Содержание к диссертации
Введение
1. Износ кажбров как фактор точности размеров сортовых профилей 14
1.1. Исследования влияния износа калибров на точность размеров сортовых профилей 14
1.2. Анализ методов расчета износа калибров валков сортопрокатных станов 17
1.3. Совершенствование калибровок валков сортопрокатных станов с целью уменьшения износа калибров 23
1.4. Выводы и постановка задач исследования 28
2. Методика прогнозирования износа кажбров при прокатке сортовых профилей простой форм 30
2.1. Кинематика скольжения металла по поверхности калибров при прокатке сортовых профилей 30
2.2. Напряжения трения при прокатке в калибрах простой формы 42
2.3. Работа трения металла на контактной поверхности очага деформации 52
2.4. Выводы 54
3. Прогнозирование износа кажбров и исследование точности размеров простых сортовых профилей с учетом износа калибров 56
3.1. Определение энергетических показателей изнашиваемости калибров при прокатке простых сортовых профилей 56
3.2. Прогнозирование износа калибров при прокатке круглой стали и оценка точности расчета 63
3.3. Исследование износа подшипников скольжения прокатных валков 84
3.4. Аналитическое исследование точности размеров круглой стали с учетом износа калибров 91
3.5. Выводы 103
4. Оптимизация размеров калибров по критериям минимума и равномернхти их износа .. 107
4.1. Задача определения оптимальных размеров калибров сортопрокатных валков по их износу 107
4.2. Организация оптимизационной процедуры
4.3. Алгоритм оптимизации размеров калибров по критериям минимума и равномерности их износа ...
4.4. Выводы 122
5. Уменьшение износа простих сортовых калибров оптимизацией их размеров 123
5.1. Разработка и внедрение оптимальных по критерию минимума износа калибров на станах 320 и 450 СМЗ 123
5.2. Разработка способов и устройств обработки шеек прокатных валков 137
5.3. Эффективность уменьшения влияния износа на точность размеров сортовых профилей. 141
5.4. Выводы 156
Выводы 158
Список использованной литературы 160
Приложения 172
- Анализ методов расчета износа калибров валков сортопрокатных станов
- Напряжения трения при прокатке в калибрах простой формы
- Прогнозирование износа калибров при прокатке круглой стали и оценка точности расчета
- Алгоритм оптимизации размеров калибров по критериям минимума и равномерности их износа
Введение к работе
В решениях ХХУІ съезда КПСС и принятых после съезда постановлениях ЦК КПСС определены главные задачи черной металлургии - повышение качества, увеличение производства эффективных видов металлопродукции с целью экономии металла в народном хозяйстве .
Для повышения качества продукции сортопрокатного производства необходимо улучшить качество поверхности и повысить точность размеров сортовых профилей. Повышение точности размеров сортовых профилей на I процент позволяет получать по стране экономию 0,5 млн. тонн стали в год /I/.
Научные основы прокатки в калибрах, обоснование систем и расчет параметров калибров разработаны в трудах А.Ф.Головина, А.П.Чекмарева, М.И.Бояршинова, В.Н.Выдрина, 3.Вусатовского, В.С.Смирнова, Б.П.Бахтинова, Н.В.Литовченко, М.С.Мутьева, В.К.Смирнова, Б.М.Илюковича, В.Т.Жадана и других. Точность размеров профилей в основном зависит от технологических, конструктивных факторов прокатки и качества валков. Одним из важных факторов, влияющих на точность сортового проката, является износ калибров валков, который уменьшают термической обработкой, совершенствованием материалов валков, механическим упрочнением, наплавкой износостойкими материалами и другими методами. Внедрение калибров с минимальной чувствительностью к износу будет способствовать повышению точности размеров сортовых профилей. Разработанные методы расчета калибровок позволяют определять такие размеры калибров, которые при заданной вытяжке обеспечивают необходимую скорость прокатки, захват и устойчивость полосы и некоторые другие требования. Однако износ калибров учитывают упрощенно. В связи с необходимостью повышения качества сортовых профилей актуальными являются задачи оптимизации технологических параметров прокатки и наиболее полного использования возможностей сортопрокатных станов.
