в зонах отставания и опережения.

Наиболее широко применяемый в теории прокатки закон трения — закон Амонтона [28, 29]:

т = _№, (1.11)

где т - касательное напряжение (напряжение трения); р - нормальное напряжение; р, - коэффициент трения.

Этот закон справедлив только в зонах трения скольжения и не дает истинной картины изменения напряжений трения в зоне прилипания, он адекватно описывает закономерности трения при холодной прокатке с технологическими смазками, когда коэффициент трения относительно невелик и отсутствует зона прилипания.

В некоторых работах используют формулу Зибеля [29]:

т = |i_ca_r,

где ст_т — предел текучести материала полосы;

(i_a - коэффициент пропорциональности, без достаточных обоснований отождествляемый с коэффициентом трения.

Практическое использование формулы Зибеля затрудняется отсутствием рекомендаций по выбору величины этого коэффициента. Один из вариантов формулы Зибеля имеет вид:

T = T_S, (1.12)

где ig - сопротивление чистому сдвигу материала полосы: x_s = (0,5-0,58)сгт.

Применение этой формулы предполагает наличие на контактной поверхности максимально возможных напряжений трения скольжения, соответствующих границе зоны отставания (опережения) и зоны прилипания. Также известна формула Кулона [28, 29]:

т = ц'/? + а,

где ц' - коэффициент, отличный по величине от коэффициента трения;

а — удельное сопротивление сдвигу, обусловленное молекулярным сцеплением

поверхностей.

Эта формула не получила применения из-за неопределенности величин ц'

и а.


А.Я. Семенюта для расчета переменных касательных напряжений, зависящих от координаты «х» по длине очага деформации, предложил формулы [29]:

; г_х=г

л/3

'И-

где л: — текущая горизонтальная координата; х_н - длина зоны опережения; к_п - толщина полосы в нейтральном сечении; 1г_х - текущая высота полосы;

1=)Л

2И_Н - 1п

Известна также формула В.И. Акулина и В.П. Северденко [29]:

т* = А^Сх8гп{ сох+ф),

где А, С, со, (р — коэффициенты, определяемые по экспериментальным эпюрам сил трения.

А.И. Целиковым предложено для отдельных участков очага деформации использовать разные законы трения:

3. в зонах скольжения (в начале и в конце дуги контакта): закон Амонтона — формула (1.11);

4. в начале и конце зоны прилипания: формула Зибеля (1.12);

5. на участке застоя (в средней части зоны прилипания):

к -к

прямолинейный закон х_х « — -г|,

где ф - текущий центральный угол на участке застоя;

г| - коэффициент, характеризующий интенсивность изменения т на участке застоя.

Подводя итог обзору используемых законов трения, можно сделать вывод, что наиболее распространенный метод учета трения в очагах деформации основан на законе Амонтона (формула (1.11)), причем значение коэффициента трения ц обычно принимают средним для очага деформации. Ниже дан обзор
наиболее известных эмпирических формул для определения величины |и при горячей прокатке.

Б) Формулы коэффициентов трения при горячей прокатке. Анализ экспериментальных данных показывает, что в подавляющем большинстве случаев при установившемся процессе горячей прокатки коэффициент трения находится в пределах 0,2-0,4 [28, 29].

Для расчета коэффициента трения А.И. Целиковым предложена зависимость, полученная путем аппроксимации экспериментальной кривой Н.Н. Гета:

ц=0,55-0,00024*.

Эта формула содержит в качестве аргумента только температуру прокатки

г.

Известны формулы, в которых учитываются другие факторы трения:

6. формулы Ш. Гелей [30]: при прокатке на стальных валках

ц= 1,05-0,0005^-0,056и,

на чугунных валках

ц=0,92-0,0005^-0,056и, на шлифованных стальных или чугунных валках

ц=0,82-0,0005^-0,0561), где 1) — окружная скорость валков.

Недостаток формул Ш. Гелей состоит в том, что они не учитывают такие факторы как состояние поверхности и материал валков, а также химический состав прокатываемого металла.

7. формула М.А. Зайкова [31]:

где Ди_ср — скорость скольжения;

М - коэффициент, учитывающий химический состав стали (для низкоуглеродистой стали 1).


формула Л.Ф. Молоткова [32]:

1-0,25

'ШО-Л

ц = 0,748(С-10Г'⁴⁹³ -^

V Ю0 у

где^ = 0,272_е-'⁰²⁷(^С-¹⁰⁰); С - содержание углерода в стали, %.

