Содержание к диссертации
Введение
1. Литературно-аналитический обзор. постановка цели и задач исследования 12
1.1. Специфика производства медной катанки 12
1.2. Износ валков при горячей прокатке 22
1.3. Метод конечных элементов 34
1.4. Методы расчета калибровок валков и рационализации режимов сортовой прокатки 38
1.5. Выводы. Постановка цели и задач диссертационной работы 42
2. Исследование напряженно-деформированного состояния при прокатке медной катанки методом конечно-элементного моделирования 46
2.1. Постановка задачи моделирования прокатки медной катанки методом конечных элементов 46
2.2. Постановка задачи моделирования температурных полей в валках при прокатке медной катанки методом конечных элементов 54
2.3. Разработка методики расчета факторов износа с использованием результатов моделирования прокатки методом конечных элементов 58
2.4. Анализ напряженно-деформированного состояния при прокатке медной катанки 64
2.5. Анализ температурных полей в валках при прокатке медной катанки 80
2.6. Выводы 86
3. Исследование износа валков черновой группы клетей при прокатке меди и разработка новой модели для его описания 88
3.1. Визуализация видов износа 88
3.2. Методика определения глубины изношенного слоя и результаты её измерения 96
3.3. Установление связей основных факторов и проявлений износа валков .103
3.4. Исследование изменения твердости валков в процессе эксплуатации 110
3.5. Разработка новой модели для описания износа валков 116
3.6. Выводы 125
4. Рационализация режимов прокатки медной катанки на литейно-прокатном агрегате 128
4.1. Адаптация математической модели расчета формоизменения для случая прокатки кислородсодержащей меди 128
4.2. Разработка новой калибровки валков черновой группы клетей .134
4.3. Рационализация схемы прокатки в промежуточной группе клетей 143
4.4. Рационализация скоростного режима прокатки 152
4.5. Разработка новой формы заготовки для прокатки круглого сортового профиля 160
4.6. Выводы 167
Заключение 170
Список литературы
- Износ валков при горячей прокатке
- Постановка задачи моделирования температурных полей в валках при прокатке медной катанки методом конечных элементов
- Установление связей основных факторов и проявлений износа валков
- Разработка новой калибровки валков черновой группы клетей
Введение к работе
Актуальность темы. Производство медной катанки является основным заготовительным процессом изготовления кабелей и проводов, шинопроводов, коллекторных профилей и других изделий электротехнического назначения, мировой объем потребления которых проявляет тенденцию к устойчивому росту. Поскольку качество указанных видов продукции во многом определяется свойствами катанки, используемой для их изготовления, требования к ней со стороны потребителей постоянно ужесточаются.
В настоящее время медную катанку изготавливают преимущественно высокопроизводительным методом непрерывного литья-прокатки по технологическим схемам Southwire’s SCR, SMS Meer CONTIROD и CCR Properzi. Суммарная производственная мощность российских предприятий - изготовителей медной катанки полностью обеспечивает потребности кабельной промышленности России и позволяет экспортировать катанку на внешние рынки. При этом её качество должно соответствовать требованиям международных стандартов.
Вместе с тем некоторые особенности свойств кислородсодержащей меди и процесса изготовления из неё катанки обуславливают образование дефектов на стадиях литейного и прокатного переделов, что приводит к ухудшению качества продукции, вплоть до необходимости выбраковки отдельных партий. При этом уменьшается выход годного и увеличиваются материально-энергетические затраты на производство.
Таким образом, актуальной и важной задачей является комплексное повышение эффективности процесса производства медной катанки на основе разработки новых режимов прокатки и калибровок валков, обеспечивающих повышение её качества одновременно со снижением затрат по переделу.
В связи с вышеизложенным представляется актуальным проведение диссертационного исследования с целью: разработать научно обоснованные режимы прокатки и калибровки валков, направленные на повышение качества и экономию материально-энергетических ресурсов при производстве катанки из кислородсодержащей меди на непрерывном литейно-прокатном агрегате с применением
современных средств исследования и моделирования процессов обработки металлов давлением.
