Основи технології прокатки

10-11

50

3,61

17,282

1108,8

11,661

1119,1

тр.

40

7,64

24,49

1084,3

16,640

1105,9

Аналогічно розраховуються середньомасові температури у чистових проходах. Але у зв'язку з малою товщиною тут відбувається швидке охолодження металу і тому гідросбив включається тільки до товщини приблизно 40мм. При меншій товщині охолодження йде за рахунок контакту з водою із систем охолодження валків. Значення коефіцієнта б в цьому разі потрібно брати в інтервалі 2ч10 в залежності від потужності системи охолодження. В таблиці 5.2 наведено результати розрахунку температурного режиму для чистової кліті стана 2800 для режиму по табл. 3.6.

Таблиця 5.2 - Температурний режим прокатки в чистовій кліті листа 12Ч2500Ч6000мм

№ паузи	Товщина до проходу, мм	Час охолодження, с	Температура, 0С
			Наближений розрахунок	По методиці ДонНДІЧормет
			Дt	t	Дt	t
0	40	-	-	1084,3	-	1079,8
1-2	33	3,848	6,253	1078,0	12,258	1067,1
2-3	27	4,642	8,530	1069,5	15,054	1052,1
3-4	22	5,107	11,014	1058,5	15,298	1036,8
4-5	18	5,616	14,248	1044,3	18,018	1018,8
5-6	15	6,336	19,891	1024,4	21,596	997,2
6-7	13	7,271	36,826	987,5	25,588	971,6
7	12	7,201	39,775	947,8	24,866	946,7

5.2 Розрахунок температурного режиму прокатки по методиці ДонНДІЧормет

У відповідності до цієї методики змінення температури про перерізу сляба визначається шляхом рішення одновимірного рівняння теплопровідності, без урахування теплопередачі крізь бокові та торцові грані [5]. Начальні умови задаються у вигляді відомого розподілення температури по перерізу сляба після видачі його із печі.

Граничні умови змінюються: при транспортуванні від нагрівальних печей до чорнової кліті сляб охолоджується тепловіддачею крізь шар окалини за рахунок випромінювання. Враховується охолодження водою при вилученні окалини гідросбивом.

При прокатці в клітях має місце контактний теплообмін з валками через шар окалини. Але оскільки товщина цього шару принаймні на два порядки менше, ніж товщина смуги, а доля втрат тепла від цього чинника незначна, то тепловий контакт вважався ідеальним. Виділення тепла в результаті пластичної деформації визначали по тепловому еквіваленту витраченої на деформацію роботи.

Змішану задачу для рівняння теплопровідності з вище означеними начальними та граничними умовами вирішували чисельно, з використанням явної різницевої схеми [5]. Порівняння отриманих температур верхньої поверхні слябів з експериментально отриманими на НШС показало, що різниця не перевищує 20⁰С.

На основі достатньо складної моделі з роботи [5] біло розроблено спрощену, інженерну методику розрахунку середньо масової температури розкатів при прокатці на ТЛС [6]. Процес теплообміну розбито на три ділянки: I - при транспортуванні слябу від нагрівальних печей до чорнової кліті; II - при прокатці в чорновій кліті; III - при прокатці в чистовій кліті. На кожній з цих ділянок змінення температури апроксимовано залежностями:

I) при транспортуванні від печей:

(5.2)

де t₀ - середньомасова температура на виході із печі, ⁰С;

ф₁ - тривалість транспортування слябу від печі до кліті, с:

,

де L_пi - відстань від і-ї печі до чорнової кліті, м;

V_пр - швидкість рольгангу перед кліттю, м/с.

ф₂ - тривалість охолодження в гідросбиві перед чорновою кліттю, с:

,

де L - довжина слябу, м.

II - при прокатці в чорновій кліті:

(5.3)

III - при прокатці в чистовій кліті:

(5.4)

де t_i, t_i-1 - температура перед і після і-го проходу, ⁰С;

ф₃ - тривалість вільного охолодження після проходу, с;

ф₄ - тривалість охолодження після гідросбиву, с;

H,h - товщина розкату перед і після проходу, мм.

Тривалість часу ф₂ у чорновій кліті рекомендується знаходити по виразам:

при включеному гідросбиві;

при виключеному гідросбиві.

У останньому випадку час ф₂ не дорівнює нулю через попадання води із системи охолодження на розкат.

Тривалість часу ф₃ дорівнює часу паузи, але з врахуванням людського фактору цей час потрібно брати на 10ч20% більшим, ніж по потрійній умові. Тому:

Час охолодження після гідросбиву, коли розкат покритий водою:

,

де ф_м - машинний час у даному проході, с.

