Содержание к диссертации
Введение
1 Литературный обзор и постановка задач исследования.. 6
1.1 Факторы, влияющие на качество горячекатаной полосы 6
1.2 Моделирование методом конечных элементов напряженно-деформированного состояния в задачах упруго-пластического течения 9
1.3 Модели расчёта теплового и деформированного состояний рабочих валков 16
1.4 Установки охлаждения на отводящем рольганге и особенности конструкции коллекторов различных типов, применяемых на станах горячей прокатки 22
1.5 Основные задачи исследования 25
2 Исследование влияния индукционного подогрева на промежуточном рольганге стана на температурные и деформационные параметры прокатки и структуру горячекатаной полосы 27
2.1 Тепловая модель индукционного подогрева полосы на промежуточном рольганге перед прокаткой в чистовой группе клетей 27
2.2 Модель теплового и напряженно-деформированного состояний полосы при прокатке в чистовой группе клетей 43
2.3 Прогноз изменения диаметра зерна аустенита по параметрам прокатки в чистовой группе клетей 50
2.4 Выводы: 56
3 Исследование теплового и напряженно деформированного состояний двухслойных рабочих валков 59
3.1 Моделирование напряженно-деформированного состояния рабочих валков разных типов под действием тепловых и механических нагрузок 59
3.2 Сравнительный анализ износа двухслойных и обычных рабочих валков разных типов на основе экспериментальных данных 70
3.3 Выводы 85
4 Исследование установки ускоренного охлаждения полосы на отводящем рольганге стана горячей прокатки .87
4.1 Модель охлаждения полосы на отводящем рольганге 87
4.2 Сравнение экспериментальных расходно-напорных характеристик коллекторов охлаждения, применяемых на отводящем рольганге стана 2000 96
4.3 Разработка новой конструкции коллекторов охлаждения полусекции отводящего рольганга 103
4.4 Выводы 117
Основные выводы и результаты работы 119
Список литературы 122
Приложения 132
- Моделирование методом конечных элементов напряженно-деформированного состояния в задачах упруго-пластического течения
- Модель теплового и напряженно-деформированного состояний полосы при прокатке в чистовой группе клетей
- Сравнительный анализ износа двухслойных и обычных рабочих валков разных типов на основе экспериментальных данных
- Сравнение экспериментальных расходно-напорных характеристик коллекторов охлаждения, применяемых на отводящем рольганге стана 2000
Введение к работе
Повышение конкурентоспособности на мировом рынке вынуждает производителей предъявлять всё более жёсткие требования к качеству горячекатаной продукции. На современных широкополосных станах формирование геометрических размеров и механических свойств прокатываемых полос осуществляется с помощью алгоритмов, заложенных в АСУ ТП стана. Неотъемлемой частью этих алгоритмов являются модели, учитывающие влияние технологических параметров на качество готовой продукции. Тепловой режим прокатки и охлаждения полосы оказывает определяющее воздействие на формирование неравномерностей распределения параметров горячекатаных полос (скоростей прокатки, температуры, скоростей деформации, поверхностных напряжений) по толщине, ширине и длине раската, влияющих на характеристики эксплуатации оборудования.
Снижение себестоимости прокатной продукции вызывает необходимость исследования работоспособности и износостойкости оборудования, используемого в технологическом процессе, в частности, прокатных валков и установки ускоренного охлаждения на отводящем рольганге. Потребителю прокатных валков из множества предложений фирм-производителей необходимо выбрать приемлемый вариант, а для этого необходимы исследования работоспособности и стойкости прокатных валков. Совершенствование работы установки ускоренного охлаждения позволит стабилизировать тепловое состояние полосы и уменьшить неравномерности распределения параметров, полученные при предшествующей прокатке.
Таким образом, создание, разработка и улучшение математических моделей процессов прокатного производства позволит повысить эффективность эксплуатации оборудования и улучшить качество выпускаемой продукции.