Целью работы является разработка метода уменьшения износа калибров путем оптимизации их размеров и внедрение менее чувствительных к износу калибров при прокатке простых сортовых профилей.
На защиту выносятся:
- методика прогнозирования износа простых сортовых калибров, основанная на расчете работы трения, совершенной в точках, образующих их контуры, и энергетическим показателям изнашиваемости материалов валков ;
- экспериментальные исследования износа калибров и полученные на их основе энергетические показатели изнашиваемости валков мелкосортного и двух среднесортных станов ;
- алгоритм оптимизации размеров простых сортовых калибров по критериям минимума и равномерности их износа;
- оптимальные по минимуму износа калибры станов сортопрокатного цеха металлургического завода им.А.К.Серова .
Диссертационная работа состоит из введения и пяти глав, в которых рассмотрены следующие вопросы. В первой главе проведен анализ исследований по влиянию износа калибров на точность размеров сортовых профилей, рассмотрены известные методики расчета износа калибров и пути совершенствования калибровок с целью уменьшения износа калибров. Здесь же сформулированы задачи работы.
Во второй главе разработана методика прогнозирования износа сортовых калибров простой формы, основанная на допущении пропорциональности износа работе трения в точках, образующих контур калибра. Получены уравнения для расчета скоростей скольжения, напряжений и работы трения на контактной поверхности очага деформации при прокатке в простых сортовых калибрах.
В третьей главе представлены результаты экспериментального исследования износа калибров, значения энергетических показателей изнашиваемости валков мелкосортного и двух средне сортовых станов, результаты расчетов износа калибров, размеров круглой стали и допускаемых меж настроечных периодов.
В четвертой главе проведен анализ оценок износа калибров и разработан алгоритм оптимизации размеров простых сортовых калибров по критериям минимума и равномерности их износа.
Пятая глава посвящена разработке и внедрению оптимальных по минимуму износа калибров для прокатки круглой и шестигранной стали на мелкосортном и среднесортном станах, а также разработке и оценке эффективности мероприятий по обработке шеек прокатных валков на среднесортном стане.
Диссертационная работа соответствует направлению работ МГМИ по совершенствованию калибровок валков, выполнена по планам новой техники ММК им. В.И.Ленина и металлургического завода им.А.К.Серова и по плану межвузовской целевой научно-технической программы "Валок" по направлению 07 "Разработка и внедрение на машиностроительных и металлургических заводах современных методик расчета на ЭВМ напряженного состояния, ресурсов долговечности, калибровок и профилировок прокатных валков."
Анализ методов расчета износа калибров валков сортопрокатных станов
Валки сортопрокатных станов эксплуатируются при высоких контактных напряжениях и температурах прокатки, испытывают воздействие окалины и охлаждающей воды /27...29/. Исследования /30,31/ показали, что общий износ инструмента определяется преимущественным износом отдельных структурных составляющих материала, из которого инструмент изготовлен. Определение "слабого звена" структуры в конкретных условиях эксплуатации прокатных валков позволяет регулировать износостойкость в целом /30,32/. При горячей прокатке износ валков характеризуется абра зивным, тепловым, усталостным и окислительным механизмами /15, 27,28/. Окислительных износ - наименее интенсивный, поэтому материал валков следует подбирать таким образом, чтобы при заданных технологических параметрах прокатки реализовывался этот механизм /27/. Наиболее распространенные валковые материалы изнашиваются по абразивному и тепловому механизмам.
Для оценки точности размеров прокатываемых сортовых профилей, для планирования времени перевалок и определения рационального парка валков необходимы методики прогнозирования износа калибров, учитывающие технологические параметры прокатки и характеристики валковых материалов. Однако, в основном учет износа калибров ограничен определением показателя удельного расхода валков на тонну готового проката, который можно использовать только для ориентировочного определения парка валков, необходимого для выполнения годового производственного плана станом или цехом.