В работе были поставлены и решены следующие задачи:
-
Выполнить экспериментально-теоретическое исследование прокатки медной катанки, по результатам которого определить значения и характер распределения факторов, связанных с изнашиванием валков, а также установить особенности напряженно-деформированного состояния, неблагоприятные с позиции дефектообразования и износа.
-
Осуществить исследование износа валков, включающее в себя: определение основных видов процесса изнашивания, разработку методики количественного измерения износа, установление связи между основными факторами и проявлениями износа, по результатам которого разработать новую метаматематическую модель для прогнозирования износа валков применительно к горячей сортовой прокатке.
-
На основе экспериментальных данных адаптировать математическую модель расчета формоизменения к горячей прокатке кислородсодержащей меди в калибрах простой формы, с применением которой разработать новые режимы прокатки и калибровки валков с учетом как выявленных недостатков существующей калибровки, так и необходимости экономии материально-энергетических ресурсов.
-
Передать разработанные калибровки валков и режимы прокатки на предприятие для их последующего использования в производственном процессе.
Диссертационная работа проводилась в соответствии со следующими государственными планами и программами: «Разработка научных основ физики и механики обработки металлов давлением с целью создания энерго- и ресурсосберегающих инновационных технологий производства металлургической продукции ответственного назначения» (государственное задание в сфере научной деятельности № 11.1369.2014/К от 18.07.2014, № гос. регистрации 114122470051); «Создание новых технологических процессов, машин и систем автоматизированного проектирования в области обработки металлов давлением на основе современных достижений механики, прикладной математики и информатики» (программа Минвуза РФ, 2011–2013 гг.); План совместных
исследований от 29.01.2016 АО «Катур-Инвест» и кафедры обработки металлов давлением Уральского федерального университета им. первого Президента России Б.Н. Ельцина.
Научную новизну представляют следующие разработки диссертации:
методика и результаты исследования износа валков в процессе горячей сортовой прокатки кислородсодержащей меди, в частности установление основных видов процессов изнашивания, областей локализации износа и его количественное определение;
закономерности распределения факторов износа по контактной поверхности, а также их связь с условиями процесса горячей сортовой прокатки кислородсодержащей меди;
новая математическая модель распределения износа по ширине контактной поверхности ручьев калибров простой формы;
закономерности взаимного количественного соотношения скоростей полосы и валков в клетях, имеющих групповой привод, а также их влияние на затраты энергии при прокатке.
Теоретическую и практическую значимость диссертации составляют следующие результаты:
математическая модель определения размеров полосы по проходам, адаптированная для условий прокатки кислородсодержащей меди в калибрах простой формы;
новая калибровка валков и режим прокатки в черновой группе клетей, обеспечивающие повышение однородности деформированного состояния, а также уменьшение значений факторов износа валков в некоторых проходах на 10–30 % по сравнению с существующими;
рациональная энергосберегающая калибровка валков на основе системы овал – ребровой овал, обеспечивающая, при прочих равных условиях, снижение затрат энергии на 6,8 % по сравнению с существующей калибровкой на основе системы овал – круг;
методика количественного определения затрат энергии на дополнительное скольжение полосы по поверхности валков, связанное с несоответствием фактических и кинематически возможных коэффициентов вытяжки в клетях с групповым приводом;
методика проектирования согласованного скоростного режима прокатки на непрерывном стане, имеющем в своем составе клети с индивидуальным и групповым приводом;
рациональный энергосберегающий скоростной режим прокатки, в клетях с групповым приводом, обеспечивающий снижение затрат энергии на 8,7 % по сравнению с существующим;
новая форма овальной заготовки для прокатки круглого сортового профиля, обеспечивающая за счет особенностей конфигурации снижение усилия и момента прокатки на 29 и 17 % соответственно, по сравнению с применением овальной заготовки простой формы.
Методы исследования: методы конечно-элементного моделирования, методы экспериментального исследования формоизменения в процессе непрерывной сортовой прокатки, методы экспериментального исследования износа валков, методы статистического анализа опытных данных, методы проектирования калибровок валков и режимов прокатки с применением экспертной системы «Технология сортовой прокатки».
