Содержание к диссертации
Введение
1. Аналитический обзор и постановка задач исследования 9
1.1. Современные способы и технологии производства рельсов 9
1.2. Требования к качеству рельсов 13
1.3. Анализ температурных условий прокатки 14
1.4. Развитие технологии термической обработки рельсов 23
1.5. Программные средства для моделирования процессов деформации 32
1.6. Исследования технологических процессов производства рельсов 37
1.7. Выводы. Определение цели и задач диссертационной работы 38
2. Моделирование в системе «Deform-3D» температурных режимов прокатки рельсов 41
2.1. Выбор стана и условий для проведения моделирования 41
2.2. Методика конечно-элементного моделирования температурных полей 44
2.2.1 Создание геометрической модели калибров и валков 44
2.2.2 Создание библиотеки материалов 46
2.2.3 Задание исходных данных и граничных условий 48
2.2.4 Численное моделирование процесса прокатки рельсов 52
2.2.5 Отображение и обработка расчетных данных 53
2.3. Определение закономерностей изменения температуры по длине раската 54
2.4. Анализ температурных полей в поперечных сечениях раската 57
2.5. Напряженное состояние металла 59
2.6. Температурное и напряженное состояние чистового раската 63
2.7. Выводы 65
3. Расчет температурных полей аналитическими методами 67
3.1. Методика расчетов 67
3.1.1 Алгоритм расчета изменения температуры по длине раската 68
3.1.2Алгоритм расчета изменения температурного поля в поперечных сечениях раската 69
3.2. Анализ температурных режимов прокатки рельсов на действующем рельсобалочном стане. Экспериментальная проверка 70
3.3. Расчет температурных полей длинномерных рельсов на универсальном рельсобалочном стане 77
3.4. Выводы 81
4. Рекомендации по использованию результатов исследований 82
4.1. Выбор способа и устройства для термообработки рельсов 82
4.2. Совершенствование способов охлаждения рельсов при термообработке 83
4.3. Рационализация использования методов расчетов 87
4.4. Выводы 88
Заключение 89
Библиографический список 92
Приложение 1 Результаты моделирования температурных полей и напряженного состояния металла при прокатке длинномерного рельса Р65 на универсальном рельсобалочном стане 103
Приложение 2 Справка об применении результатов исследования при разработке проекта реконструкции прокатного цеха №3 с установкой универсального рельсобалочного стана на ОАО«ЧМК» 117
- Анализ температурных условий прокатки
- Напряженное состояние металла
- Анализ температурных режимов прокатки рельсов на действующем рельсобалочном стане. Экспериментальная проверка
- Совершенствование способов охлаждения рельсов при термообработке
Введение к работе
Актуальность работы. Одной из важных государственных задач в настоящее время является повышение эксплуатационного ресурса и качества железнодорожных рельсов. Отечественные рельсы, выпускаемые Нижнетагильским и Новокузнецким металлургическими комбинатами по своим эксплуатационным свойствам значительно уступают лучшим зарубежным аналогам (рельсам Японии, Франции, США, Австрии и др. производителей) и не удовлетворяют постоянно возрастающим современным требованиям грузовых и пассажирских перевозок. Открытым акционерным обществом «Российские железные дороги» поставлена задача к 2030г увеличить объем грузовых перевозок в 1,7 раза (до уровня 2,4 млрд.т в год), повысить ресурс рельсов на прямых участках путей до 1500-2500 млн.т груза брутто (вместо 600-800 млн.т брутто в настоящее время), увеличить маршрутные скорости движения пассажирских поездов на высокоскоростных магистралях до 250-350 км/ч, перейти на использование рельсов длиной до 100м (вместо 25м в настоящее время) с целью уменьшения количества сварных швов на железнодорожном полотне.