Цель диссертационной работы заключается в теоретическом и экспериментальном исследовании процессов, влияющих на неравномерность формирования теплового и напряжённо-деформированного состояний прокатных валков и полосы, для оценки структуры и физико-механических свойств проката, совершенствование режимов эксплуатации двухслойных
5 рабочих валков клетей чистовой группы и установки ускоренного охлаждения
полосы на отводящем рольганге НШПС.
В работе получены следующие, выносимые на защиту результаты,
представляющие научную новизну в исследовании тепловых и
деформационных закономерностей при формировании тонких горячекатаных
полос:
разработана математическая модель расчета распределения
температуры в поперечном сечении раската на входе в чистовую группу клетей
при применении технологии индукционного подогрева всей полосы или ее
кромок;
разработана модель пластического деформирования полосы при прокатке в чистовой группе непрерывного широкополосного стана, позволяющая определять изменение температуры, тензоров деформаций, скоростей деформаций и напряжений по толщине полосы и по направлению прокатки в зависимости от параметров технологических режимов;
на основе МКЭ разработана методика определения напряженно-деформированного состояния двухслойных рабочих валков при прокатке, отличающаяся учётом неравномерного распределения температур, напряжений и деформаций в поперечном сечении рабочего валка и полосы. Модель расчета учитывает также особенности расположения коллекторов системы охлаждения, различие механических свойств сердцевины и рабочего слоя валков.
Задачи решены методами математического моделирования с применением компьютерных CAD/CAE технологий фирмы MARC Corp., основанных на конечно-элементном анализе, и средств программирования на персональном компьютере.
Работа выполнена в рамках проекта А-0032 ФЦП «Государственная поддержка интеграции высшего образования и фундаментальной науки на 1997-2000 годы», гранта Министерства образования по фундаментальным процессам металлургии № ТОО - 5.5 - 2921 «Теоретические основы формирования поперечной разнотолщинности и плоскостности полосы при горячей прокатке», проекта Б-0101/1620 ФЦП «Разработка информационных систем проектирования металлических материалов и технологий их получения».
Экспериментальные исследования проведены на стане 2000 листопрокатного цеха № 3, ОАО НЛМК.
Моделирование методом конечных элементов напряженно-деформированного состояния в задачах упруго-пластического течения
Конечноэлементный анализ основывается на решении вариационной задачи, выраженной принципом виртуальных перемещений для равновесных состояний: где Уу- симметричный тензор напряжений, у - тензор деформации, qt плотность массовых сил, Jni и Щ - компоненты вектора напряжений и перемещений соответственно. Поле напряжений в рассматриваемой области полосы должно удовлетворять дифференциальным уравнениям равновесия [48] Уравнения связи компонент тензора деформации и,вектора перемещений имеют вид Напряжения и составляющие деформации связаны друг с другом законом Гука и ассоциированным законом пластического течения где -, - компоненты тензора деформации; є є - компоненты упругой и пластической составляющей тензора деформации; Ск1 - упругие коэффициенты; fs - функция поверхности нагружения. В ходе расчёта вычисляются характеристики процесса пластической деформации для последовательности равновесных состояний (в дальнейшем называемых инкрементами), отличающихся друг от друга на шаг по времени. Деформации и перемещения на последующем инкременте (t=n+l) представляются в зависимости от значений на предыдущем инкременте (t=n): Функция поверхности нагружения может быть задана энергетическим условием пластичности (Губера-Мизеса) [49] где а - интенсивность напряжений; crs - сопротивление пластической деформации при одноосном растяжении; Т- интенсивность касательных напряжений; rs - сопротивление пластической деформации при чистом сдвиге. Если на граничной поверхности одновременно действуют различные условия, тогда всю поверхность можно представить как сумму нескольких где Sv - поверхность, на которой заданы скорости перемещения как функции от пространственных координат и времени 11 Sa - поверхность, на которой заданы внешние напряжения как функции от пространственных координат и времени Sk - поверхность, на которой заданы