У чистовій кліті інтерпретація тривалості різних фаз охолодження наступна:

при включеному гідросбиві;

при виключеному гідросбиві.

,

де L_в - частина довжини розкату, покрита водою із системи охолодження валків. За звичай у чистовій кліті L_в = 2,0ч3,0м.

В табл. 5.1. і 5.2 наведено результати розрахунків температурного режиму по методиці ДонНДІЧормет. Температура нагрівання слябів для того, щоб температура початку прокатки у чорновій кліті була 1180⁰С, при часі ф₁=42с. по (5.2) дорівнює 1195⁰С.

З порівняння цих розрахунків видно, що різниця між ними у межах точності математичних моделей (?20⁰С), але модель ДонНДІЧормет?а дає більш правдоподібні результати через урахування більшого числа чинників. При наближеному розрахунку має місце значна невизначеність у коефіцієнтах б, що може привести до великих похибок.

5.3 Температурний режим при «сухій» прокатці

При «сухій» прокатці виключається попадання води із систем охолодження валків на розкати завдяки вживанню замкнутих систем охолодження валків. Встановлено, що виключення теплообміну металу з водою суттєво зменшує втрати тепла тільки у чистовій кліті, де розкати відносно тонкі [7]. Тому в рівнянні (5.4) повинен з'явитись додатковий член, що враховує втрати тепла через теплообмін з водою.

Теплообмін між металом і водою на його поверхні [8]:

(5.5)

де б_k - коефіцієнт тепловіддачі від металу воді при конвекційному теплообміні, Вт/(м²град);

Т_м, Т_в - температури металу і води, ⁰К;

F - площа поверхні теплообміну, м². Оскільки при проходженні металу крізь кліть він весь омивається водою, то це площа верхньої поверхні розкату;

m - маса металу, кг;

с - масова теплоємність металу, Дж/(кг·град);

ф_конт - тривалість контакту металу з водою, с.

В рівнянні (5.5) найбільші трудності виникають при визначенні коефіцієнту б_k. Оскільки теоретичний розрахунок цього коефіцієнту не дає досить точних результатів, то він був визначений на основі експериментальних даних роботи [9]. Було знайдено, що для ТЛС найбільш вірогідним є значення 285 Вт/(м²град). Отже при «сухій» прокатці вираз для температури у довільному проході чистової кліті ТЛС має вигляд:

(5.5)

де ф_в - температура води після охолодження валків, ⁰С.

Приклад розрахунку температурного режиму для чистової кліті стана 2800 при сухій прокатці підкату 40Ч2658Ч6000 мм на лист 12Ч2500Ч6000 мм по поперечній схемі: с = 618 Дж/(кг·град) для сталі 3сп [10]; m = 5002кг; t_в = 65⁰С; F = 53,17м². Результати в табл.5.3.

Таблиця 5.3 - Температурний режим «сухої» прокатки в чистовій кліті листа 12Ч2500Ч6000мм

№ паузи	Товщина, мм	Звичайна прокатка	«Суха» прокатка
		Дt, 0С	t,0С	Дt,0С	t,0С
0	40	-	1079,4	-	1079,8
1-2	33	12,258	1067,1	3,638	1075,8
2-3	27	15,054	1052,1	6,188	1069,6
3-4	22	15,298	1036,8	9,601	1060,0
4-5	18	18,018	1018,8	13,543	1046,4
5-6	15	21,596	997,2	18,366	1028,1
6-7	13	25,588	971,6	23,525	1004,5
7	12	24,866	946,7	24,484	980,1

Видно, температура кінця прокатки підвищилась на 33,4⁰С.

6. Розрахунки припустимих зусиль і моментів

При розробці технології потрібно знати припустимі зусилля і моменти прокатки для кожної кліті. За звичай ці параметри вказуються у технологічній інструкції, але не завжди точно, оскільки вони дещо залежать від сортаменту продукції і настройки приводу, які змінюються. Тому для точного визначення припустимих параметрів прокатки потрібно їх визначати для кожного випадку окремо.

Для визначення припустимої сили прокатки в клітях дуо рекомендується використовувати добре апробовану методику А.І. Целікова, яка ґрунтується на таких передумовах:

- валок вважається балкою змінного перетину;

- ця балка спирається на шарнірні опори;

- рівнодіюча зусилля прокатки прикладена до центру бочки.

Розрахункова схема наведена на рис. 6.1.