- формула Т.М. Голубева и М.А. Зайкова [33]:

где Г_пл, Т - соответственно температура плавления металла и температура прокатки по абсолютной шкале;

ц₀=0,29-0,32;

2,3 -10~⁵

Ь =

СА»_ср

Основным недостатком этих формул является то, что они не отражают зависимость коэффициента трения от материала и состояния поверхности рабочих валков.

В работе [29] указано, что значительное влияние на коэффициент трения при горячей прокатке оказывают следующие факторы: состояние поверхности валков (шероховатость и налипание частиц металла и окислов); материал валков; химический состав прокатываемого металла; состояние поверхности металла; температура прокатки; скорость прокатки. Все эти факторы учтены в приведенных ниже формулах:

8. формула Б.П. Бахтинова и М.М. Штернова [34]:

[I = к_хк₂к_ъ(1,05 - 0,00050,

где к\ — коэффициент, учитывающий состояние поверхности и материал валков;

к₂— коэффициент, учитывающий скорость прокатки;

к₃ — коэффициент, учитывающий содержание углерода в стали.

9. формула А.П. Грудева [28, 29]:

\и = к_п к_мК(0,55 - 0,000240, где к_п- коэффициент, учитывающий состояние поверхности и материал валков;


к_ы - коэффициент, учитывающий содержание углерода в стали; к„ - коэффициент, учитывающий скорость прокатки.

1.4. Методы расчета усилия прокатки и среднего контактного напряжения

Имеющиеся в литературе зависимости для расчета усилия прокатки можно разделить на теоретические и эмпирические.

Наиболее распространенная формула для расчета усилия при горячей прокатке имеет вид [1-3]:

Р=Рср1дЬ_Ср, (ЫЗ)

где р_ср — среднее значение нормальных контактных напряжений; 1д — длина дуги контакта без учета упругих деформаций; Ь_ср — средняя ширина полосы в очаге деформации:

где Ь₀ - ширина полосы на входе в клеть; Д6 - абсолютное уширение.

Из выражения (1.13) следует, что точность расчета усилия определяется точностью расчета длины очага деформации и среднего значения нормальных контактных напряжений.

Большинство теоретических формул для расчета контактного давления базируется на дифференциальном уравнении равновесия полосы, которое впервые было получено Т. Карманом из рассмотрения условий равновесия элементарного объема, выделенного в очаге деформации.

Наиболее распространенными являются следующие формулы. Формула А.И. Целикова [1-3]:

\

2г,

(1.14)

+ 6

'ср

3 + 2

\^кн)

(к ^{л п}н

где — коэффициенты, учитывающие влияние заднего и переднего

натяжений:

А/г

- толщина полосы в нейтральном сечении, вычисляемая по формуле:

б=

Формула С. Экелунда [2]:

Рс р⁼( 1 +w)(2+r| г/),

где и — скорость деформации;

т — коэффициент, характеризующий влияние внешнего трения на усилие прокатки:

1,1 li/a - 1,2аh т — — ;

к - коэффициент, характеризующий механические свойства прокатываемого металла:

2 к= (14 - 0,010(1,4 + С + Мп + 0,3 О), (1.15)

где С, Мп, Сг — содержание в стали углерода, марганца и хрома. т| - коэффициент, учитывающий влияние температуры:

Tl = 0,01(14-0,01i). Формула Ш. Гелей [2, 30]:

где kf— коэффициент, учитывающий механические свойства металла, для его определения рекомендуется использовать формулу (1.15); с — эмпирический коэффициент:

⁽ I ^{42 1}д

Кг,

V Р J

V _Kh_Cpj

+ z₃,

с = а\

где а\, а₂, щ - коэффициенты, определяемые в зависимости от значения параметра /_д//2_ср.

Основной недостаток формул С. Экелунда и Ш. Гелей — неучет межклетевых натяжений при непрерывной прокатке. Формула А.Ф. Головина и В.А. Тя1унова [2]:

Рс_Р = [1 + К ЦК, ~

где а_в — временное сопротивление стали в холодном отожженном состоянии;

— коэффициент, учитывающий температуру прокатки и химический состав стали:

0,95^-1

/V/ — ,

где ?_пп — температура плавления стали. Формула М.Я. Бровмана [2, 35, 36]:

рср = 1,15а(и_ст - «_о0а₀/а - и^с^/ст), где а — сопротивление металла деформации;

/7_а0, п_а 1 — коэффициенты напряженного состояния, учитывающие влияние на* усилие прокатки коэффициента трения, натяжений, упругого сплющивания валков и т.д.

