WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


 

На правах рукописи

 

  Бельский Сергей Михайлович

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЙ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ПОЛОС И ЛИСТОВ НА ОСНОВЕ РАЗВИТИЯ ТЕОРИИ СИММЕТРИЧНОЙ  И АСИММЕТРИЧНОЙ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ

Специальность 05.16.05 «Обработка металлов давлением»

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени

  доктора технических наук

  Москва 2009

Работа выполнена в ОАО «Новолипецкий металлургический комбинат»  и  Липецком государственном техническом университете

Официальные оппоненты:  доктор технических наук, профессор

  Салганик Виктор Матвеевич

  доктор технических наук, профессор 

  Чиченев Николай Алексеевич

  доктор технических наук, профессор

  Шаталов Роман Львович

Ведущая организация:  Институт металлургии и материаловедения

  им. А.А.Байкова Российской академии наук

Защита состоится  «____»  _________ 2009 г.  в  ______ часов на заседании диссертационного совета Д217.038.01 при ОАО «Институт Цветметобработка» (119017, Москва, Пыжевский пер., дом 5)

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ОАО «Институт Цветметобработка»

Автореферат разослан  «___» _________ 2009 г.

Ученый секретарь диссертационного совета  Ревина Н.И.

Справки: (495) – 951 – 50 – 55;  www.cmet.ru

e-mail: post@cmet.ru

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ 

Актуальность проблемы.   Ужесточение требований к точности размеров и формы горячекатаных полос и листов продиктовано тем, что все большая часть продукции таких отраслей промышленности, как машиностроение, изготовление стройматериалов и труб, производится на автоматических поточных линиях, нормальное функционирование которых зависит не только от точности толщины, но и ширины и плоскостности поставляемого металла.

Зарубежные стандарты, регламентирующие плоскостность горячекатаных полос и листов жестче отечественных. На рисунке 1 в качестве примера приведено графическое сравнение требований ГОСТ 19903-74, немецкого DIN 1543(1981) и европейского стандарта EN 10029:1991.  Кривые  1-4 соответствуют требованиям ГОСТ 19903-74 к горячекатаным полосам  и  листам с нормальной  (1), улучшен-

Рисунок 1– Требования ГОСТ 19903-74 и EN 10029 к плоскостности полос и листов

ной (2), высокой (3) и особо высокой плоскостностью (4). Кривая 5 соответствует требованиям DIN 1543 к горячекатаным полосам и листам с нормальной плоскостностью. Кривые 6 и 7 соответствуют повышенным требованиям EN 10029 (ограниченный допуск), причем кривая 6 относится к полосам и листам шириной  более  2750 мм, а кривая 7 – шириной менее 2750 мм. 

Доля  отсортировки горя-

чекатаного листового проката по причине неплоскостности на отечественных металлургических  предприятиях составляет 0,2 - 0,5 процента, что по разным оценкам в 3 - 5 раз хуже показателей аналогичных металлургических предприятий высокоразвитых стран. 

Требования зарубежных стандартов к точности ширины горячекатаных полос и листов, как правило, жестче отечественных. Предельные отклонения для ширины горячекатаных полос с необрезной кромкой  по ГОСТ 19903-74 составляют +20 мм при ширине до 1000 мм и +30 мм при ширине свыше 1000 мм, в то время как EN 10029:1991 и DIN 1543(1981) устанавливают +20 мм при ширине до 2000 мм,  а DIN 10051(1997) +20 мм  при ширине до 1500 мм, +25 мм при ширине свыше 1500 мм.

Формирование заданной ширины готовой полосы при горячей прокатке представляет собой сложную задачу: в черновой группе ограничивают уширение, которое в зависимости  от ширины полосы и обжатия составляет 10-20 мм, а в чистовой утяжку, которая может достигать 5-15 мм. Отсортировка полос из электротехнических сталей, наиболее чувствительных к параметрам формоизменения, по причине превышения предельных допусков по ширине может достигать одного процента и более, а эта сталь наиболее трудоемкая в производстве и дорогостоящая.