Получить рельсы, удовлетворяющие указанным требованиям, на действующих линейных рельсобалочных станах ОАО «НТМК» и ОАО «НКМК» практически невозможно. В передовых зарубежных странах (Япония, США, Австрия, Китай и др.) для производства высококачественных длинномерных рельсов применяют современные рельсобалочные станы, снабженные непрерывно-реверсивными группами универсальных четырехвалковых и вспомогательных двухвалковых клетей, а также устройствами для термоупрочнения рельсового раската. С учетом этих тенденций первый в России такой стан сооружается в настоящее время на Челябинском металлургическом комбинате, производится реконструкция рельсобалочного стана ОАО «НКМК» (г. Новокузнецк). В предпусковом периоде этих станов целесообразно провести научный анализ и обоснование рациональной технологии производства длинномерных рельсов.
Согласно техническим требованиям (ГОСТ Р51685-2000, Евронормы EN 13674-1:2003, стандарты США AREMA-2003, Канады CN12-16C, Индии Т12- 96, КНР ТВ/Т 2344-2003 и др. стандарты) длинномерные рельсы должны иметь высокую прямолинейность, высокую и стабильную по длине точность размеров профиля и равномерные механические свойства по длине рельса. Указанные качества существенно зависят от распределения температуры в поперечных сечениях и по длине раската в чистовом проходе, а также от режима охлаждения раската при термообработке. Неравномерность распределения температуры по элементам рельсового профиля (головке, шейке, подошве) и по длине полосы вызывает соответствующую неравномерность напряжений в названных участках раската, и при охлаждении его происходит искривление и коробление (отклонение от прямолинейности) закаленного рельса. В то же время в литературе практически отсутствуют достоверные сведения о распределении температуры по элементам рельсового раската: практически все известные исследования процессов прокатки в универсальных калибрах выполнены в изотермических условиях.
Изложенное выше позволило сформулировать цель диссертационного исследования: определить закономерности изменения температурных полей и напряженного состояния металла при прокатке длинномерных рельсов на современном рельсобалочном стане и разработать научно обоснованные технические решения по повышению прямолинейности закаленных рельсов.
Работа проводилась в рамках федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России» по государственному контракту № 02.740.11.0152 «Разработка комплексной металлургической технологии производства высококачественных стальных изделий массового назначения» (шифр 2009-1.1233-032-00 7).
Научную новизну работы представляют следующие разработки:
методика моделирования методом конечных элементов в программном комплексе «DEFORM-3D» температурных полей и напряженного состояния металла при прокатке длинномерных рельсов;
закономерности изменения температуры и интенсивности напряжений по длине и в поперечных сечениях раската при прокатке рельсов на универсальном рельсобалочном стане;
математическая модель температурного состояния чистового рельсового раската перед термообработкой, позволяющая определять режимы охлаждения рельса при термоупрочнении;
упрощенный аналитический метод расчета температурных полей при прокатке рельсов, позволяющий с минимальными затратами времени достоверно определять распределение температуры по элементам раската;
научные объяснения причин нарушения прямолинейности рельсов при прокатке и термообработке.
Практическую значимость работы представляют следующие результаты диссертации:
- алгоритмы расчета инженерным методом распределения температуры по длине и поперечным сечениям раската;
соображения о целесообразности применения на универсальном рельсобалочном стане отдельно стоящей калибрующей клети, удаленной от непрерывно-реверсивной группы тандем на расстоянии более длины предчисто- вого раската;
научно обоснованные рекомендации по выбору способа и устройства для термообработки длинномерных рельсов в условиях современного универсального рельсобалочного стана;
техническое решение по совершенствованию способов охлаждения чистового рельсового раската при термообработке с целью повышения прямолинейности длинномерных рельсов.
Достоверность полученных выводов и положений диссертации основывается на применении фундаментальных положений теории сортовой прокатки, опыте развития рельсопрокатного производства, использовании классического метода конечных элементов и современных программных средств (DEFORM-3D, SolidWorks, MathCAD) и подтверждается проверкой в условиях действующего рельсобалочного стана.
В целом разработанные положения и полученные результаты диссертации направлены на совершенствование рельсопрокатного производства с целью повышения качества и прямолинейности длинномерных рельсов.
Результаты диссертационной работы использованы в ОАО институт «УралНИИАС» при разработке проекта реконструкции прокатного цеха №3 Челябинского металлургического комбината с установкой универсального рельсобалочного стана по контракту № RMCGL101 - DE - 05.
Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на следующих конференциях и семинарах: IX международная научно-техническая конференция «Современные металлические материалы и технологии» (СММТ'11). СПбГПУ: - г. Санкт- Петербург, 2011. Пятый международный научно-практический семинар «Уральская научно-педагогическая школа по обработке металлов давлением им. А.Ф. Головина. Модернизация и инновации в металлургии и машиностроении»: - г. Екатеринбург, 2011. Шестая международная молодежная научно- практическая конференция «Инновационные технологии в металлургии и машиностроении. Уральская научно-педагогическая школа имени профессора А.Ф. Головина»: - г. Екатеринбург, 2012.
Публикации. Основное содержание диссертационной работы опубликовано в 7-и печатных трудах, в том числе в 3-х рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК РФ.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения и изложена на 117 страницах машинописного текста, включая 28 рисунков, 5 таблиц, 2 приложения и библиографический список из 117 наименований.
Анализ температурных условий прокатки
Температурные условия прокатки имеют важнейшее значение при производстве длинномерных рельсов: распределение температуры по длине раската оказывает влияние на усилия прокатки и, следовательно, на точность размеров профиля, а неравномерность температуры в поперечных сечениях раската приводит к скручиванию и нарушению прямолинейности рельса. Поэтому при разработке технологии производства рельсов требуется правильно рассчитать температурный режим прокатки, а в процессе производства управлять этим режимом.
Для характеристики температурных режимов прокатки фасонных, в т.ч. рельсовых профилей до настоящего времени применяют среднюю по профилю температуру металла в каждом проходе. При заданной температуре нагрева заготовки рассчитывают изменение температуры раската по ходу прокатки в каждом проходе с учетом потери тепла за счет лучеиспускания, конвекции и контакта полосы с валками, а также с учетом разогрева металла за счет перехода механической энергии деформации в тепловую энергию. В паузах между проходами и при транспортировании раската по рольгангам в расчете учитывается только лучистый и конвективный теплообмен с окружающей средой (рис. 1.3).
Для проведения указанных расчетов известен ряд методов и формул [26-35], полученных авторами в результате приближенного решения дифференциального уравнения теплопроводности при лучистом, конвективном и контактном теплообмене с постоянными значениями теплотехнических констант (теплоемкость стали, коэффициенты теплообмена и др.). Указанные авторы в разной степени учитывают статьи теплового баланса. Большинство из них используют две составляющие баланса: потери тепла лучеиспусканием и разогрев металла от деформации. Наиболее распространенными являются формулы А.И. Целикова [30, 31], М.А. Зайкова [33], А.Г. Стукача, Г.П. Иванцова [35].
А.И. Целикова, адаптированная в работе [34] к условиям сортовой прокатки и учитывающая потери тепла лучеиспусканием и разогрев раската от деформации. По этому методу температура при прокатке за один проход рассчитывается по формуле
При расчете по всем рассмотренным формулам требуется приведение фасонного рельсового профиля к соответствующей прямоугольной полосе по методу М.В. Врацкого (по ширине).
Полученная в таком виде информация о температурном состоянии рельсового раската является весьма ограниченной и может быть применима только для решения изотермических задач по определению формоизменения и напряженно-деформированного состояния (НДС) металла при прокатке и термообработке рельсов, в то время как в действительности температура элементов профиля (головки, шейки и подошвы) является существенно различной, особенно в последних проходах. Для решения задач в неизотермических условиях требуется определить температуру металла в характерных точках (областях) очага деформации, т.е. рассчитать температурные поля в поперечных сечениях по длине раската.