На защиту выносятся:
методика и результаты экспериментального исследования износа рабочих валков при горячей прокатке кислородсодержащей меди, а также математическая модель износа;
закономерности распределения факторов износа по контактной поверхности валков, обусловленные условиями процесса прокатки в калибрах простой формы;
математическая модель процесса формоизменения при горячей сортовой прокатке кислородсодержащей меди;
новые калибровки валков и режимы прокатки медной катанки на литейно-прокатном агрегате, обеспечивающие повышение качества продукции и экономию материально-энергетических ресурсов;
методика оценки затрат энергии на дополнительное скольжение полосы по поверхности валков и проектирования согласованного скоростного режима непрерывной прокатки в клетях с групповым приводом;
овальная заготовка измененной формы, геометрические параметры которой определяются в зависимости от радиуса прокатываемого из неё круглого сортового профиля, обеспечивающая снижение усилия и момента прокатки, и таким образом, экономию энергетических затрат.
Достоверность полученных в диссертации результатов подтверждается применением современных методов исследования процессов обработки металлов давлением, основанных на методе конечных элементов, а также их сопоставлением с данными экспериментальных исследований, выполненных в условиях действующего производства.
Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на следующих конференциях: III международная интерактивная научно-практическая конференция «Инновации в материаловедении и металлургии» (УрФУ, Екатеринбург, 2013); XIV международная научно-техническая конференция «Уральская школа-семинар металловедов - молодых ученых» (УрФУ, Екатеринбург, 2013); VII международная молодежная научно-практическая конференция «Инновационные технологии в металлургии и машиностроении» (УрФУ, Екатеринбург, 2014); XV международная научная конференция «New technologies and achievements in metallurgy, material engineering and production engineering» (Ченстоховский политехнический университет, Ченстохова, Польша, 2014); X международная научно-техническая конференция «Пластическая деформация металлов» (Национальная металлургическая академия Украины, Днепропетровск, Украина, 2014); XXI международная научно-практическая конференция «Трубы – 2014» (ОАО «РосНИТИ», Челябинск, 2014); IV международная интерактивная
научно-практическая конференция «Инновации в материаловедении и металлургии» (УрФУ, Екатеринбург, 2014); Международная конференция «Материаловедение. Машиностроение. Энергетика» (УрФУ, Екатеринбург, 2015);
XVI международная научно-техническая конференция «Уральская школа-семинар
металловедов - молодых ученых» (УрФУ, Екатеринбург, 2015);
XVII международная научно-техническая конференция «Уральская школа-
семинар металловедов - молодых ученых» (УрФУ, Екатеринбург, 2016).
Публикации. По материалам диссертации в научно-технических изданиях опубликовано 17 работ, в том числе 7 в рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК РФ. Одна статья вошла в международную базу Scopus.
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения и изложена на 192 страницах машинописного текста, включая 69 рисунков, 23 таблицы, библиографический список из 149 наименований, 5 приложений.
Износ валков при горячей прокатке
Рабочие валки, посредством которых осуществляется пластическое деформирование материала с получением проката заданных размеров и формы, являются основным инструментом прокатного производства. Их интенсивное изнашивание вследствие сложных условий целевой эксплуатации негативно сказывается на точности размеров, состоянии поверхности и качестве готовой продукции, а также на производительности прокатного стана и технико-экономических показателях.
В соответствии с ГОСТ 27674-88 [27], износ представляет собой результат изнашивания, выраженный в установленных единицах. Изнашивание же есть процесс отделения материала с поверхности твердого тела и (или) увеличение его остаточной деформации при трении, проявляющееся в постепенном изменении размеров и (или) формы тела. Под допустимым износом понимают значение износа, при котором изделие сохраняет работоспособность, а под предельным износом соответственно предельное состояние изнашиваемого изделия или его составной части. В стандарте также определены основные виды процессов изнашивания, их основные характеристики и причины возникновения, в состав которых входят различные виды взаимодействий между телами. В этом отношении горячая прокатка, как и любой другой процесс, отличается собственным особым набором взаимодействий между полосой и валками, определяющими характер проявлений и механизмов процесса изнашивания.