Анализ уравнения для расчета работы прокатки /36/ показал, что большинство основных факторов, определяющих износ валков, может быть учтен, если измерять расход энергии на рабочую клеть. Расход энергии зависит от работы прокатки, работы трения в подшипниках и работы холостого хода /36,37/. Так как работа трения в подшипниках и работа холостого хода вносят приблизительно постоянную составляющую в расход энергии, то оказалось возможным в качестве нормы эксплуатации валка до предельного износа калибров использовать расход энергии прокатки /36/. Метод, предложенный в работе /36/, применен для расчета максимального износа круглых калибров на непрерывном мелкосортном стане /38/. По расходу энергии прокатки невозможно прогнозировать износ по контуру калибра, поэтому методика не может применяться для расчета износа вновь разрабатываемых калибров или для поиска таких размеров калибров, которые обеспечат минимум их износа (при сохранении заданных величин вытяжки, скорости прокатки и нагрузки на детали клети).
Большинство исследователей считают, что расчет износа калибра следует вести по работе трения, совершенной точками его контура при прокатке сортовых профилей /15,33,34,39...42/. Для расчета работы трения в точках контура калибра при прокатке простых сортовых профилей в работе /43/ предложено использовать определение опережения по вершине калибра методом кернов, фотографирование и измерение недокатов. По результатам измерений авторы работы /43/ определяли контактную поверхность при прокатке овальной полосы в круглом калибре, частные вытяжки и опережение по ширине очага деформации. Приняв прямолинейный закон изменения скольжения вдоль контактной поверхности, рассчитывали скорости скольжения металла относительно точек калибра. Работу трения принимали пропорциональной площади эпюр скольжения для точек круглого калибра. Данный метод расчета работы трения в точках контура калибра требует проведения специального эксперимента, сложных измерений и большого объема обработки результатов измерений.
Задача аналитического определения скорости скольжения и пути трения металла при прокатке в круглом калибре предложена в работе /44/. Авторы работы /44/ задавались законом изменения вытяжки в продольно-вертикальных сечениях и законом поперечной деформации в поперечно-вертикальных сечениях очага деформации. Путь трения определяли по продольной и поперечной составляющим скоростей скольжения металла относительно точек контура калибра. Принятые в работе /44/ допущения о закономерностях продоль ной и поперечной деформации соответствуют экспериментальным исследованиям для случая прокатки труб в круглом калибре на оправке. Для применения данной методики в случае прокатки простых сортовых профилей в калибрах различной формы необходима проверка принятых допущений. Кроме того, в работе /44/ отсутствует методика расчета работы трения для точек, образующих контур калибра.
Напряжения трения при прокатке в калибрах простой формы
В задачах обработки металлов давлением средние контактные силы трения чаще всего рассчитывают в зависимости от сопротивления металла деформации cprjOT и ср = т или от нормальных контактных напряжений kp-J р . Широкие исследования» проведенные А.Н.Леваловым, В.Л.Колмогоровым, С.П.Бурки-ным и др. /64/, показали, что более достоверные значения сил трения могут быть получены при учете напряженно-деформированного состояния и реологических свойств деформируемого металла.
При равномерном обжатии по ширине полосы средние напряжения трения определяют /64/ по зависимости, учитывающей константу поверхности kn(0 kn I), прочностные характеристики материала в объеме очага деформации и в приконтактном слое TCp = kn[l exp(-l,25g-)]rTK , (2.19) JK - — - - - предел текучести приконтактного слоя деформируемого материала; 6TV - усредненный по объему очага деформации предел текучести деформируемого материала; бтах - предел упрочнения материала ; р - средние контактные нормальные напряжения в очаге деформации. Причем предел текучести по касательным напряжениям равен Чк. =0,5б(5т.к . (2.20) В формуле (2.19) Т/Ср определяется через р , которое, в свою очередь, зависит от сил трения. Поэтому применять рас - 43 чет ТСр по формуле (2.19) можно при известных значениях n , к и экспериментально полученным отношениям Т р /р для определенных значений фактора формы очага деформации А /Нс /64/.