закон трения и условие обтекания границы как функции от пространственных координат и времени тк - вектор касательных напряжений; и - вектор перемещений. Анализ разработок зарубежных исследователей [40, 50] позволяет сделать вывод о необходимости в модели трения применять условие проскальзывания при конечноэлементном моделировании процесса прокатки. В качестве закона трения используется закон Амонтона-Кулона где ju - коэффициент Пуассона, vr - относительная скорость проскальзывания. Таким образом, краевая задача упругопластических деформаций заключается в определении функций щ, єу, -, oij, удовлетворяющих условиям (1.14) - (1.17) и обращающих уравнения (1.2) - (1.5) в тождества по независимым переменным. Решение задачи в постановке (1.1) - (1.6), (1.14) - (1.17) сводится к поиску экстремума функционала [51-56] где о- - тензор напряжений; є - тензор деформаций; и - вектор перемещений; а - вектор внешних напряжений, приложенных к некоторой части границы S области D. Тензоры напряжений и деформаций, пользуясь их симметричностью, можно представить в векторном виде При решении задачи считается, что внешняя нагрузка & прикладывается за достаточно большое число шагов по времени, и величина перемещений, деформаций и напряжений на каждом шаге определяется как где и , є , а - значения перемещений, деформаций и напряжений на предыдущем шаге. # Известно, что функции и , є , а обеспечивают экстремум функционала (1.18), поэтому задача состоит в определении приращения функций Ай, Af, ACT , приводящих функционал к экстремуму на следующем шаге. Функционал (1.18) с учетом (1.19) имеет следующий вид Исключая из (1.20) слагаемые, вариация от которых равна нулю, можно получить упрощенное выражение функционала Участок полосы можно разбить на / конечных четырехузловых поверхностных элементов (прямоугольников) линейного типа Лагранжевого семейства (рис. 1.2), а искомая функция приращения перемещения аппроксимирована на элементе е линейной функцией
Модель теплового и напряженно-деформированного состояний полосы при прокатке в чистовой группе клетей
Приняв, что температурное поле при входе металла в чистовую группу по толщине полосы постоянное, проведём совместный расчет теплового и напряженно-деформированного состояния полосы по толщине при прокатке во всех чистовых клетях и межклетевых промежутках. Методика расчета теплового поля подробно изложена в предыдущей пункте (1.44), (2.9-2.26).
При моделировании приняли полосу длиной 200 мм, что делалось для сокращения затрат времени и ресурсов ЭВМ, которую последовательно деформировали в семи клетях, аналогичных тем, что стоят в чистовой группе стана 2000 (рис. 2.11). Валок представлялся в виде абсолютно «жёсткого» тела, а участок полосы - как «рабочее» тело, разбитое на подобласти, конечные элементы с соответствующими свойствами стали. В качестве начальных условий были взяты параметры прокатки реальной полосы стали 08ю размером 2,5 1280 мм (распределение обжатий, угловых скоростей валков (табл. 2.2). Для упрощения расчётов была использована симметричная схема данной модели, включающая один верхний валок и х/г толщины полосы для каждой из семи клетей. Линия симметрии изображена на рис. 2.12. Влияние - Научный консультант, член-корр. РАН, д.т.н., проф. Ковнеристый Ю.К. промежуточного рольганга или предыдущей клети чистовой группыучитывалось наличием инструмента, двигающегося в горизонтальномКоэффициент трения принят равным 0.3 [49]. влияние натяжения косвенно учитывалось отсутствием уширения; толщина по ширине полосы постоянная; вследствие этого задачу можно рассматривать как двумерную (плоская задача), ХА полосы (из-за симметрии задачи) была разбита на восемь частей по толщине (рис. 2.12).
Начальную температуру полосы по толщине на входе в чистовую группу взяли из расчетов на промежуточном рольганге, а температуру валка постоянной и равной 50С. В качестве тепловых граничных условий использовались граничные условия третьего рода (2.3). Отличие заключалось в используемых температурах окружающей среды - воздушная масса в межклетьевых промежутках и на выходе из последней клети имела температуру 25 С, а в очагах деформации была взята температура валка, коэффициентах теплопередачи - для воздуха он равен 100 BT/(MZ К), теплоотдача от полосы валку характеризовалась коэффициентом «полоса-валок», равным 40 000 Вт/ (м К).