Наиболее распространенной эмпирической формулой для расчета усилия прокатки является- формула Л.В. Андреюка, базирующаяся на методике определения сопротивления деформации [2]:

Р = т-к-/1000)^с,

где к, а, с — постоянные числа, определяемые для каждой марки стали по

результатам испытаний на пластометре;

т, Ал, Ди> — коэффициенты, учитывающие напряженное состояние металла.

Все представленные формулы для расчета нормальных контактных напряжений разработаны без учета напряженного состояния полосы в упругих участках очага деформации и зоне прилипания, поэтому их применение для силового расчета процесса прокатки полос толщиной 0,8-1,5 мм не обеспечивает необходимой точности определения усилия прокатки.

1.5. Методы расчета момента и мощности прокатки

Рассмотрим наиболее распространенные методики расчета момента и мощности процесса прокатки.

А) Определение мощности по моменту прокатки.

Целый ряд методик рекомендует рассчитывать мощность через момент прокатки [1, 2, 11, 37, 38]:

N_np=M_npg),

где М_пр - момент прокатки; со - угловая скорость валков.

Рассмотрим некоторые расчетные формулы момента прокатки, а) Формула Е.С. Рокотяна [1, 37]:

М_пр = 2 Ы²_дР\

где Ъ — ширина полосы; 1_д — длина дуги контакта; Р - усилие прокатки; \|/а - показатель деформации:

|1 - коэффициент трения;

И_ср - среднее значение толщины полосы в очаге деформации:

ко, к\ — толщины полосы на входе и выходе из клети; р₀, Р1 - коэффициенты, вычисляемые по формулам:

Ро=^{1 +}


( ,₇^Ч

1 _ 0 ¹д V^е* 0,2 ^а0,2 У

где ао₂ — пределы текучести материала полосы на входе и выходе из клети;

^о, 1 - коэффициенты, учитывающие влияние заднего и переднего натяжений:

= 1 — ^ао ^ — \

1Д5а2_>2 1Д5ао₂

а₀, Ст] - заднее и переднее удельные натяжения.

б) Методика Д. Блэнда - X. Форда — Ф. Эллиса, согласно которой, крутящий момент определяется по величине сил трения, действующих на поверхности валка (скольжение металла по всей дуге контакта), а плечом этих сил является радиус недеформированного валка [2, 11, 37, 38]:

М-^а_ср(/70-/г1)(1-а₀/а_ср№, е, 5), где М' - крутящий момент, действующий на одном валке на единицу ширины полосы;

а_ср - среднее значение сопротивления деформации;

е, 5) - безразмерная функция, определяемая по графикам;

е - относительное обжатие;

|5=(1-а₀/а_Ср)/(1-СТ1/СТср). Для определения полного момента прокатки полученный результат необходимо удвоить и умножить на ширину полосы.

Недостаток указанных методик состоит в том, что они не учитывают напряженное состояние в упругих участках очага деформации и противоположное направление касательных напряжений в зонах отставания и опережения. Кроме того, значения коэффициента характеризующего точку приложения усилия прокатки, в литературе по прокатному производству указаны в весьма широких диапазонах (от 0,2 до 0,58), что может приводить к значительным погрешностям определения моментов прокатки. Поэтому
целесообразно исключить этот коэффициент из энергосилового расчета. Для этого необходимо определять мощность не через момент, а исходя из работы прокатки или расхода энергии, а затем вычислять момент через мощность прокатки.

Б) Определение мощности прокатки по удельному расходу энергии или удельной работе прокатки [1, 2, 21,39,40].

Удельный расход энергии (а) — это работа, затрачиваемая на прокатку одной тонны полосы (работа, отнесенная к единице массы полосы).

Удельная работа прокатки - это работа, затрачиваемая на прокатку одного м полосы (работа, отнесенная к единице объема полосы).

Анализ различных формул для расчета удельной работы прокатки выполнен И.М. Павловым [41]. Он показал, что все формулы могут быть приведены к трем видам:

(1.16)

где р_ср — среднее значение нормальных контактных напряжений в очаге деформации.

По мнению И.М. Павлова, истинной является формула логарифмического вида (1.16), предложенная в 1874 году С. Финком.