Если распределение продольных контактных напряжений трения по ширине очага деформации при прокатке прямоугольной полосы на гладкой бочке соответствует распределению нормальных напряжений /64/, то развитое поперечное перемещение металла и неравномерное обжатие при прокатке в калибрах приводят к тому/ что нарушается указанное соответствие /65,74/.
Для расчетов напряжений трения по ширине калибра в работе /64/ предложено заменять параметры сортовой прокатки параметрами прокатки на гладкой бочке с пересчетом факторов формы tд / Н с и катающих диаметров валков D к . Такая методика не учитывает особенности прокатки в калибрах, поэтому при ее использовании ошибки расчета, по оценкам самих авторов работы /64/, достигают значительных величин. Для расчета напряжений трения по ширине контактной поверхности при прокатке в калибрах используем методы теории подобия. При прокатке требования геометрического и физического подобия удовлетворяются при выполнении соотношений /75/ где ZK - параметры, характеризующие размеры полосы и калибра, относительных обжатий, скоростей деформации, состояние поверхностей валков, температурных режимов и т.п. ; CLM - масштаб моделирования ; Н и М - индексы натурных и модельных параметров. При полном подобии деформированного состояния металла в - 44 производственных условиях и при моделировании коэффициенты подобия /75/ ик-#"ам"1 . (2-22) К Чем больше отличаются параметры модели и натуры, тем больше отличаются коэффициенты Ц от единицы. При сравнении различных систем калибров отличие геометрических параметров калибров, принятых за модель, и натурных калибров можно характеризовать также коэффициентами U . Тогда для определения некоторого параметра натуры можно использовать соответствующий параметр модели и коэффициенты подобия И Z\ = Z\ П UK , (2.23) 1=1 где ft - число параметров, характеризующих подобие моделирования. За основу, как наиболее достоверные, примем результаты исследования контактных напряжений при прокатке свинца и алюминия по системе круг - овал, квадрат - овал и квадрат - ромб /74,76/, полученные с использованием трехкомпонентных мес-доз /64/.
В работах /74,76/ экспериментально получено, что при прокатке круглых и квадратных профилей из свинца и алюминия в овальных калибрах, а также квадратных профилей в ромбических калибрах средние продольные напряжения трения в вершине очага деформации минимальны. При этом нормальные напряжения в вертикальной плоскости по вершине калибра максимальны. Этот факт объясняется результатами исследований, проведенных на лабораторной установке, обеспечивающей осадку со скольжением по контактной поверхности свинцовых и алюминиевых образцов /64/.
В экспериментах получено, что варьирование отношения скоростей в направлении скольжения и в направлении осадки как при испытании алюминиевых, так и при испытании свинцовых образцов существенно изменяет силы контактного трения, вызывая различные степени упрочнения приконтактного слоя. При прокатке в калибрах из-за развития контактных скольжений также наблюдается рост напряжений трения на крайних участках ширины очага деформации.
При моделировании условий контактного трения необходимо соблюдать соответствие относительных обжатий, распределений обжатий по ширине полос, факторов формы очага деформации, сопротивления металла деформации и качества подготовки поверхности инструмента.
Погрешность расчета относительных продольных напряжений трения по контуру простых калибров не превышает 13,6 %, что значительно ниже погрешности расчета, основанного на замене прокатки в калибрах прокаткой на гладкой бочке /64/, при котором встречаются случаи, когда не соблюдается даже качественное соответствие расчетных и экспериментальных результатов (см.табл.2.1).