В принятой постановке граничные условия третьего рода будут иметь вид:где а - коэффициент теплопередачи, Тср и TpiРешение упругопластической деформационной задачи производилось по уравнениям (1.1) - (1.6), (1.11) - (117) по алгоритму, описанному в выражениях (1.21) -(1.40), когда для каждого приращения по времени определяется матричное уравнение системы (1.43). линия симметрии
По известным распределениям перемещений в зоне контакта полосы с валком рассчитаны тензоры напряжений и деформаций в очагах деформаций продольного сечения полосы при прокатке в чистовой группе клетей.
На основании тепловых расчетов построены кривые изменения температуры полосы в очагах деформации каждой из клетей чистовой группы (рис. П. 1.1 - П. 1.4), с учётом тепловых процессов, протекающих в межклетевых промежутках, когда в полосе происходит «выравнивание» теплового поля, приведены графики изменения температуры по толщине (рис. 2.13).
В зоне дуги захвата резкое уменьшение температуры вызвано отдачей тепла валку при пластическом деформировании металла в ходе процесса прокатки. При этом, как показано на рис.2.13, разница температур между поверхностью полосы и её серединой в очаге деформации изменяется от 300С на первой клети до 35С в последней клети.
Получены эпюры распределения нормальных и касательных напряжений при прохождении полосой каждой клети чистовой группы в геометрическом очаге деформаций (Приложение П2). Рис.Ш.1- П2.7 иллюстрируют напряженно-деформированное состояние в очаге деформации с первой по седьмую клети. На них также представлены графики изменения касательных и нормальных напряжений при прохождении полосы в чистовой группе клетей.
Усилие прокатки рассчитывалось исходя из распределения нормальных напряжений на контактной поверхности полосы по формуле:где b - ширина полосы, &„ - нормальное напряжение, взятое на гранях элементов на контакте с рабочим валком, / - длина дуги контакта.
Диаграмма максимальных нормальных напряжений по клетям (см. рис. 2.14.) свидетельствует, что нормальные напряжения зависят от длины очага деформации по клетям. По полученным данным можно заметить, что если рассчитанные максимальные касательные напряжения составляют 120-150 Н/мм и различаются по клетям на 10 - 25%, то максимальные нормальные напряжения увеличиваются с 320 Н/мм на первой клети до 800 Н/мм на седьмой клети, т.е. на 100 - 250%.
Сравнительный анализ износа двухслойных и обычных рабочих валков разных типов на основе экспериментальных данных
В настоящее время на стане 2000 ОАО «НЛМК» в качестве рабочих валков применяются: обычные рабочие валки с рабочим слоем из легированного чугуна марок ЛПХНд, ЛПХНМд; валки с рабочим слоем из высокохромистого чугуна марки ЛПХПНМдц, термообработанные (производство г. Лутугдно); валки центробежного литья Indefinite І1Ч-Д-75 (производство Словения) типоразмеров 815 2000 и 815 2300; валки центробежного литья Indefinite НТВ 2 (производство Чехия); валки с рабочим слоем из высокохромистого чугуна ОЛВИТ 90 (производство Чехия); валки центробежного литья ASIII (производство Германия).
Для приведённых типов валков представляется логичным исследовать тепловые и структурные изменения в процессе эксплуатации с целью дальнейшего сравнения показателей их износа и выработки. Настоящее исследование посвящено в основном валкам иностранных фирм, так как вопросы, касающиеся обычных валков и валков производства г. Лутугино в достаточной мере исследованы ранее.
Сравнение по химическому составу, прочностным и эксплутационным показателям материалов валков приведено в табл. 3.4. По данным табл. 3.4 можно заметить, что по величине глубины рабочего слоя иностранные валки пригодны для более интенсивного использования. Также заметно отличие по хим. составу валков, относящихся к высокохромистым, от валков типа «Indefinite», соответственно предполагается характер их поведения в рабочих условиях стана горячей прокатки.