пр^у / '

(1.17)

где У\ - объем полосы, прокатываемой за одну секунду (секундный объем):

Удельный расход энергии и удельная работа прокатки связаны между

собой:

а-а_п р/р,

где р - плотность материала полосы.

Если известна величина а_пр или а, то мощность прокатки будет равна:


Vl=FnonV ь

где F_non - площадь поперечного сечения полосы; при прокатке листового металла F_nQTi=h\b', и 1 - скорость прокатки.

До 2000 г. методика расчета мощности прокатки, основанная на использовании формулы Финка (1.16), была наиболее распространенной в конструкторской и технологической практике.

К недостаткам формулы Финка можно отнести следующее:

3. В ней не учитывается влияние на работу прокатки касательных напряжений т_х, направление которых в зоне отставания совпадает с направлением процесса прокатки, а в зоне опережения противоположно направлению процесса прокатки.

4. При выводе формулы Финка принято, что среднее нормальное контактное напряжение р_ср направлено перпендикулярно оси прокатки, хотя на самом деле нормальные напряжения р_х направлены под некоторыми углами к оси, меняющимися по длине очага деформации.

Попытка учета работы сил трения предпринята в методике расчета мощности, предложенной В.Н. Выдриным [42, 43], согласно которой:

N„_Pi ⁼ + N_mpi,

где - мощность формоизменения; N_Tpi — мощность трения.

ТУф; в данной методике вычисляют по формуле Финка, в которую, вместо

г.

р_ср, подставляют 1,15оф=2т₈, то есть сопротивление деформации.

Nrpi вычисляют через среднее значение напряжения трения т₀, которое находят по полуэмпирической формуле, без учета разных его направлений в зонах отставания и опережения.

Данные о достоверности методики [42, 43] в литературе отсутствуют. Таким образом, большинство известных методик расчета мощности прокатки не учитывают напряженное состояние в упругих участках очага деформации и работу касательных сил, меняющих направление по длине очага

деформации. Кроме того, они пренебрегают отклонениями нормальных контактных напряжений от направления, перпендикулярного оси прокатки. Применение этих методик для современных тонколистовых станов приводит к значительным погрешностям расчетных значений усилия и мощности прокатки.

Наиболее физически обоснованной является методика расчета мощности прокатки, основанная на упругопластической модели очага деформации [4448], разработанная для холодной прокатки и учитывающая все перечисленные выше недостатки.

Согласно этой методике удельная работа прокатки рассчитывается как сумма удельных работ, совершаемых нормальными и касательными контактными напряжениями в направлениях перпендикулярном и параллельном оси прокатки, на каждом из участков очага деформации (см. табл. 1.1).

Таблица 1.1

Расчетные формулы удельных работ прокатки

на каждом участке очага деформации

Однако данная модель не позволяет производить расчет мощности для очага деформации, имеющего зону прилипания.

Выводы по главе 1

Анализ известных методов моделирования энергосиловых и технологических параметров широкополосных станов горячей прокатки показал, что они обладают следующими недостатками.

4. Большинство методик расчета длины очага деформации разработано без учета напряженного состояния полосы в упругих участках очага деформации, что искажает физическую сущность деформации полосы валками и снижает точность результатов расчета.

5. Все известные математические модели процессов горячей прокатки при расчете энергосиловых параметров не учитывают изменение сопротивления деформации на упругих участках, что приводит к завышению расчетных значений нормальных контактных напряжений и усилий прокатки.

6. Классические методики энергосилового расчета процесса горячей прокатки не учитывают наличие в очаге деформации зоны прилипания, возникающей в той части его длины, где касательные контактные напряжения достигают максимально возможной величины — сопротивления материала чистому сдвигу.

7. При расчете мощности прокатки известные методики не учитывают напряженное состояние в зоне прилипания.

8. Исходя из вышеизложенного анализа недостатков классических методик расчета энергосиловых и технологических параметров процесса тонколистовой горячей прокатки, сформулирована основная задача данной диссертации: создать современную методику и алгоритм энергосилового расчета широкополосных станов горячей прокатки.

2. Разработка новой методики расчета энергосиловых параметров

процесса горячей прокатки

2.1. Обоснование модели очага деформации

Одна из существенных особенностей напряженно-деформированного состояния металла в очаге деформации при горячей прокатке состоит в том, что большая часть его протяженности представляет собой зону прилипания. Как известно, эта зона характеризуется отсутствием относительного скольжения контактных поверхностей полосы и валков:

13*пов = «в, (^2Л)

где Цхпов — скорость движения поверхностного слоя полосы,

контактирующего с валком;

о_в - окружная скорость бочки валка.