Прогнозирование износа калибров при прокатке круглой стали и оценка точности расчета
Износ нижних валков в 10, 9, 8 клетях несколько выше изно са верхних валков (рис.3.5), что необходимо учитывать в расчетах показателей изнашиваемости. На рис. 3.6 представлены характерные контуры изношенных калибров клетей стана 300 № I ММ
Исходными данными являются схема прокатки, основные размеры полосы и калибра, межосевые расстояния и частота вращения валков, сопротивление металла деформации, отношение сопротивлений деформации приконтактного слоя и в объеме очага деформации, энергетический показатель изнашиваемости, удельный вес и масса партии сортового профиля, число шагов износа калибров, число участков очага деформации по ширине и длине, константа поверхности калибра, температура металла в очаге деформации.
Очаг деформации построен, если определены ординаты прокатываемой полосы во всех узлах заданной в исходных данных сетки. Построение начинаем с определения ординат полосы на входе в очаг деформации. Если полоса на входе в очаг деформации имеет криволинейные образующие (рис. 3.9), то расчет ее ординат через шаг &Х 0,5 Е 0 = f- производим;по следующим формулам: на участке АВ HL =VR T-UxU-l)]2-eT + 0,5Ho (3.5) на участке ВС Hi.-VRb-[Re-0,5Bo uX (L-1)] (3.6) где Кт и Кб - радиусы кривизны образующей полосы на участках АВ и ВС. Если полоса имеет образующую, состоящую из прямолинейных участков (рис.3.9), то расчет ординат производим по следующим уравнениям.
Проиллюстрируем применение модели расчета износа калибров на примере прокатки овальной полосы из стали 60Г в чистовом круглом калибре диаметром 32 мм. Калибр выполнен однорадиус-ным с выпусками л = 2I50 . Овальная полоса также однора-диусная с размерами 47,7 х 29 мм. Межосевое расстояние валков (%ы = 340 мм, частота вращения валков равного диаметра Кь= 650 об/мин. Температура металла в очаге деформации Ю50С. Валки изготовлены из чугуна OIXH-60, для которого 1 =0,03 мм/кДж
По уравнениям (3.5) и (З.б) определены ординаты полосы на входе и выходе из очага деформации. По уравнениям (2.2)...(2.4) построен очаг деформации. На рис. 3.10 представлены три проекции одной четверти рассчитываемого очага деформации, который заключен между плоскостями входа OR КМ и выхода металла из валков DR К М Построения выполнены по расчетам каждого десятого сечения. На рисунке продольная ось симметрии обозначена 00 , боковая граница очага деформации - ММ1, контактная поверхность - RR K K внеконтактная поверхность - К К М М .
Площади поперечных сечений ширины очага деформации рассчитывали по методу трапеций /71/. Кривые изменения очага деформации и площади его поперечных сечений от плоскости выхода до плоскости входа металла в очаг деформации представлены на рис.3.11. На рис. 3.12 показаны пространственная эпюра продольных скоростей точек калибра Vz«: и график изменения относительных вертикальных скоростей Yy» / д Vqn точек калибра по длине очага деформации. На рис. 3.13...3.16 представлены пространственные эпюры скоростей точек деформируемого металла и скольжения металла по поверхности калибров, рассчитанные по уравнениям (2.5)... ...(2.13).
В поперечных сечениях очага деформации векторы V{/, лежат в плоскостях, касательных к контактной поверхности и отклоняются от продольных вертикальных плоскостей (см.рис.2.5). Причем, угол отклонения возрастает по мере удаления рассматриваемой точки от вертикальной плоскости симметрии очага деформации. По рассчитанным значениям скоростей скольжения по условию V -L; = 0 /81/ определено положение и построена критическая линия NN на контактной поверхности очага деформации. Для принятых исходных данных критическая линия в пределах геометрического очага деформации не имеет выхода на боковую границу контактной поверхности (см.рис. 2.5 и ЗЛО).