Рисунок 6.1 - Розрахункова схема валкового комплекту дуо

Небезпечними перетинами у валка є центр бочки (пер. А-А) і місце переходу бочки в шийку з боку привода (пер. В-В).

Припустима сила прокатки по перетину А-А:

 (6.1)

де - припустимий момент згину в перетині А-А, МНмм;

b_min - мінімальна ширина розкату, що прокатується, мм.

,

де - припустима напруга на згин для металу валка, МН/мм².

. (6.2)

Для навчальної мети рекомендуються такі значення межі міцності:

а) для валків із чавуну: у_в = 350ч400 МПа;

б) для валків із литої вуглецевої сталі: у_в = 500ч600 МПа ;

в) для валків із кованої вуглецевої сталі: у_в = 600ч650 МПа ;

д) для валків із кованої легованої сталі: у_в = 700ч750 МПа.

При реальних розрахунках у_в визначається з урахуванням виду термообробки, розміру валків (масштабний фактор) і якості обробки поверхні валків (див. наприклад [11]).

Припустима сила прокатки по перетину В-В:

, (6.3)

де - припустимий момент згину в перетині В-В, МНмм:

,

де - припустима напруга згину в перетині В-В, МНмм. Оскільки в перетині В-В має місце складний опір (напруга згину від сили прокатки Р і напруга кручення від моменту двигуна М_кр), то визначається по еквівалентній напрузі. Для стальних валків еквівалентна напруга розраховується по 4-й теорії міцності:

,

де напруга кручення дорівнює:

МПа. (6.4)

Отже в цьому випадку:

, (6.5)

оскільки еквівалента напруга не може перевищувати припустиму по (6.2).

Для валків із чавуну еквівалентна напруга визначається по теорії міцності Мора:

.

В цьому разі для визначення припустимої потрібно вирішити квадратне рівняння:

Одним із коренів цього рівняння буде :

(6.6)

Приклад розрахунку припустимої сили прокатки для чорнової кліті дуо ТЛС 2250. Вихідні дані: D_p = 940мм, L_б = 2500мм; d_p = 640мм; l_р = 690мм; b_min = 1100мм; М_кр = 0,958МНм, матеріал - чавун.

Припустима напруга на згин для металу валка:

МПа.

Припустимий момент згину в перетині А-А:

Нмм.

Припустима сила прокатки по перетину А-А:

МН,

де відстань між вісями натискних гвинтів а знаходиться з того, що реакції R прикладені до середини шийок валків: .

Напруга кручення в перетині В-В:

МПа.

Припустима напруга на згин в перетині В-В:

МПа; МПа.

Очевидно, що МПа. Момент згину в В-В:

Нмм.

Припустима сила прокатки по перетину В-В:

МН.

Отже в даному випадку припустима сила прокатки [Р] = 10,1 МПа. Але слід мати на увазі, що цей параметр в клітях дуо суттєво залежить від моменту прокатки. Так, при максимальному моменту прокатки для цієї кліті 2,32МНм, = 7,1МН. Отже і [Р] = 7,1МН. А оскільки момент прокатки у кожному проході різний, то і припустима сила прокатки буде різна.

На відміну від клітей дуо, у клітей кварто [Р] залежить тільки від параметрів валкової системи. В небезпечних перетинах намає складного напруженого стану і тому сила [Р] визначається тільки по напругам згину опорного валка. На рис. 6.2 - розрахункова схема:

Рисунок 6.2 - Розрахункова схема валкового комплекту кварто

При визначенні припустимої сили [Р] по перетину А-А слід мати на увазі, що всі 100% сили прокатки сприймаються опорними валками. В деяких підручниках, наприклад [12], помилково вказується, що опорні валки сприймають приблизно 39/40 цієї сили, а робочі - 1/39. Але шийки опорних валків не спираються на натискні гвинти, і тому робочі валки не передають нагрузку на станини.

Припустима сила [Р] по перетину А-А визначається по (6.1), але замість b_man слід підставляти L_б, оскільки опорний валок контактує з робочим по всій довжині бочки опорного валка. Припустима сила прокатки по перетину В-В визначається по (6.3), але буде дорівнювати .

Приклад розрахунку припустимої сили прокатки для чистової кліті кварто ТЛС 3000. Вихідні дані: D_p = 900мм, (D_оп)_min=1500мм L_оп = 3000мм; d_оп = 950мм; l_оп = 690мм; матеріал опорних валків - легована сталь.

Припустима напруга на згин для металу валка:

МПа.