Согласно А.И. Целикову [1, 3], прилипание возникает в той части длины очага деформации, где касательные контактные напряжения т*, возрастающие пропорционально нормальным контактным напряжениям р_х по закону трения т_х = \хр_х, достигают максимально возможной величины г_хтах = т₅ (т₅ — сопротивление чистому сдвигу материала полосы).

В анализе структуры очагов деформации, имеющих зоны прилипания, изложенном в работах [1, 3] и носившем преимущественно качественный характер, предсказаны многие закономерности напряженно- деформированного состояния полосы в зоне прилипания, которые на современном уровне математического моделирования могут быть подтверждены и уточнены путем расчетов. В частности, в работе [1] впервые показано, что изменения касательных напряжений по длине зоны прилипания не подчиняются указанному выше закону трения и не зависят от величины коэффициента трения между полосой и валками.

Согласно данным работы [1], зона прилипания может распространяться на всю длину очага деформации, если этот очаг характеризуется

соотношением 1/к_ср < 2 (где / — длина очага деформации, /г_ср - средняя толщина полосы). Однако детальный анализ напряженно-деформированного состояния полосы в очагах деформации рабочих клетей чистовых групп широкополосных станов горячей прокатки показал, что очаги деформации, состоящие преимущественно из зон прилипания, характеризуются диапазоном соотношений ///г_ср < 0,5-15. При этом от полной длины очага деформации протяженность зоны прилипания составляет:

6. в первых клетях чистовых групп (///г_ср < 0,5-3,0): 98-99 %;

7. в последних клетях чистовых групп (///г_ср = 10-15): 83-90 %.

Диапазоны средних значений величин р_х, р., т_х, т_Л., характерные для

горячей прокатки стальных полос на широкополосных станах, приведены в табл. 2.1 [5,49, 50].

Таблица 2.1

Диапазоны параметров напряженного состояния стальной полосы

при горячей прокатке на широкополосных станах

Примечание. ** в первых клетях чистовых групп; в последних клетях чистовых групп.

Из табл. 2.1 видно, что даже средние значения касательных напряжений в очаге деформации, вычисленные по закону трения т_ср = ц/>_ср, превышают сопротивление чистому сдвигу материала полосы в 1,5-2,5 раза. Это значит, что указанный закон трения действует только на очень коротких участках (вблизи входного и выходного сечений полосы), а на подавляющей части протяженности очага деформации касательные напряжения зависят не от

коэффициента трения, а от сопротивления чистому сдвигу материала полосы, что характерно для зоны прилипания.

Другая существенная особенность очагов деформации широкополосных станов горячей прокатки, относящаяся преимущественно к последним клетям чистовых групп — значительная протяженность упругих участков этих очагов, особенно второго упругого участка, где происходит восстановление части толщины полосы. В первых клетях чистовых групп доля длины этих участков от общей длины очага деформации составляет 1-2 %, а в последних клетях она увеличивается до 15-17 %.

Следовательно, достоверные результаты моделирования напряженно- деформированного состояния тонких полос при горячей прокатке на широкополосных станах могут быть получены лишь на основе упругопластической модели очага деформации, согласно которой очаг состоит из трех участков (рис. 2.1):

9. упругого сжатия полосы длиной Х1_упр;

10. пластической деформации длиной х_пл, представляющего целиком зону прилипания.

Несмотря на то, что на пластическом участке из-за явления прилипания скорость поверхностного слоя полосы постоянна, относительно средней по толщине скорости полосы выполняются условия:

при к_х > /г„ ъ_хср < т)_в;

при 1г_х < /г„ идср > -и_в;

Поэтому по отношению к средней скорости по толщине полосы пластический участок состоит из двух зон — отставания длиной х_плотст и опережения длиной л'_1Ш._опер.

11. упругого восстановления части толщины полосы на выходе из очага деформации длиной х₂.

Протяженность первого упругого и пластических участков очага деформации (рис. 2.1) определяется по формулам табл. 2.2. Протяженность второго упругого участка определяется по формуле Герца (1.4).

Рис. 2.1. Схема очага деформации рабочей клети широкополосного стана горячей прокатки и график изменения скоростей полосы

Представленная в данной главе новая методика энергосилового расчета процесса горячей прокатки тонких широких полос основана на следующих

допущениях:

1. Деформация полосы считается плоской, уширение отсутствует.