Авторами [28] сделано краткое введение в терминологию износа, выделены его основные факторы, характерные для процесса прокатки сталей. К последним в общем случае относятся скольжение прокатываемого металла по поверхности валков, условия трения на контакте, температурный режим нагрева и охлаждения валков, химический состав валков и прокатываемого материала, твердость валков и неоднородность её распределения, режим обжатий, с которым связано распределение нормальных давлений и деформаций. Отмечено, что проявлениями износа валков является образование сетки трещин на их поверхности, её окисление и выкрашивание, а также сваривание ювенильных участков контактной поверхности, сопровождающееся последующим отрывом материала валков в виде чешуек и их вовлечением в процесс износа в роли абразивных частиц. В конечном счете, это приводит к увеличению (относительно исходных) размеров ручьев в пределах нескольких миллиметров преимущественно по ширине контактной поверхности.
В работе также определен износ для случаев прокатки полос, уголков, швеллеров, балок, кругов и т. д., построены его эпюры. При этом измерение осуществляли посредством шаблонов и щупов.
Расширенное описание износа валков при прокатке приведено в работе [29]. Основными проявлениями износа авторы называют растрескивание, пластическую деформацию и окисление поверхностного слоя валков, а также его сваривание с прокатываемой полосой, возникающие вследствие комплексного действия высоких температур, удельных давлений и атмосферы, состоящей из воды, пара и воздуха. Кроме того, отмечается значительная роль скольжения и связанного с ним абразивного износа, характеризующегося срезанием материала в приповерхностных слоях на микроуровне.
Одной из основных причин ускоренной выработки отдельных участков, согласно утверждению авторов, является неравномерное распределение твердости по глубине рабочего слоя, связанное как с исходным состоянием приповерхностного слоя валков, так и с изменением последнего в процессе эксплуатации и подготовки к новой рабочей кампании (переточке, перешлифовке и т. д.). Твердость приповерхностного слоя при этом может изменяться как в сторону понижения вследствие протекания процессов разупрочнения (преимущественно при горячей прокатке и нарушении режимов переточки), так и в сторону увеличения вследствие процесса наклепа (преимущественно при холодной прокатке и у опорных валков).
Явление налипания (массопереноса) материала прокатываемой полосы на контактную поверхность валков, обусловленное процессами адгезии, описано в работах [30 – 32]. В статье [33], в частности, отмечено, что налипание по отношению ко всему составу материалов, обрабатываемых давлением, в наименьшей степени проявляется для железоуглеродистых сплавов, что связано с сегрегацией атомов углерода в поверхностные слои инструмента и соответственно низким уровнем адгезионного взаимодействия. Большая интенсивность налипания многих цветных металлов и их сплавов по отношению к черным описана также в работе [34]. Непосредственно налипания в зависимости от условий процесса прокатки могут представлять собой равномерно распределённый налет (часто не наблюдаемый визуально), небольшие локализованные и протяженные выступы (которые также называют насечками), а также отдельные крупные наросты. При этом с налипанием также тесно связаны такие явления, как выкрашивание и царапание. Первое заключается в образовании ямок на поверхности валка в результате отделения частиц материала при прекращении контакта, а второе – в образовании протяженных углублений на поверхности полосы в направлении относительного скольжения выступов [27]. Таким образом, происходит одновременное взаимосвязанное ухудшение состояния поверхности полосы и валков [35], провоцирующее дальнейший ускоренный износ последних. Кроме того, налипание негативно сказывается на условиях трения и теплопередачи, что также связано с процессами изнашивания.