Припустимий момент згину в перетині А-А:

Нмм,

де діаметр опорних валків слід брати мінімальний, після всіх переточок. Припустима сила прокатки по перетину А-А:

МН,

де відстань між вісями натискних гвинтів а знаходиться з того, що реакції R прикладені до середини шийок валків: .

Момент згину в В-В:

Нмм.

Припустима сила прокатки по перетину В-В:

МН.

Отже в даному випадку припустима сила [Р] = 69,6МН, і вона не залежить від параметрів прокатки.

При визначенні припустимих моментів слід розрізняти припустимий момент по напругам кручення у приводному кінці робочого валка [М_кр] і припустимий момент прокатки по потужності двигуна (або двигунів при цндивідуальному приводі).

Перший знаходиться досить просто:

 Нм, (6.7)

де d_пр - діаметр приводного кінця валка (по дну шлицевих пазів, якщо вони є);

[ф_кр] - прпустима напруга на кручення металу валка:

, МПа. (6.8)

Зрозуміло, що повинен витримувати і шпиндель.

Значно складніше визначається припустимий момент прокатки по потужності двигуна. Відомо, що для можливості прокатки повинно виконуватись співвідношення:

, (6.9)

де Мдв - момент, що розвивається двигуном (або двигунами), МНм;

Мпр - момент прокатки (пластичної деформації металу), МНм;

Мтр - момент тертя в підшипниках валів, МНм;

Мдін - динамічний момент приводу, МНм;

[Мдв] - припустимий момент двигуна у даному проході, МНм.

Методи визначення М_пр розглядаються у наступному розділі. Момент тертя у клітях дуо:

, (6.10)

де мпш - коефіцієнт тертя в підшипниках. Орієнтовно можна використовувати наступні значення [12]:

Для підшипників з текстолітовими вкладишами - 0,01ч0,03

Для підшипників гідродинамічних - 0,003

Для підшипників кочення з конічними роликами - 0, 01ч0,02

dтр - діаметр тертя в підшипниках. Для підшипників ковзання він дорівнює діаметру шийки, а у підшипників кочення - середньому між зовнішнім і внутрішнім діаметрами підшипника.

У клітей кварто основні втрати на тертя відбуваються в підшипниках опорних валків, але оскільки привід йде через робочі валки, то:

(6.11)

Динамічний момент привода:

, (6.12)

де е1(2) - кутове прискорення (уповільнення) валків, с^-1;

Іпр - момент інерції деталей приводу, приведений до вісей робочих валків, кгм².

Як відомо, момент інерціі, це:

,

де m - маса тіла, що обертається, кг;

с - радіус інерції, м. Радіус інерції - це радіус еквівалентного циліндра (або кулі), вистроєного навколо даної вісі, який має такий же мометн інерції і масу відносно цієї вісі, що і дане тіло. Наприклад, для суцільного однорідного циліндра:

,

де D_ц - геометричний діаметр циліндра.

У технічних системахі одиниць замість моменту інерції використовувався т.з. маховий момент, рівний GD², де G - вага деталі в кгс, а D - геометричний діаметр деталі, м. Іноді маховим моментом називають параметр mD², де m - маса деталі, в кг. Співвідношення між моментом інерції в системі Si і маховим моментом: , оскільки чисельні величини GD² в кгс·м² і mD² в кг·м² рівні. Ці співвідношення приходиться використовувати при визначенні моменту інерції якоря двигунів, оскільки у більшості довідників він наведений у махових моментах.

Момент інерції тіла складної форми визначається розбиттям його на частки з простими формами:

,

де r_i - радіус інерції і-тої частки. Таким чином для знаходження І складного по геометії тіла потрібно визначити моменти інерції його частин відностно даної вісі і скласти їх. Моменти великої кількості тіл елементарних форм можна знайти по довіднику [13].

Моменти інерції всіх мас, що обертаються, слід привести до валу двигуна, якщо привід груповий, або двигунів, коли він індивідуальний. Приведенні відбувається по балансу кінетичної енергії. Наприклад, для кліті кварто з індивідуальним приводом (рис.6.3):

Рисунок 6.3 - Схема індивідуального приводу кліті кварто

,

де І_пр - момент інерції приводу, приведений до валу двигуна, кгм²;

І_дв - момент інерції деталей на валу двигуна (якоря 4, муфти, промвала 3, шпинделя 2, робочого валка), кгм²;

І_оп - момент інерції опорного валка 1, кгм²;

щ_дв - частота обертання вала двигуна, с^-1;

щ_оп - частота обертання опорного валка, с^-1;

з - к.к.д. приводу.

Звідси:

. (6.13)

Наприклад: визначити момент інерції групового приводу чистової кліті ТЛС 2800 (рис.6.4).