2. Зона прилипания распространяется на весь пластический участок.

3. Зависимость т_х(к_х) линейная.

4. Коэффициент трения усреднен по поверхности контакта металла с валками и принят постоянным.

5. Контактные напряжения рассчитываются отдельно на каждом участке очага деформации, с использованием на пластических участках уравнений (условий) пластичности, на упругих участках — уравнений упругости, основанных на законе Гука.
   

Таблица 2.2

Примечание. Б_р - диаметр бочки рабочего валка; Ай, - абсолютное обжатие в г'-й клети; Д/?1у_Пр, Л/г2>пр — максимальные величины абсолютных упругих деформаций полосы по толщине на участках с длинами Х1_упр и Х2-

2.2. Разработка нового закона распределения напряжений трения по длине

очага деформации

Структурные параметры очагов деформации

В работах [28, 29] и гл. 1 приведено несколько вариантов зависимостей г_Л(х), без оценки их достоверности. Следует учитывать, что отсутствие проскальзывания полосы относительно валков, характерное для зоны прилипания, означает, что касательные напряжения т_х(х) в этой зоне представляют собой напряжения трения покоя. Переменный характер этих напряжений определяется противоположной направленностью их в зонах отставания и опережения и равенством нулю в нейтральном сечении. Хотя на контактной поверхности скорости полосы и валков равны, средняя по
сечению скорость полосы и_хср увеличивается при движении ее через очаг деформации (см. рис. 2.1, график «а»), следовательно, разность скоростей (и_в - и._хср) изменяется согласно графику «б» на рис. 2.1.

Логично допустить, что напряжения трения покоя т_л(хг) находятся в прямой зависимости от указанной разности скоростей, которая является своеобразным «скоростным напором», воздействующим на контактную поверхность полосы и валков.

С учетом изложенных особенностей напряженно-деформированного состояния полосы, в разработанной методике расчета контактных напряжений принята следующая модель напряжений трения (см. рис. 2.2):

Рис. 2.2. График изменения касательных контактных напряжений в очаге

деформации

а) на упругих участках очага деформации длиной Х1_упр и действует закон трения скольжения:

т_х = \лр_х; (2.2)

б) на пластическом участке, представляющем собой зону прилипания, касательные напряжения изменяются линейно от максимального значения х_хтах = т_? до минимального значения т_х > проходя через значение = 0 в нейтральном сечении, в соответствии с выражением:

( А -К Л

Ъ-Ъ Г* у. , (2.3)

_к"{упр "н _у

где к_н — толщина полосы в нейтральном сечении;

^1упр ^— толщина полосы на границе первого упругого и пластического участков.

2.3. Предложенная модель сопротивления деформации

Помимо модели касательных напряжений, большое значение для расчета контактных напряжений имеет модель сопротивления деформации полосы. В данной работе принята модель, основанная на схематизированном графике рис. 2.3.

по длине дуги контакта в г-й клети широкополосного стана горячей прокатки

Согласно этому графику, на упругих участках сопротивление деформации изменяется линейно (по закону Гука):

на первом упругом участке, когда материал полосы на входе в валки упруго обжимается по толщине, сопротивление деформации, согласно закону Гука, изменяется линейно от нуля до аф _пл:

где Ah_x, 8их — абсолютная и относительная упругие деформации полосы по толщине на длине JCi_ynp;

на втором упругом участке, где происходит упругое восстановление части толщины полосы на выходе из очага деформации, сопротивление деформации по закону Гука уменьшается от Оф._пл до нуля:

где Ah_x, 8^ — абсолютная и относительная упругие деформации полосы по толщине на длине х₂.

На пластическом участке сопротивление деформации принято приближенно

постоянным (Оф_Л1Л), поскольку при горячей прокатке, наряду с процессами упрочнения металла, происходят процессы его рекристаллизации. После детального анализа известных формул для расчета аф_-пл за основу была принята формула JI.B. Андреюка (1.10).

Определение сопротивления деформации на основе графика рис. 2.3 является существенно важным отличием излагаемой методики от классических [1-3], в которых величина аф._пл при горячей прокатке принимается постоянной по всей длине очага деформации, без учета влияния упругих участков, где средние значения сопротивления деформации равны

СГф.пл/2.