В целом схожие сведения касательно износа валков можно найти также в других работах [36 - 38]. Наибольший интерес у исследователей при этом представляли механизмы возникновения и проявления износа в различных условиях прокатки, а также установление и определение основных, связанных с ним, факторов. Стоит также особо отметить, что некоторые данные и мнения в приведенной литературе весьма противоречивы, что связано как с различным комплексом условий самой прокатки, определяющими характер взаимодействий между материалом инструмента и полосы, так и методами исследований их последствий в виде износа. Однако в отношении основных наличествующих видов определённое единство можно считать достигнутым. Таким образом, установлено, что характерными видами изнашивания валков при горячей прокатке в соответствии с терминологией ГОСТ 27674-88 являются: - механическое изнашивание (за счет трения заготовки в зонах отставания и опережения); - абразивное и гидроабразивное изнашивание (за счет образования и вовлечения частиц окалины и продуктов разрушения валков в очаг деформации потоками эмульсии); - усталостное изнашивание (за счет усталостного разрушения при циклически повторяемом нагружении при вращении валка); - изнашивание при заедании (за счет адгезионных процессов на границе прокатываемой заготовки и инструмента); - окислительное изнашивание (за счет окисления поверхности валков при атмосферном воздействии).
Обширный набор явлений поверхностного взаимодействия между материалом полосы и рабочими валками при горячей прокатке определяет одновременное протекание нескольких взаимосвязанных видов процесса изнашивания, каждый из которых имеет собственный механизм. При этом превалирование того или иного вида изнашивания зависит от условий прокатки, которые могут быть выражены совокупностью её основных связанных факторов. Механизмы основных видов изнашивания описаны ниже.
Постановка задачи моделирования температурных полей в валках при прокатке медной катанки методом конечных элементов
Трение на контактной поверхности задали посредством закона Прандтля-Зибеля. Значение показателя трения \/ по проходам, зависящее от температурно-скоростных условий прокатки согласно экспериментальным данным [115], определяли по уравнениям регрессии (4.1) и (4.2), разработанным в соответствии с методологией работы [25] (см. параграф 4.1).
Температура полосы, автоматически измеряемая в производственных условиях посредством пирометра перед проходами № 1 и 5 и после прохода № 14, составляет, соответственно 880, 780 и 610 C [17]. Значения температур моделей заготовки по проходам и определены по уравнению регрессии, полученному на основе обработки указанных данных. Уравнение имеет следующий вид .=900- 028 . (2.6) Вследствие высокой теплопроводности меди [1, 2] при моделировании предполагали выравнивание температурного поля по объему полосы между проходами с установлением средней температуры, которую определяли по формуле (2.6) и назначали при постановке задачи.
Время одного шага моделирования тш по проходам рассчитывали, исходя из максимально возможной величины перемещения узла сетки конечных элементов, которое не должно превышать 1/3 от минимального расстояния между узловыми точками (длины наименьшего ребра гексаэдра). Таким образом, время шага определяли по формуле шц 1 Х і (тіл) і (max), (2.7) где li (mm) - минимальное расстояние между узловыми точками (измеряется при генерации сетки конечных элементов) для модели заготовки; г (тах) - максимальная скорость перемещения узловых точек модели заготовки в г-ом проходе. Максимальную скорость перемещения узловых точек модели заготовки определяли, исходя из закона постоянства секундных объемов по формуле
Время T и количество шагов моделирования N рассчитывали из условия достижения моделируемым процессом установившейся стадии, которая состоит из времени заполнения калибра (времени поворота модели валка на угол захвата) и прохождения передней торцевой поверхности расстояния, равного длине передней внешней зоны с учетом вытяжки. Таким образом, время и количество шагов моделирования определяли по формулам
Числовой поправочный коэффициент 1,15…1,3 связан со временем движения модели заготовки до касания с валками, что позволяет предотвратить появление ошибок при генерации граничных условий.
После выполнения постановки задачи моделирования прокатки по проходам в препроцессоре программного комплекса DEFORM в соответствии с вышеизложенной методикой последовательно генерировали общую базу исходных данных и на её основе в симуляторе решали поставленную задачу с использованием метода конечных элементов (см. параграф 1.3).