Рисунок 6.4 - Схема групового приводу кліті кварто

Момент інерції приводу складається з суми моментів інерції робочих валків 1, приведених до вісі робочих валків моментів опорних валків 2, моментів муфт з лопаттю 3, які з?єднують робочі валки із шпінделями, моментів шпінделів 3 та шестеренних валків 4, моторної муфти 5 і моменту інерції якоря двигуна 6.

Для визначення моменту інерції робочого валка по його кресленню ця деталь розбивається на ряд менших частин з простими формами (циліндри і конуси). Розраховуються моменти інерції цих частин і визначається їх сума, яка і є моментом інерції всієї деталі. Наприклад, момент інерції бочки:

кгм²,

де с = 7400кг/м³ - щільність матеріалу валка - чавуну.

Аналогічно вираховуються моменти інерції інших деталей приводу. В результаті:

1. Момент інерції робочого валка І_р = 1007,6кгм²;

2. Момент інерції опорного валка І_оп = 9392,1кгм²;

3. Момент інерції муфти з лопаттю І_мл =292,5кгм²;

4. Момент інерції шпінделя І_шп = 908,5кгм²;

5. Момент інерції шестеренного валка І_шв = 1575,8кгм²;

6. Момент інерції моторної муфти І_м = 17397,1кгм²;

7. Момент інерції якоря двигуна:

І_яд = кгм²,

де GD² = 270тс·м² - маховий момент якоря у технічній системі одиниць.

Приведений до валу двигуна момент інерції робочого і опорного валків:

кгм²,

де к.к.д механічної передачі з = 0,95.

Момент інерції приводу чистової кліті стана 2800:

Сумарний момент по (6.9) не повинен перевищувати припустимий [Мдв], який в змозі розвинути двигун при даній швидкості. Найбільший момент двигуну потрібно розвивати при розгоні з металом у валках, причому цей момент буде постійним:

,

У такому разі двигуни як постійного струму, так і синхронний, будуть працювати у режимі змінної потужності (рис. 6.5):

Рисунок 6.5 - Змінення параметрів приводу у режимі змінної потужності

При роботі у першій зоні регулювання, де щ ? щ_н, зменшення кутової швидкості відбувається за рахунок зменшення напруги у силовому ланцюзі. Струм якоря при цьому незмінний, потужність росте пропорційно моменту. При переході у другу зону регулювання, коли щ > щ_н, підвищення швидкості досягається зменшенням напруги у ланцюзі збудження, що веде до зменшення магнітного потоку [15]. Тому для збереження моменту на валу двигуна струм якоря повинен зростати пропорційно швидкості, отже віддавана потужність повинна зростати. Але потужність любого двигуна обмежена і припустима межа зростання N характеризується коефіцієнтом перевантаження. Тому:

, (6.14)

де М_н - номінальній момент двигуна, МНм;

k - коефіцієнт перевантаження. Для прокатних двигунів на початку розгону k = 2,5ч3,0; на максимаьній швидкості по умовам комутації - 1,5. При розрахунках беруть середню величину 2,0ч2,25.

з - к.п.д. лінії приводу. Визначається розрахунком.

Оскільки у другій зоні регулювання струм якоря значно перевищує номінальний, на який розрахована система охолодження двигуна, то обмотка не буде перегріватись тільки завдяки паузам при прокатці. Але чи достатня для цього тривалість пауз - перевіряється розрахунком двигуна на перегрівання.

При недостатній потужності двигуна можлива робота у режимі постійного струму (рис. 6.6).

Рисунок 6.6 - Змінення параметрів приводу у режимі постійного струму

Якщо струм якоря не змінювати, то при переході у другу зону

регулювання момент двигуна буде зменшуватись зворотньо пропорційно збільшенню швидкості і припустимий момент буде:

, (6.15)

де щі - максимальна швидкість у даному проході.

Отже в цьому режимі перегрівання обмотки буде тільки за рахунок коефіцієнта перевантаження k. Тепловий режим буде менш напруженим, але й цикл прокатки збільшиться через зменшення припустимих обтисків при зменшенні припустимих моментів.

У синхронних двигунів змінення швидкості обертання ротора відбувається за рахунок змінення частоти коливань струму. Але момент у них залежить від кутової швидкості також по (6.14, 6.15).

7. Розрахунки енергосилових параметрів прокатки

До енергосилових параметрів прокатци відносяться сила прокатки Р, момент прокатки Мпр і моменти двигунів, а також робота і потужність прокатки.