Вопросам расчета температурных полей в задачах обработки металлов давлением посвящены работы Г.П. Иванцова, Н.Ю. Тайца, А.А. Каракиной, В.И. Тарновского, Н.И. Ялового, А.Ф. Рыжова, М. А. Тылкина, П.И. Полухина, А.В. Лыкова, А.Д. Томленова, М.А. Михеева, И.М. Михеевой и других ученых [28, 29, 36, 58]. Большинство авторов используют аналитические методы теории теплопроводности. Задачу определения температурного поля в процессах ОМД рассматривают как задачу нестационарной теплопроводности двух тел, находящихся в контакте друг с другом. В общем случае для неизотермических процессов ОМД решают связанную краевую задачу термопластичности, где искомое решение, включающее 16 неизвестных функций от координат и времени (6 компонент тензора напряжений, 6 компонент тензора деформации или скорости деформации, 3 компоненты вектора перемещений или скорости и температуры). Известно, что точное решение такой задачи связано со значительными математическими трудностями и многогранностью содержания самого процесса прокатки. Поэтому решение системы получено для ограниченного числа задач при введении тех или иных упрощающих допущений.
Примером решения краевой задачи термопластичности (последовательного нахождения НДС и температурного поля) представлен приближенный метод (процедура самосогласования) в работе [42, 43]. Сущность этого метода состоит в том, что задавая начальное равномерное распределение температуры по всему объему, определяют поле напряжений и скоростей деформации, исходя из которых вычисляют в первом приближении мощность внутренних тепловых источников для решения уравнений теплопроводности. Полученное температурное поле, являющееся уже неоднородным в очаге деформации, используют снова для расчета НДС и соответствующей мощности источников, после чего вновь решают задачу теплопроводности, и т.д. до тех пор, пока следующее приближение не будет достаточно близко к предыдущему.
С применением аналитических методов решены задачи нестационарной теплопроводности при листовой прокатке в работах В.И. Тарновского и А.А. Каракиной [37, 38], Н.И. Ялового, А.Ф. Рыжова и П.И. Полухина [39].
Применение аналитических методов ограничено относительно простыми задачами обработки металлов давлением в гладких валках и не позволяют получить решения задачи для сложной формы очага деформации рельса с учетом неравномерного распределения температуры по длине и по сечению, неоднородности внутренних тепловых источников и т. п. Поэтому более эффективно для расчета температурных полей в задачах ОМД использовать вариационные или конечно-разностные методы.
Вариационные методы в настоящее время широко используются для решения задач по определению формоизменения металла и энергосиловых параметров при прокатке в изотермических условиях [34 и др.], когда справедлива теорема о минимуме функционала (полной мощности) и формулируется вариационный принцип Гамильтона. При решении вариационных задач нестационарной теплопроводности [54-58] сформулировать аналогичный вариационный принцип не удается, так как неизвестно конечное состояние системы. Поэтому используют другие вариационные формулировки, среди которых наиболее известен вариационный принцип Био. Однако этот принцип приводит в конечном счете к задаче интегрирования дифференциальных уравнений, аналогичных уравнению Лагранжа II рода (а не к решению алгебраических уравнений), что в общем случае является не менее сложной процедурой, чем интегрирование исходных уравнений теплопроводности.
Несколько большие возможности в решении нестационарных задач теплопроводности открывают вариационные принципы Гартина [58], примененные для решения задачи нестационарной теплопроводности системы двух тел, находящихся в контакте друг с другом, с граничными условиями смешанного вида. Однако, практической реализации вариационных методов с использованием принципов Био или Гартина для решения задач нестационарной теплопроводности при сортовой прокатке до настоящего времени неизвестно.
В отличие от аналитических и вариационных методов в настоящее время для решения задач нестационарной теплопроводности достаточно широко применяется метод конечных элементов (МКЭ). Развитию этого метода посвящены работы О. Зенкевича, А.И. Вальтера, Н.Б. Дорохина, Л.А. Розина, Е.М. Морозова, Р. Галлагера, Г. Стренга, Ш. Кобаяши [45-52]. МКЭ является одним из вариационных методов и часто трактуется как метод Ритца. Суть МКЭ заключается в аппроксимации сплошной среды с бесконечным числом степеней свободы совокупностью подобластей (элементов), имеющих конечное число степеней свободы. Чаще всего область разбивают на конечное число элементов треугольной или тетраэдрической формы. Для нахождения искомого параметра в каждом из элементов произвольно выбирается вид аппроксимирующей функции. В простейшем случае это полином первой степени. Вне своего элемента аппроксимирующая функция равна нулю. Значения функций на границах (в узлах) элементов являются решением задачи и заранее неизвестны. Коэффициенты аппроксимирующих функций обычно находятся из условия равенства значений соседних функций на границах между элементами (в узлах). Затем эти коэффициенты выражаются через значения функций в узлах элементов. После минимизации функционала энергии выводится алгебраическая система уравнений. Количество уравнений равно количеству неизвестных значений в узлах, на которых ищется решение исходной системы. Если задача сложная, то ее точное решение невозможно. В этом случае задача решается нахождением семейства функций, которые определены конечным числом параметров. Из них приближенно подбирают решение к заданным уравнениям системы. Главным недостатком метода, как и любого вариационного метода, является сложность получения априорных оценок. Проверку надежности метода на ЭВМ необходимо осуществлять апробированием каждой программы на точных решениях [45].