Анализ полученных результатов решения задачи моделирования в виде визуализации самого процесса прокатки, а также распределения компонентов, описывающих напряженно-деформированное состояние полосы, выполняли с использованием постпроцессора. 2.2. Постановка задачи моделирования температурных полей в валках при прокатке медной катанки методом конечных элементов
Постановку и решение задачи моделирования температурных полей в валках черновой группы клетей (проходы № 1 – 4) при прокатке методом конечных элементов осуществляли с использованием модуля Shape Rolling программного комплекса DEFORM, но с отличиями от случая общей постановки, приведенной в параграфе 2.1.
Длину модели заготовки определяли, исходя из условия поворота валка на определенный угол C, обеспечивающий прохождение условно выделенной точки его поверхности, близкой к месту начального контакта с полосой, через области с характерными условиями теплопередачи при поддержании установившейся стадии моделируемого процесса прокатки. После поворота на угол C = 180 (большее значение увеличит и без того значительное время моделирования), температура условно выделенной точки его поверхности по данным работ [71 – 73] должна принять значение, близкое к исходному. Таким образом, представленный подход позволит установить характер изменения температурного поля валка в пределах одного цикла «нагрев-охлаждение».
В соответствии с доминирующим механизмом теплопередачи для различных окружных областей рабочих валков характерны следующие граничные условия (рисунок 2.5): - теплопередача теплопроводностью (интенсивный нагрев) в области непосредственного контакта «1» между валком и прокатываемой полосой в очаге деформации; - теплопередача конвекцией (умеренное охлаждение) в областях «2» между валком и стекающими и по его поверхности потоками смазочно-охлаждающей жидкости (эмульсии), а также средой, насыщенной её парами; - теплопередача конвекций (интенсивное охлаждение) в области «3» между валком и струями смазочно-охлаждающими жидкостями, подаваемыми под повышенным давлением.
Установление связей основных факторов и проявлений износа валков
Из приведенного графика следует, что неоднородность распределения нормального давления по ширине контактной поверхности наиболее значительно проявляется в области входа в очаг деформации. Также можно наблюдать локальные максимумы нормального давления по ширине, особенно выраженные в проходах № 3 и № 4 (0,30…0,80 в относительной координате), наличие которых объясняется деформацией выпуклостей двойной бочки (овальный калибр) и ребер овального подката (круглый калибр). Максимумы на кромках (0,80…1,00 в относительной координате) связаны с вовлечением в очаг деформации объемов недеформированного материала и описанным выше влиянием скоростного упрочнения.
В проходе № 2 описанные особенности также обнаруживаются. В частности, максимальное нормальное давление относится к дну (-0,40…0,40 в относительной координате) ящичного квадратного калибра. Наиболее равномерное распределение нормального давления при отсутствии выраженных локализаций на большей части ширины контактной поверхности (-0,90…0,90 в относительной координате) наблюдается в проходе № 1. Причинами этого являются малые скорости деформации, подобие конфигурации непрерывно-литой заготовки, представляющей собой прямоугольник, и использованием прямоугольного ящичного калибра.
Также из представленного графика видно, что в нейтральном сечении нормальное давление в общем распределено равномерно. Исключение, как было отмечено выше составляют кромки полосы. При этом по ходу прокатки нормальное давление увеличивается в области входа, в нейтральном сечении и на кромках.
Таким образом, установлено, что распределение нормального давления, в частности в виде наличия локальных максимумов по ширине контактной поверхности, связано с конфигурацией используемых калибров и особенностями деформации полосы. Следовательно, для уменьшения уровня нормального давления и неоднородности его распределения необходимо проектирование новой калибровки валков черновой группы клетей.
По результатам моделирования температурных полей в валках при прокатке медной катанки с использованием метода конечных элементов (см. параграф 2.2) осуществили визуализацию распределения температуры в плоскости выходного сечения очага деформации, в которой, согласно сведениям, представленным в параграфе 1.3, её значения максимальны. Вместе с тем, температура нагрева валков зависит от времени их контакта с полосой tк график распределения которого в относительной координате по ширине контактной поверхности в проходах черновой группы клетей приведен на рисунке 2.22.