Після розробки режиму обтисків і швидкісного режиму можна визначити всі енергосилові параметри в кожному проході.

Перш за все знаходиться сила прокатки Р:

, (7.1)

де рср - середнє питоме зусилля прокатки, МПа;

lд - довжина осередку деформації, мм;

bср - середня ширина осередку деформації.

Середнє питоме зусилля прокатки:

, (7.2)

де в - коефіцієнт Лоде; при площинній деформації в = 1,15;

nу - коефіцієнт напруженого стану;

уи - істинний опір деформації, МПа.

Відома безліч різних методик визначення коефіцієнта nу. Однак на практиці звичайно використовуються методики М. Бровмана, В. Луговського і О. Целікова. Ці методики розроблені різними способами і для різних умов. Методика М. Бровмана заснована на енергетичному підході і дає верхню оцінку навантаження. Формула В. Луговського одержана методом ліній ковзання, а в основі методики О. Целікова лежить рішення одновимірного рівняння Т. Кармана з урахуванням зон прилипання. Перші дві методики переважно використовувати для розрахунків у високому осередку деформації, коли lд/hср< 1.

Методика О. Целікова дає кращі результати для низького осередку деформації, тобто при прокатці в чистових клітях. Проте вона складна і вимагає використання номограм, що вельми скрутно при машинних розрахунках. Тому замість неї можна застосовувати формулу А. Корольова, яка заснована на тих же передумовах, що і методика А. Целікова, дає дуже близькі до неї результати, але значно простіша.

Методика М. Бровмана:

при m = l_д/h_ср ? 2 при 0,5< m = l_д/h_ср < 2

n_у = 0,75+0,25m n_у = 0,5 (m+1/m), (7.3)

Формула В. Луговського:

, (7.4)

де при і при .

Ця залежність може використовуватись в інтервалі:

.

Формула А. Корольова:

, (7.5)

де , де fу - коефіциент тертя при сталому процесі. При гарячій прокатці орієнтовно fу = 0,3ч0,4.

По (7.3) і (7.4) видно, що вони не враховують коефіцієнт тертя. Тому їх переважно використовують при високому осередку деформації, коли вплив тертя на коефіцієнт напруженого стану невеликий.

При прокатці у ВВ для визначення nу можна рекомендувати наближену формулу М. Бровмана і А. Герцева:

(7.6)

Опір деформації рекомендується визначати по емпірічним формулам Л. Андреюка і Г. Тюленева або В. Зюзіна і М. Бровмана. По точності вони майже рівнозначні, але охоплюють різні масиви марок сталей. Наразі є дані по опору деформації і других авторів.

Формула Л. Андріюка і Г. Тюленева:

, (7.7)

де S, у₀ - постійні параметри даної марки стали, МПа;

а,b,c - показники ступеня швидкісного і деформаційного зміцнення і температурного роззміцнення даної марки стали;

u - швидкість деформації, с-1;

е - ступінь деформації;

t - температура, ⁰С.

Значення параметрів різних марок сталей для (7.7) можна знайти в різних довідниках, наприклад [10]. Але якщо даних по якійсь марці сталі немає, то методика Л. Андріюка і Г. Тюленева дозволяє найти опір її деформації по хімічному складу сталі. Використовується формула (7.7), параметри до якої розраховуються по залежностям:



Символами Х₁чХ₁₃ позначені хімічні елементи:

Х₁ - С; Х₂ - Mn; Х₃ - Si; Х₄ - Cr; Х₅ - Ni; Х₆ - W; Х₇ - Mo; Х₈ - V;

Х₉ - Ti; Х₁₀ - Al; Х₁₁ - Co; Х₁₂ - Nb; Х₁₃ - Cu.

Інтервал змінення незалежних параметрів у (7.7): u = 0,01ч150с^-1; е = 0,05ч0,3; t = 800ч1300⁰С; середня відносна похибка ± 4% при довірчій вірогідності р = 0,95.

Методика В. Зюзіна і М. Бровмана [14] заснована на використанні термомеханічних коефіцієнтів k_t, k_е, k_u відповідно до якої визначений за базисних умов ( t = 1000 ⁰С, е = 0,1, u = 10 с^-1) опір деформації у_од розповсюджується на всю область випробувань в інтервалах:

t = 900ч1200 ⁰С; е = 0,05ч0,4; u = 0,1ч100 с^-1:

Значення термомеханичніх коєфіцієнтів знаходяться по графікам, наведением у роботі [14]. Це не зручно при розрахунках на комп?ютерах. Тому існує форма аналітична форма цієї методики:

(7.9)

На жаль масив досліджених марок сталей дуже малий, в ньому немає найбільш розповсюджених у чорній металургії вуглецевих, конструкційних і низьколегованих марок сталей. Відносна похибка визначення опору деформації по В. Зюзіну і М. Бровману ±8%.