Напряженное состояние металла
Эпюры изменения напряженности в поперечных сечениях раската, соответствующие рассмотренному выше температурному состоянию металла (см. с. П1.1-П1.13) свидетельствуют о неравномерности НДС как по длине, так и по элементам рельсового профиля в характерных сечениях раската. При прокатке заготовки в обжимной клети 1000, когда формируется крупный тавровый профиль и длина раската невелика, напряженность металла практически постоянна и составляет в среднем по сечению 70-78МПа (см. П1.1-П1.3). Неравномерность напряженного состояния увеличивается по мере формирования отдельных элементов профиля (см. П1.3-П1.7).
На рис. 2.12 представлено изменение средней интенсивности напряжений о в передней (1), средней (2) и задней (3) частях раската. По разности интенсивности напряжений заднего т3 и переднего а1 конца раската определяли максимальную неравномерность распределения напряжений по длине раската: Асг = т3 — аг. Таким образом график на рис. 2.12 характеризует изменение интенсивности напряжений по длине раската. Как видно, интенсивность напряжений достигает наибольших значений в универсальных клетях, где имеют место наибольшие деформации по шейке и фланцам, причем всегда а3 о2 ст1. Во вспомогательных клетях интенсивность напряжений, как правило, мала, поскольку там обжимаются только фланцы по высоте.
При такой разности интенсивности напряжений передней и задней частей раската появляется вероятность продольного изгиба (прогиба) полосы, или изгиба концов полосы, т.е. отклонение чистового рельсового раската от прямолинейности.
На рис. 2.13 представлено изменение интенсивности напряжений каждого элемента рельсового профиля в поперечных сечениях передней, средней и задней частях раската. Как видно из сравнения с рис. 2.12, распределение интенсивности напряжений элементов профиля по проходам носит такой же характер, как и средняя интенсивность напряжений всего профиля. Наибольшие напряжения, как правило, испытывает шейка профиля, а наименьшие - головка. Неравномерность интенсивности напряжений Лег характеризуется разностью напряжений шейки ош и головки ог: Да = ош - ог, или шейки ош и подошвы Jn : Лег = ош - an . Под действием указанной разности напряжений создается возможность скручивания раската относительно его продольной оси.
Таким образом, имеются условия для нарушения прямолинейности рельса.
Анализ температурных режимов прокатки рельсов на действующем рельсобалочном стане. Экспериментальная проверка
Для определения достоверности разработанного аналитического метода расчета температурных полей необходимо провести проверку его в условиях действующего рельсобалочного стана с оценкой сходимости расчетных и опытных (производственных) данных по температурным режимам прокатки.
Поскольку универсальный рельсобалочный стан, сооружаемый на Челябинском металлургическом комбинате, пока не функционирует, такую проверку провели для условий линейного рельсобалочного стана 800 ОАО «НТМК» [116], который включает (рис. 3.1) обжимную клеть дуо 950, две черновых клети трио, расположенные в одну линию с общим приводом, и чистовую клеть дуо 800. В обжимной клети из непрерывнолитой заготовки сечением 300x360мм и длиной 4м за 7 проходов получают черновой тавровый профиль путем прокатки на гладкой бочке валков, в ребровом осадочном и разрезном тавровых калибрах. В каждой черновой клети трио производят по три прохода, причем первые два прохода делают в тавровых калибрах, а затем прокатку ведут в системе наклонных рельсовых калибров с чередующимися разъемами (проходы 10-13). В клети дуо 800 раскат получает один проход в чистовом рельсовом калибре, закрытом со стороны подошвы и открытом со стороны головки. Таким образом в линейной группе клетей производят 7 проходов в двухвалковых калибрах.