2.4. Расчет нормальных контактных напряжений с учетом нового закона распределения контактных сил трения

Исходя из принятых исходных данных и сделанных допущений, расчет контактных напряжений выполнен отдельно для двух упругих участков и одного пластического.

Для этого, основываясь на плоской схеме напряженно- деформированного состояния, справедливой для тонкой широкой полосы, на каждом участке составили систему трех уравнений относительно переменных напряжений р_х(И_х), т_х(И_х) и а_х(И_х) (где о_х(И_х) — сжимающие нормальные напряжения, параллельные оси прокатки) (см. таблицы 2.3 и 2.4):

Таблица 2.3

4. Формулы р_х(ку)

К Л-1)

Рх=№Е_п

+

К-1 3,-1+1

8,-1-1

(5,,₁₊1)5_м 1,15Е_П

/йа/2

+

(8,+1)5, 1,15 Е_п_

Г, \⁵/-1

К±

\К У

+

+

где 5_М =

где 6,-

Основные выражения, характеризующие упругие участки

р_х=\,\5Е_п\^~

б,- 6,+1 6,-1


Таблица 2.4

Примечание. р\_уир - значение нормального контактного напряжения, рассчитанное по уравнению р_х{17_Л) для первого упругого участка в сечении, где к_х = /гх_упр.

дифференциальное уравнение равновесия полосы;

уравнение упругости (на упругих участках) или пластичности (в зоне прилипания);

уравнение, выражающее закон изменения напряжений трения: на упругих участках — выражение (2.2); на пластическом — выражение (2.3), единое для зон отставания и опережения.

Контур очага деформации с учетом упругого сплющивания аппроксимирован двумя прямыми отрезками: первым - от входного сечения до вертикальной осевой плоскости валков (он соответствует углу захвата а и, следовательно, наклонен к оси прокатки на угол а/2), вторым - на участке упругого восстановления части толщины полосы (он наклонен к оси прокатки в противоположном направлении на угол Р).

Каждая из систем, приведенных в таблицах 2.3, 2.4 (п.п. 1, 2, 3), сведена к одному дифференциальному уравнению первого порядка относительно нормальных контактных напряжений р_х(к_х).

Основные выражения, характеризующие пластический участок

Решив указанное уравнение при реальных граничных условиях, для каждого участка очага деформации получили расчетную формулу р_х(Ь_х) (см. п. 4 таблиц 2.3, 2.4).


В качестве граничных условий на входе и выходе очага деформации использовали заданные удельные натяжения полосы а_г__ь о_г. В качестве граничного условия для зоны прилипания использовали значение р_х{ку), рассчитанное для первого упругого участка в сечении, где к_х =

Чтобы получить выражение для расчета толщины полосы в нейтральном сечении, приравняли выражения р_х(И_х = к_2уПр), полученные для зоны прилипания и для второго упругого участка, получив тем самым уравнение относительно к_х = к_н.

Его решение дало новую, уточненную формулу толщины полосы в нейтральном сечении, учитывающую все отмеченные выше особенности очага деформации:

²Кпр*8^а/2Ь>2_У._Р -Рх_Уп_РУ№Ф ~ ^1пКпр ^+1пКпр\-Кпр⁺Кпр

/ -\\P2ynp -РгупрУ^Ъф - ^1пКп_Р ^+1пКпр\~^1пКпр + ^1пКуп_Р

где /?2_Упр - значение нормального контактного напряжения, рассчитанное по уравнению р_х(И_х) для второго упругого участка в сечении

Н_х ⁼ /?2упр ⁼ — А/22уцр.

Подробный вывод всех формул представлен в Приложении 1.

2.5. Распределение нормальных контактных напряжений по длине очага

деформации

Исследование распределения нормальных контактных напряжений по длине очага деформации было выполнено на основе реального режима прокатки 6-клетевой непрерывной группы ШПСГП «1700», являющегося наиболее ярким представителем группы толщин 0,8-1,5 мм. Технологические и энергосиловые параметры режима представлены в табл. 2.5, а в табл. 2.6 приведены структурные параметры очагов деформации всех рабочих клетей [5,51].

Таблица 2.5

размерами 0,9x1000 мм

Таблица 2.6

прокатке полосы из стали 1ПС размерами 0,9x1000 мм

Примечания: X, - показатель, характеризующий положение нейтрального сечения Х_г = Хпл.стт/Хпл; Ртах — максимальное значение контактных напряжений в очаге деформации; р_п - значение контактных напряжений в нейтральном сечении; х„ — расстояние от нейтрального сечения до сечения максимального нормального напряжения.