Максимальные значения температур отмечены на шестой и седьмой клетях и составили 77 - 79С. Температуры нижних валков обычно на 5 - 10С выше, чем верхних, за исключением валков 12-й клети, где средняя температура валка на 15-20 градусов ниже, чем на остальных клетях. Разница между температурами в середине и на краях бочки валка достигает 35С, с течением времени она уменьшается, и тепловой профиль валка выравнивается. Измерения температуры выполнялись при параметрах охлаждения, проиллюстрированных на рис.3.10. Приведены показатели системы охлаждения чистовой группы с одним (в феврале) и двумя (в марте) работающими насосами. Можно заметить, что при работе с двумя насосами показатели охлаждения по клетям в среднем на 20 - 25% выше, хотя максимальные температуры валков имеют одинаковый характер, различия в них объясняются разным временем, прошедшем между перевалкой и измерениями. Максимальный расход воды отмечен на 9-ой клети и составил 920 м3/час.
Для определения показателей износа и величины последующего съема валков были обработаны данные экспериментов по измерению изношенного профиля и профиля после шлифовки рабочих валков на станках «Геркулес» всередине февраля 2001 г. для словенских и чешских валков, работающих на 8 -10 клетях чистовой группы (CVC-валки). Данные по чешским и словенским валкам, работающим на 11 - 12 клетях, собраны из карточек учёта выработок рабочих валков (износ) и паспортов (съём) (табл.3.5). Параллельно проанализированы данные системы управления профилем и планшетностью (PFC) по сортаменту прокатываемых полос в кампаниях за период использования вышеуказанных валков. Результаты анализа в прикладных программах, написанных на языках Visual Basic и C++, приведены в таблице 3.6. Профилировки, износ и съём рабочих валков представлены на рис.3.11 -рис.3.14.
Анализ представленных данных по соотношению износа и съёма отбелённого поверхностного слоя рабочих валков свидетельствует, что износ от прокатки одной компании полос изменяется в очень широких пределах от 0,15 до 0,95 мм/диаметр в зависимости от сортамента и загрузки. Наблюдается более интенсивный износ нижних валков по сравнению с верхними из того же комплекта. Величина съёма иногда резко отличается от износа и может составлять 0,6 -1,2 мм/диаметр, то есть разница между этими показателями колеблется от 0,2 мм до 0,85 мм. Средние арифметические значения износа, съёма и разницы между ними будут 0,43; 0,82 и 0,39 - соответственно.
Сравнение экспериментальных расходно-напорных характеристик коллекторов охлаждения, применяемых на отводящем рольганге стана 2000
В настоящее время на станах горячей прокатки используются как щелевые коллектора, так и коллектора струйного типа. Разные типы коллекторов имеют значительно отличающиеся, индивидуальные расходно-напорные характеристики, зависящие от принципов, заложенных в конструкции проектировщиком, и служащие улучшению определённых параметров. На большинстве современных станах горячей прокатки используют струйное охлаждение, считая его использование более эффективным с экономической точки зрения. Вследствие необходимости улучшения работы системы ускоренного охлаждения полосы (УОП) требуется уточнить характеристики используемых коллекторов различных типов и, по возможности, усовершенствовать их работу.
Для определения расходно-напорных характеристик коллекторов разного типа, применяемых на отводящем рольганге стана 2000 (щелевых и струйных) при работе от штатных отсечных клапанов проводились стендовые испытания. Исследования выполнялись на стенде гидравлических испытаний (рис. 4.6), установленном в ЛПЦ-3. Воду от магистрального трубопровода системы ускоренного охлаждения полосы на отводящем рольганге в исследуемый коллектор подавали через блок отсечных клапанов. Истекающая из коллектора-івода собиралась в мерной емкости объемом около 2,5 м\ В процессе проведения экспериментов осуществляли фиксирование следующих параметров:? давление воды в магистрали на входе в блок отсечных клапанов с помощью манометра Р1 (диапазон измерения 0-6 атм, цена деления 0,2);? давление воды на выходе из блока отсечных клапанов с помощью манометра Р2 (диапазон измерения 0-6 атм, цена деления 0,2);? время заполнения бака с помощью секундомера (цена деления 0,1 с);? объём поступившей в бак воды с помощью измерительной линейки;? ход поршня (мембраны) от положения «закрыто» с помощью штангенциркуля с ценой деления 0,1 мм.