Алгоритм оптимизации размеров калибров по критериям минимума и равномерности их износа
Алгоритм разработан на основе модели износа калибров при прокатке простых сортовых профилей (см.гл.2). На рис.4.3 представлена блок-схема алгоритма оптимизации размеров калибра по минимуму и равномерности износа последующего калибра.
Исходные данные: схема прокатки, базовые размеры полосы и калибра, в котором полоса прокатывается, межосевое расстояние и частота вращения валков, сопротивление металла деформации, число участков разбиения очага деформации по ширине и длине, константа поверхности калибра, отношение сопротивления металла деформации приконтактного слоя и в объеме очага деформации, допускаемые значения осей калибров и угла захвата металла валками, эксцентриситет п , параметр Е , коэффициент заполнения предыдущего калибра 50 , шаги варьирования параметров 60 и Е , число этапов оптимизации aS , приращение ординат полосы, число вариаций, коэффициент теплового расширения материала валков.
Выбор функции осуществляется по значению эксцентриситета 5П . Для значений 6n=0 выбирается уравнение окружности, для 0 бп 1 - уравнение эллипса, для n l параболы, для п 1 - гиперболы, для П=Ю00 " уравнение прямой.
Оптимизация по параметру Е проводится для каждой функции методом последовательного перебора через заданный шаг д Е . Для каждой образующей полосы определяется функция цели и размеры полосы, для которой I (5 )=fUlfl. Для полос делается проверка по условию допускаемого изменения площади поперечного сечения (4.29).
Оптимизация по коэффициенту заполнения предыдущего по ходу прокатки калибра проводится при задании в исходных данных возможности оптимизации размеров полосы по этому параметру. Оптимизация проводится подобно процедуре, описанной в предыдущем блоке.
Проверка условий по устойчивости полосы (4.24) производится для полосы, которая обеспечивает абсолютный минимум функции цели из всех просчитанных вариантов. При невыполнении условия Л Lul рассчитывается пониженное значение коэффициента заполнения предыдущего калибра и расчет повторяется для
Проверка условия захвата (4.23) проводится по значениям полученных и допускаемых углов захвата, заданных в исходных данных. При невыполнении условия уменьшается коэффициент за-полнения предыдущего калибра 00 = —ъ— и расчет повторяется.
При необходимости уменьшить местный повышенный износ калибра ( п S = 2 ) выполняется второй этап оптимизации размеров полосы, которая прокатывается в рассматриваемом калибре. Второй этап осуществляется в последовательности, приведенной в п.4.2.
По минимуму функции цели выбирается профиль полосы. Затем для среднего значения поля допуска на размер и с учетом коэффициента линейного расширения материала валков определяются параметры калибра для прокатки выбранной полосы /91/.
1. Предложены функции цели, позволяющие ставить задачи оптимизации калибровок по минимуму и по равномерности износа калибров при сортовой прокатке.
2. На основе модели износа простых сортовых калибров разработан алгоритм оптимизации размеров полосы, с целью уменьшения износа калибра, в котором полоса прокатывается. Оптимизация размеров исходной полосы проводится в два этапа и включает оптимизацию высоты и кривизны ее контура методом Гаусса Зейделя при функциональном описании полосы и уточнение контура поисково-вариационным методом конфигураций при его представлении а -мерным вектором.
Алгоритм поиска оптимальных размеров калибров по критерию минимума износа, приведенный в п.4.3, работает при заданных размерах калибров, износ которых минимизируется. Размеры полосы, заданные в исходных данных, должны соответствовать технологическим ограничениям прокатки (4.23)...(4.27), а также условию нормального заполнения калибра /68/. С целью повышения эффективности алгоритма оптимизации размеров калибров по критерию минимума износа задание исходных размеров полос проводили на основании анализа возможных схем прокатки. При анализе возможных схем прокатки необходимо принимать во внимание марочный сортамент, расположение оборудования, требования к качеству готовой продукции, диаметры валков, температурные и скоростные параметры прокатки, энергосиловую загруженность клетей, универсальность калибровок.