Исходную заготовку нагревают в методической печи с шагающими балками до температуры 1200-1280С. После транспортировки ее к стану, температура начала прокатки составляет 1110-1120С. В процессе прокатки на стане температура раската по результатам периодических контрольных измерений электронным оптическим пирометром изменяется в пределах от 1080-1090С в клети трио I до 910-950С в чистовой клети дуо (см. ниже в табл. 3.1). Площадь и периметр поперечного сечения раскатов определяли по действующей калибровке валков (см. рис. 3.1). Затраты времени на прокатку (г,) соответствуют графику Адамецкого (рис. 3.2), построенному по результатам хронометража процесса прокатки рельса Р65.
При указанных исходных данных по алгоритму, изложенному в п. 3.1.1, рассчитали изменение температуры переднего и заднего конца раската по клетям стана, а также неравномерность температурного поля Atj. по длине полосы. Результаты расчетов представлены на рис. 3.3. Как видно, температура раската в обжимной клети практически не изменяется: общее снижение температуры раската не превышает 10С, а перепад температуры по длине полосы составляет 1-2С, т.е. практически отсутствует. Это объясняется тем, что в клети 950 деформируется крупная заготовка, и поперечные сечения раската по проходам имеют форму, близкую к прямоугольной. Более интенсивное снижение температуры происходит в линейной группе клетей, где формируются фланцы рельсового профиля. В этом отношении общий (качественный) характер изменения температуры по длине раската на линейном стане такой же, как и на универсальном рельсобалочном стане (см. рис. 2.9, п. 2.3) и отличается лишь количественными параметрами.
Снижение температуры металла на переднем и заднем концах полосы в проходах 8-14 имеют одинаковый характер (см. кривые 1 и 2 на рис.3.3), а разница температуры между концами раската (см. кривую 3) увеличивается по мере удлинения полосы от 2-4С до 9-15С. Такую неравномерность изменения температуры по длине раската при средней температуре металла 950-1000С можно считать практически незначительной и полагать, что при реверсировании раската на линейном стане температуру металла можно принимать примерно одинаковой по всей длине полосы. Как уже было показано выше (см. п. 2.3), это объясняется тем, что в процессе прокатки передний и задний конец раската при входе в валки чередуются (т.е. вышедший из валков более «холодный» задний конец раската становится передним в следующем проходе и т.д.), а машинное время прокатки в двух смежных проходах достаточно близко. Таким образом получившийся в предыдущем проходе температурный «клин» в значительной степени устраняется в последующем проходе.
Сравнение полученных расчетных данных с результатами измерений температуры раската в отдельных проходах линейного рельсобалочного стана 800 ОАО «НТМК» (см. отдельные точки на рис. 3.3 и табл. 3.1) свидетельствует об удовлетворительной сходимости расчетных и опытных данных и, следовательно, о достоверности полученных результатов теоретического расчета температурного режима прокатки.
Совершенствование способов охлаждения рельсов при термообработке
Недостатком всех рассмотренных выше (см. п. 1.4) способов термообработки рельсов является изгиб, искривление и коробление (отклонение от прямолинейности) закаленных рельсов, причем степень отклонения от прямолинейности увеличивается с увеличением длины рельса. Это осложняет последующую правку и отделку рельсов, особенно длинномерных. Причиной такого отклонения от прямолинейности является установленная выше (см. гл. 2 и 3, Приложение 1) неравномерность температуры по элементам профиля в поперечных сечениях и по длине рельсового раската после прокатки, т.е. перед термообработкой.