Как следует из графика, время контакта уменьшается по ходу прокатки, что объясняется увеличением скорости последней. При этом в проходах № 1 и 2 максимальное время контакта на участках дна равно 0,29 с (-0,80…0,80 в относительной координате) и 0,27 с (-0,60…0,60 в относительной координате) соответственно, то есть находится приблизительно на одном уровне. В проходе № 3 максимальное время контакта, равно 0,13 с относится к промежуточным областям ручьев (0,30…0,60 в относительной координате). В проходе № 4 максимальное время контакта в 0,1 с также характерно для промежуточных областей (0,20…0,40 в относительной координате).
На рисунке 2.23, а и б приведено распределение температуры в плоскости выходного сечения очага деформации в приконтактных слоях валков проходов № 1 и 2, а также представлена положительная часть шкалы относительной координаты по ширине контактной поверхности.
Из рисунка 2.23 видно, что для температурного поля в приконтактных слоях валков характерна значительная неоднородность распределения, проявление которой состоит в различной величине нагрева основных участков, образующих ручьи. В обоих проходах максимальный и равномерный нагрев поверхностных слоев (то есть слоев, непосредственно примыкающих к контактной поверхности) происходит по дну ящичных калибров (-0,88…0,88 в проходе № 1 и -0,58…0,58 в проходе № 2 в относительной координате). В проходе № 1 поверхностные слои нагреваются на указанном участке до температуры 300 – 350 C, а в проходе № 2 до 250 – 300 C, то есть приблизительно в 1,2 раза меньше. Скругления и выпуски при этом нагреваются менее интенсивно до температур 150 – 300 C.
Из представленного рисунка 2.23 также следует, что по мере удаления от контактной поверхности происходит снижение температуры приконтактных слоев валков за счет явлений теплопереноса. При этом толщина слоев, нагретых выше определенной температуры (глубина нагрева), различных участков и областей ручьев зависит от их максимальной температуры. Для наглядности визуального представления значение температуры, определяющее глубину нагрева, назначили равным 100 C. Глубину нагрева измеряли построением к поверхности участка перпендикуляра от обозначенной температурной границы и определением его длины. В проходе № 1 приконтактные слои участков дна, скруглений и выпусков нагреваются на глубину 10 мм, 7 мм и 5 мм соответственно. В проходе № 2 приконтактные слои этих же участков нагреваются на глубину 5 мм, 4 мм и 3 мм.
Таким образом, максимальная температура и глубина нагрева валков в проходе № 2 в 1,5 – 2 раза меньше, чем в проходе № 1. При этом можно отметить, что температура и глубина нагрева участков, образующих ручьи калибров, зависит от времени их контакта с полосой. Так, наибольшая температура, глубина и равномерность нагрева характерны для прямолинейных в плане участков дна, которые первыми входят в контакт с полосой аналогичной конфигурации, что обуславливает для них максимальное и равномерно распределенное время контакта по ширине (см. рисунок 2.22). Скругления при этом нагреваются в 1,25 – 1,4, а выпуски в 1,6 – 2 раза меньше, что объясняется их более поздним контактом с полосой, реализующимся в процессе уширения последней и полностью завершающегося только в плоскости выходного сечения.
Разработка новой калибровки валков черновой группы клетей
Как видно из графика на рисунке 3.10, во всех проходах это соответствует областям с максимальной глубиной проникновения разгарных трещин. Таким образом, температура нагрева поверхностных слоев и её размах при термоциклировании являются одним из главных факторов процессов усталостного и окислительного изнашивания валков.
На рисунках 2.15 - 2.18 представлены эпюры распределения скольжения, его полного пути, а также мощности трения, действующих на поверхности ручьев. Неоднородный характер их распределения, как было установлено, определяется схемой прокатки, а абсолютные значения зависят от соотношения скоростей валков и полосы.
Максимальное скольжение, полный путь скольжения, а также мощность и работа трения приходятся на следующие диапазоны, выраженные в относительной координате: проход № 1 (ящичный прямоугольник) » -0,90…0,90; проход № 2 (ящичный квадрат) » -0,60…0,60; проход № 3 (овал) » 0,40…0,80; проход № 4 (круг) » 0,10…0,40.