Управление блоком отсечных клапанов (разработки ИЧМ), состоящим из 4-х параллельно расположенных мембранно-поршневых клапанов, осуществляли с помощью сжатого воздуха с использованием ручного управления. Все измерения проводились в паузах на стане для обеспечения постоянного давления в системе УОП во время одного цикла измерения.
Для оценки расходных характеристик бачков была осуществлена проливка верхнего и нижнего щелевых коллекторов (НКМЗ)[80], используемых в существующей душирующей установке, а также верхнего коллектора новой конструкции - струйного (Черметавтоматика). Их изометрические изображения представлены на рис. 4.7 Измеряемые величины приведены в табл.4.1 -табл.4.3.
Индивидуальные расходно-напорные характеристики коллекторов (рис. 4.8) идентичны по характеру изменения расхода и близки к теоретическому (вида Q = a(Ap)U2, где О - расход, Ар - перепад давления, а -коэффициент пропорциональности). Анализ полученных характеристик показывает, что верхний струйный коллектор охлаждения (конструкция «Черметавтоматики») обеспечивает расход воды в 1,8 раза меньше, чем существующие верхние коллектора щелевого типа (НКМЗ). При давлении 0,4 атм расходы составляют 150 и 280 м3/час соответственно.
Экспериментальные характеристики щелевых коллекторов показывают (рис. 4.8), что расход воды через верхний бачок в 2 раза больше, чем через нижний и составляет при давлении перед коллектором охлаждения 0,4 атм -280 и 140 м /час соответственно. Такие расходы для существующей схемы душирующей установки стана 2000, когда к нижним и .верхним коллекторам подвод воды осуществляется от единой магистрали, приведут к тому, что в секции подача охладителя снизу и сверху будет практически одинакова (хотя известно, что в условиях отводящего рольганга для получения равной охлаждающей способности снизу и сверху необходимо обеспечить подачу воды через нижнюю полусекцию в 1,2-1,4 раза больше верхней) Такая асимметрия в охлаждении приведёт к неравномерности теплового профиля по сечению полосы при смотке (снизу температура будет выше), что после полного остывания рулона может стать причиной появления на нижней поверхности сжимающих остаточных напряжений и выпуклости поверхности полосы.
Для оценки влияния величины избыточного давления в коллекторе охлаждения на высоту подъема струи истекающей воды были проведены исследования на щелевом нижнем и струйном верхнем (в перевернутом положении) коллекторах (см. табл. 4.4). Анализ экспериментальных данных показывает, что высота подъема воды (рис. 4.9) для нижнего щелевого бачка выше, чем для верхнего перевёрнутого. Это связано с активной площадью сечения, через которое происходит истечение воды (активную площадь в 20100 и 13000 мм имеют соответственно струйный и щелевой исследуемые коллектора), и большого внутреннего сопротивления струйного коллектора. Таблица 4.4 Высота подъёма струй нижних бачков относительно выхода из коллекторов Струйный бачок Давление на бачке, атм 0,3 0,6 1,2 1,5 1,7 Верхний струйный бачок (конструкции «Черметавтоматика») имеет большое гидросопротивление по сравнению с применяемым верхним щелевым бачком (конструкции НКМЗ), обусловленное наличием внутри каждого патрубка диафрагмы диаметром 10 мм. При давлении в бачке 0,4 атм расход составляет 150 м3/ч, что соответствует скорости истечения 2,07 м/с. При том же давлении существующий верхний щелевой бачок имеет расход 280 м3/ч и скорость истечения 5,2 м/с. Кроме того, внутренняя диафрагма 010 мм затрудняет обслуживание бачка (за месяц работы засорилось около 50% патрубков).Приведённые недостатки следует учесть и исправить при создании усовершенствованной конструкции бачка струйного типа.