На рис. 2.4 показаны характерные распределения нормальных контактных напряжений в 1", 3^й и 6^й клетях при горячей прокатке полосы по указанному режиму.

Анализ результатов моделирования дает основания для следующих выводов.

Энергосиловые параметры режима горячей прокатки полосы из стали 1ПС

Структурные параметры очагов деформации рабочих клетей при горячей

1. Доля упругих участков очага деформации от его общей длины возрастает от 1-2 % в первых клетях до 10-17 % в последних клетях чистовой группы, что подтверждает целесообразность их учета в энергосиловом расчете широкополосных станов горячей прокатки. В первых клетях

клеть № 6

+ — о 1 л <

полосы о 1"

Рис. 2.4. Распределение нормальных контактных напряжений по длине очага деформации в Г, 3^й и 6^й клетях 6-клетевой непрерывной группы ШПСГП «1700» (на примере прокатки полосы из стали 1ПС 24,9-»0,9х1000 мм)

чистовои группы влияние упругих участков на величину усилии прокатки незначительно, но расчет контактных напряжений в этих участках позволяет достоверно определить величину напряжений в основной — пластической?— зоне очага деформации;

Максимальные значения; нормальных контактных напряжений увеличиваются* от 350-500 МПа в первых клетях до 1300-1450 МПа в последних клетях, где они соответствуют уровню напряжений при холодной прокатке и оказывают большое влияние на интенсивность износа рабочих валков. Однако в первых клетях значительно выше температура полосы, что способствует выгоранию поверхности' бочки; валков; поэтому задача повышения; стойкости рабочих валков при прокатке наиболее тонких полос актуальна для всех клетей чистовых групп широкополосных станов.

Нейтральное сечение не совпадает с сечением; максимума контактных напряжений, особенно в первых клетях чистовой группы, где расстояние между этими сечениями составляет 11 мм. По мере уменьшения толщины полосы это; расстояние уменьшается и в последних клетях нейтральное сечение почти совпадает с сечением максимума; напряжений. На несовпадение этих сечений в зоне прилипания впервые указал А.И.Целиков [ 1 ].„ Изложенная методика подтвердила эту особенность очага деформации и дала возможность достоверно рассчитать положения обоих сечений!

В отличие от холодной прокатки, где доля зоны отставания от общей длины;пластических участков достигает 80-100 %, при горячей прокатке эта доля; находится в диапазоне 56-76 %, то есть одно нейтральное сечение и зона опережения имеет место в очагах деформации всех рабочих клетей.

2.6. Определение средних значений нормальных контактных напряжений и

Похожие диссертации на Исследование и моделирование энергосиловых параметров процесса горячей прокатки тонких полос для повышения эффективности работы широкополосных станов



Исследование процесса бесслитковой прокатки стальной полосы с целью определения эффективных технологических и конструктивных параметровНиколаев Виктор Алексеевич

Повышение эффективности горячей прокатки широких полос в минусовом поле допусков на основе стабилизации температурного режима Герасимов Сергей Павлович



Совершенствование методов моделирования энергосиловых параметров станов холодной прокатки для повышения эффективности производства тонких полосШалаевский Дмитрий Леонидович

Развитие теории и технологии прокатки стальных полос из подката многократной ширины для повышения эффективности производстваКуницын, Глеб Александрович



Повышение эффективности производства горячекатаных полос за счет оптимизации производственной программы прокаткиНенахов Вячеслав Анатольевич

Повышение эффективности производства горячекатаных полос на непрерывных станах за счет совершенствования условий прокатки в черновой группе и теплообмена на промежуточном рольгангеТинигин, Анатолий Николаевич



Исследование неравномерности теплового и напряженно-деформированного состояний полосы и рабочих валков с целью совершенствования технологического процесса горячей прокаткиБасуров Александр Владимирович

Разработка и оптимизация режимов холодной прокатки тонких полос и лент из специальных сталей с целью повышения их качества Кузнецов Игорь Вениаминович



Установление особенностей горячей прокатки крупногабаритных слитков из сложнолегированных медных сплавов с целью повышения качества полос Шиманаев Александр Евгеньевич

Повышение эффективности системы воздействий в листопрокатных комплексах на поперечный профиль и плоскостность тонких стальных полосПолецков, Павел Петрович