Видно, что обозначенные области максимумов также совпадают с областями, для которых характерна максимальная глубина трещин. Известно, что сила трения имеет диссипативную природу, то есть работа по её преодолению переходит в тепловую энергию, рассеиваемую в определенном отношении между валками, полосой и окружающей средой. При прочих равных условиях рост трения и скорости скольжения ассоциируют с увеличением количества выделяемой теплоты, соответственно в областях повышенного скольжения следует ожидать и увеличения температуры поверхности валков. Поскольку сила трения является внешней по отношению к валкам, её приложение вызывает изменение состояния их поверхностного слоя, в частности размаха напряжений и упругопластических деформаций. Кроме того, скольжение приводит к интенсификации массопереноса, способствуя налипанию материала полосы на поверхность ручьёв [105].
Таким образом, можно заключить, что скольжение, и производные от него мощность, работа трения и полный путь скольжения являются факторами, способствующими процессам усталостного, окислительного изнашивания и изнашивания при заедании.
На рисунке 2.21 показаны эпюры распределения нормального давления на входе в очаг деформации при прокатке в проходах черновой группы. Диапазоны областей максимального нормального давления в относительной координате по ширине ручьев составляют: проход № 1 (ящичный прямоугольник) » -0,80…0,80; проход № 2 (ящичный квадрат) » -0,60…0,60; проход № 3 (овал) » 0,30…0,80; проход № 4 (круг) » 0,20…0,70.
Как видно, указанные диапазоны в общем совпадают с областями максимальной глубины проникновения разгарных трещин.
Повышенное нормальное давление в определенной области поверхности приводит к повышению в ней площади их истинного контакта валков и полосы, и соответственно - коэффициента теплопередачи. При этом происходит локальный перегрев поверхностного слоя, способствующий образованию трещин разгара. Стоит отметить, что для реализации описанного механизма необходим относительно продолжительный контакт. Этим объясняется малая глубина трещин в периферийных областях контактной поверхности во всех проходах, несмотря на повышенный уровень нормального давления. В соответствии с описанными раннее особенностями изменения напряженно-деформированного состояния поверхностных слоев (см. параграф 1.2) при локальном увеличении давления на ручей увеличивается уровень напряжений и деформаций и их размах в цикле, тогда как количество последних до появления трещин уменьшается.
Таким образом, можно сделать вывод о неблагоприятном влиянии нормального давления на процессы усталостного, окислительного изнашивания и изнашивания при заедании. На рисунке 2.14 представлена эпюра распределения степени деформации по ширине контактной поверхности в проходах черновой группы. Области 109 максимальной степени деформации соответствуют следующим диапазонам относительной координаты по ширине контактной поверхности ручья: проход № 1 (ящичный прямоугольник) » 0,70…1,00; проход № 2 (ящичный квадрат) » 0,80…1,00; проход № 3 (овал) » 0,25…1,00; проход № 4 (круг) » 0,40…0,60.
Видно, что для проходов № 1 и 2 области максимумов деформаций не соответствуют областям максимальной глубины трещин, тогда как для проходов № 3 и 4 их совпадение в общем наблюдается.
Повышенный уровень деформации свидетельствует о наличии развитого пластического течения прокатываемого материала, которое способствует его интенсивному налипанию на поверхность ручьев. Это подтверждается наличием налипаний меди преимущественно в областях максимальной степени деформации во всех проходах черновой группы (см. параграф 3.1). Кроме того, переход энергии пластической деформации в тепло, вызывает разогрев примыкающих к ним областей поверхности ручьев. Но, как и в случае с нормальным давлением, это происходит при большой продолжительности контакта, поэтому в периферийных областях, для которых характерно малое время контакта, этот механизм не реализуется в достаточной мере. Этим объясняется малая глубина проникновения трещин разгара в проходах № 1 и 2 в областях с повышенными степенями деформации (участки скруглений и выпусков), и, наоборот, наибольшая глубина их проникновения в проходах № 3 и 4 (промежуточные области). Следовательно, можно сделать вывод о том, что степень деформации является одним из факторов усталостного, окислительного износа и износа при заедании.