Момент прокатки:

, (7.10)

де ш - коефіцієн плеча моменту. С достатньою точністю можна його знаходити по формулі А.Корольова:

, (7.11)

де .

Інші формули для розрахунків моменту прокатки наведені в [10]. При прокатці в ВВ коефіцієнт ш ? 0,5.

Розрахунок роботи прокатки потрібен в основному для визначення витрати електроенергії, що необхідне для розрахунку собівартості продукциі. Для визначення цього параметра відомі різні залежності, але простіше і найточніше вона знаходиться по:

МДж, (7.12)

де Li - довжина розкату після i-го проходу, м;

n - кількість проходів при прокатці даного розкату.

Перерахунок в кіловатт-години:

[Квт·год] = [КДж·3600].

Потужність, необхідна для здійснення одного проходу:

(7.13)

де щmax - максимальна кутова швидкість у проході, с^-1.

Приклад: Розрахувати енергосилові параметри прокатки листа 12Ч2500Ч6000мм із слябу 220Ч1250Ч2320 мм в чорновій кліті ТЛС 2800 по поперечній схемі згідно режиму обтисків табл. 3.4, швидкісному режиму табл. 4.4 і температурному режиму 5.1 (по методиці ДонНДІЧормет).

В 1-му проході енергосилові параметри будуть:

мм;

;

с^-1.

.

МПа.

МН.

МНм.

МНм

Припустиме зусилля у 1-му проході:

Нмм;

МН;

МПа.

МПа

Нмм;

МН.

Дещо зависокою є температура кінця прокатки (949,5⁰С), що обумовлено досить високою температурою нагрівання слябів. Але зменшення її неможливе через слабкість чорнової кліті 2800. При зменшенні температури сила прокатки стане більшою за припустиму, що буде вимагати зменшення обтисків, відповідного збільшення числа проходів, отже, зменшення продуктивності чорнової кліті. Проте попередження зростання зерна у металі можна досягти прискореним охолодженням після прокатки.

Розроблений режим прокатки графічно репрезентують на діаграмах швидкостей і моментів для чорнової і чистової клітей. По вісі абсцисс у відповідному масштабі відкладається тривалість кожної фази прокатки, а по вісі ординат - кутова швидкість, с^-1, і моменти прокатки, МНм. Величина моментів на кожній фазі прокатки вираховується при перевірці головних двигунів на нагрівання по залежностям (6.9)ч(6.12).

Висновки

фабрикація прокатка сталь температурний

Підсумовуючи викладене, потрібно відмітити головні моменти, які слід мати на увазі при розробці технологій прокатки товстих листів.

При фабрикації слябів потрібно дуже уважно, і користуючись виключно затвердженими керівництвом підприємства документами, вибирати фабрикаційні коефіцієнти, оскільки від них відсуттєво залежить собівартість продукції. Також потрібно звертати увагу на вибір товщини слябів: для енергозберігаючих технологій вона повинна бути мінімальною (при максимальній довжині слябів), а при металозберігаючий - максимальною (при мінімальній довжині). В інших випадках потрібно знаходити оптимум по критерію мінімуму енергетичних і матеріальних витрат. При наявності пристроїв для керування формозміненням у чорновій кліті (ГНУ, тощо), товщину слябів слід вибирати мінімальною. Ширина слябів завжди повинна бути максимально можливою.

Схему прокатки слід вибирати з урахуванням як вимог до продукції, так і можливостей даного стану. При виробництві штрипсів схема завжди повинна бути поперечною. Припуски на бічну обрізь тісно пов'язані з фабрикаційними коефіцієнтами, тому їх також слід назначати виключно на основі офіційних документів.

Максимальна продуктивність ділянки стана досягається при виконанні «потрійної умови» і рівності циклів прокатки у чорновій і чистовій клітях (для станів тандем), що можливо тільки при обладнанні клітей АСУТП. При ручному керуванні «потрійна умова» дає орієнтир у вигляді ідеального кінцевого результату. Для деяких технологій, наприклад, контрольованої прокатки, важливішою за продуктивність є вимога отримання регламентованого комплексу механічних властивостей прокату. У таких випадках слід відмовлятись від вимоги рівності циклів прокатки у клітях.