В приложении 1 на с. П. 1.14 показаны расчетные эпюры распределения температуры в поперечных сечениях передней, средней и задней частях чистового раската рельса Р65 длиной 102м, а также соответствующие такому температурному состоянию эпюры интенсивности напряжений в указанных частях раската. Как видно, распределение температуры существенно неравномерно как в каждом поперечном сечении, так и по длине раската: разница температуры между передним и задним концом раската в отдельных элементах достигает 60-64С, а между элементами профиля в поперечных сечениях составляет 57-158С (см. рис. 2.9, 2.10). При этом разница напряжений в элементах профиля в поперечных сечениях и по длине раската достигает 40-62 МПа (см. рис. 2.12). При охлаждении раската с таким температурным и напряженным состоянием происходит выравнивание температуры, вследствие чего наблюдается искривление (коробление) рельса под действием возникающих при этом остаточных напряжений. Как показывает моделирование в системе DEFORM-3D и практический опыт, наибольшему искривлению подвергаются концы рельсового раската.
В связи с этим актуальной является разработка технического решения по устранению или уменьшению искривления и коробления рельсов при термообработке, особенно по концам раската, т.е. по повышению прямолинейности закаленного рельса и, следовательно, улучшению условий и качества последующей холодной отделки рельсов.
Указанная задача решается тем, что в известном способе термической обработки рельсов, включающем загрузку рельса в охлаждающее устройство, фиксацию его в положении головкой вниз или вверх и дифференцированное охлаждение элементов рельсового профиля, перед охлаждением концы рельса закрепляют от поперечного перемещения в клещевых зажимах и растягивают рельс в продольном направлении с напряжениями, составляющими 0,7-0,9 предела текучести рельсовой стали ат при температуре конца прокатки.
Для реализации указанного способа известное устройство термообработки рельсов, включающее механизмы загрузки, позиционирования и фиксации рельса снабжено клещевыми зажимами, имеющими возможность перемещения вдоль продольной оси рельса.
Существо предложенного технического решения показано на принципиальной схеме рис. 4.1, где изображены зона охлаждения 1, рельс 2, клещевые зажимы 3, снабженные гидравлическими цилиндрами продольного перемещения 4. Способ осуществляется следующим образом. Рельс прокатывают на прокатном стане из предварительно нагретой заготовки и при температуре конца прокатки 870-950С загружают в зону охлаждения, где фиксируют его в вертикальном положении головкой вниз или вверх. Концы загруженного в зону охлаждения рельса закрепляются в клещевых зажимах. Затем с помощью гидравлических цилиндров осуществляется растяжение рельса с предварительно рассчитанным усилием Р = (0,7 -т- 0,9) 7rF, где ат -предел текучести рельсовой стали при температуре конца прокатки; F -площадь поперечного сечения рельса. Напряжение растяжения аР = (0,7 -г- 0,9) 7Г не может быть больше предела текучести, так как в этом случае будет происходить пластическая деформация и уменьшение размеров профиля рельса. Поэтому с учетом запаса максимальное значение оР принимают равным 0,9 тг. При Ор 0,7 тт влияние растяжения на прямолинейность рельса мало эффективно. При Ор = (0,7 ч- 0,9)сгг происходит эффективное упругое растяжение рельса без изменения размеров поперечного сечения.
Благодаря клещевым зажимам, неподвижным в поперечном направлении, исключается перемещение концов рельса в поперечном направлении и, следовательно, не происходит их искривление и коробление. Благодаря упругому растяжению рельса при закалке происходит выравнивание напряжений в поперечных сечениях по длине рельсового раската, что способствует повышению прямолинейности закаленного рельса.
На разработанное техническое решение подана заявка на изобретение со следующей формулой [117]: Способ термической обработки рельсов с прокатного нагрева, включающий загрузку рельса в охлаждающее устройство, фиксацию его головкой вниз или вверх и дифференцированное охлаждение элементов рельсового профиля, отличающийся тем, что перед охлаждением концы рельса закрепляют от поперечного перемещения в клещевых зажимах и растягивают рельс в продольном направлении с напряжениями, составляющими 0,7-0,9 предела текучести рельсовой стали при температуре конца прокатки.
Рассмотренное техническое решение может быть использовано в любом способе дифференцированной закалки рельсов.