Точність результатів розрахунків всіх параметрів прокатки значною мірою залежить від точності визначення температурного режиму. Тому змінення температур по проходах краще визначати по тим методикам, які враховують не тільки зменшення температури від випромінювання, тепловіддачі у валки і воду із систем охолодження, але й її підвищення від тепла деформації.

При визначенні припустимих сил прокатки слід пам'ятати, що тільки у клітях кварто цей параметр постійний. У клітях дуо він залежить від від ширини розкату і моменту двигуна, що передається через шийку валка. Тому у кожному проході буде своя припустима сила. Величина припустимого моменту прокатки по двигунам залежить від режиму їх роботи: з постійним струмом якоря або з постійним моментом при змінному струмі. У першому випадку припустимий момент двигуна при перевищенні номінальної швидкості падає пропорційно швидкості, і тому обтиски потрібно призначати відповідно. У другому випадку момент не зменшується, але через збільшення струму якоря відбувається сильне нагрівання обмоток, що потребує збільшення часу пауз. Тому цей режим не вигідний і його використовують рідко.

Розрахунок сил і моментів прокатки по відомих залежностях дає прийнятні для практики результати по точності. Але при прокатці в низькому осередку деформації ці параметри значно залежать від правильності визначення коефіцієнта тертя. Тому його бажано знаходити по більш точним залежностям, таким, наприклад, як [16].

При перевірці двигунів на нагрівання слід пам'ятати, в якому режиму працюють двигуни, і використовувати відповідні коефіцієнти.

Література

1. Производство толстолистовой стали на стане 2800 // Технологическая инструкция ТИ 229-ПГЛ-035-140-78. Алчевск, 1984. - 247 с.

2. Производство толстолистовой стали на стане 2250 // Технологическая инструкция ТИ 229-ПГЛ-034-9-92. Алчевск, 1992. - 227 с.

3. Производство толстолистовой стали на стане 3000 // Технологическая инструкция ТИ 229-ПГЛ-035-109-2006. Алчевск, 2006. - 102 с.

4. Тарновский И.Я. Прокатка на блюминге. / И.Я. Тарновский, Е.В. Пальмов, В.А. Тягунов и др. М.: Металлургия, 1963. - 389 с.

5. Ткалич К.Н. Изменение температурного поля сляба в процессе прокатки / К.Н. Ткалич, Н.В. Гончаров, Н.П. Бритов. // Сталь, 1974, №1. - С. 52-55.

6. Гончаров Н.В, Арцыбашев В.А. Инженерная методика расчета среднемассовой температуры толстых полос. // Повышение эффективности производства толстолистового проката: Темат. отр. сб.- М.: Металлургия, 1984. - С. 41-43.

7. Данько В.М. Низкотемпературная и „сухая” прокатка на толстолистовых станах. // Удосконалення процесів та обладнання обробки тиском в металургії та машинобудуванні: Тем. зб. наук. праць. Краматорськ, 2001. - С. 478-480.

8. Яловой Н.И. Тепловые процессы при обработке металлов давлением. / Н.И. Яловой, М.А. Тылкин, П.И. Полухин и др. М.: «Высшая школа», 1973. - 631с.

9. Козлов К.М. Особенности низкотемпературной прокатки листов в условиях реверсивного толстолистового стана. / К.М. Козлов, В.М. Данько, А.А. Осипенко. // Тр. 2-го конгр. прокатчиков. Черепо

вец, 27-30.10.1997. - С.43-44.

10. Коновалов Ю.В., Остапенко А.Л., Пономарев В.И. Расчет параметров листовой прокатки. М.: Металлургия, 1986. - 429 с.

11.Чернавский С.А. Проектирование механических передач. / С.А. Чернавский и др. М.: Машиностроение, 1984. - 558 с.

12. Королев А.А. Расчет и конструирование машин и механизмов прокатных станов. М.: Металлургия, 1985. - 373 с.

13. Фаворин М.В. Моменты инерции тел. М.: Машиностроение, 1979. - 311 с.

14. Зюзин В.И., Бровман М.Я., Мельников А.Ф. Сопротивление деформации сталей и сплавов при горячей прокатке. М.: Металлургия, 1964. - 270 с.

15. Афанасьев В.Д. Автоматизированный электропривод в прокатном производстве. М.:Металлургия, 1977. - 280 с.

16. Капланов В.И. Многофункциональная зависимость коэффициента трения при горячей прокатке стали / В.И. Капланов, А.Г. Курпе // Удосконалення процесів і обладнання обробки тиском в металургії і машинобудуванні: тем. сб. наук. праць. - Краматорськ, 2003. - С. 46-51.

Размещено на Allbest.ru