Для повышения конкурентоспособности отечественной листовой продукции на зарубежных рынках в преддверии вступления России в ВТО проблема совершенствования технологий формообразования горячекатаных полос и листов является актуальной.  Эта проблема становится еще более актуальной в связи с ожидаемым пуском в промышленную эксплуатацию станов горячей прокатки толстых листов 5000 на Магнитогорском металлургическом комбинате (2009 г.) и Выксунском металлургическом заводе (2010 г.) для производства заготовок для труб большого диаметра из стали категории прочности Х 120, до настоящего времени в российской трубной промышленности не применявшейся.

Совершенствование технологий листовой прокатки, позволяющих получать полосы и листы заданных геометрических размеров при сохранении ими плоской формы, а также способов уменьшения остаточных напряжений по ширине (при горячей прокатке остаточными условимся называть напряжения в полосе при выходе из очага деформации без учета релаксации, величина которых определяет форму полос) предполагает получение новых знаний о взаимосвязи параметров прокатки, что приводит к необходимости разработки математических моделей, адекватно отражающих реальные процессы, протекающие в очаге пластической деформации.

Одним из путей решения проблемы повышения точности геометрических параметров горячекатаных полос, включая их форму, является использование элементов асимметричной прокатки полос и листов. На металлургических комбинатах ОАО «Северсталь», ОАО «Испат-Кармет», Институте металлургии и материаловедения РАН и других предприятиях и НИИ при проведении  исследований  влияния  асимметричности процесса на параметры прокатки и полосы было отмечено улучшение плоскостности листового проката. Углубление знаний о влиянии асимметрии на силовые параметры листовой прокатки и форму прокатываемых полос вызывает необходимость разработки новых математических моделей листовой асимметричной прокатки.

  Все вышесказанное обусловливает актуальность исследований процессов формообразования полос и листов при симметричной и асимметричной горячей прокатке, математического моделирования на основе современных представлений о механике сплошных сред, теории прокатки, прикладной математики и компьютерных технологий.

Цель работы. Совершенствование технологий производства горячекатаных полос и листов, разработка новых решений по управлению их формообразованием на основе развития теории симметричной и асимметричной горячей прокатки с учетом поперечного перемещения металла в очаге деформации.

Комплекс задач, поставленных в работе, включает следующие:

1. Разработка математических моделей формирования поперечного профиля и плоскостности горячекатаных полос и листов на основе результатов исследования распределения погонной нагрузки и остаточных напряжений по ширине прокатываемых полос и листов при симметричной и асимметричной горячей прокатке с учетом поперечного перемещения металла в очаге пластической деформации, а также экспериментальная проверка этих моделей.

2. Разработка методов расчета и практическое применение профилировок рабочих валков, стабилизирующих геометрические параметры прокатываемых полос при осевой сдвижке рабочих валков, а также профилировок, улучшающих плоскостность полос за счет создания благоприятных условий для поперечного перемещения металла в очаге пластической деформации. 

3. Теоретическое исследование кинематических и силовых параметров асимметричной горячей прокатки, их влияния на формообразование полос и листов, а также разработка и внедрение практических рекомендаций по улучшению условий формообразования полос и листов при симметричной и асимметричной горячей прокатке.

4. Разработка, экспериментальная проверка и практическое использование математических моделей процесса уширения при горячей прокатке с целью повышения точности формирования ширины  прокатываемых полос и листов.

Диссертация представляет собой научное обобщение результатов, полученных автором во время работы на кафедре прокатки Липецкого государственного технического университета (ЛГТУ) и экспериментальных исследований на непрерывном широкополосном стане горячей прокатки (НШСГП) 2000 Производства горячего проката ОАО “НЛМК”.

Научная новизна.  В работе получены и выносятся на защиту следующие результаты, отличающиеся научной новизной:

1. Впервые полученные в явном виде выражения для распределения погонной нагрузки по ширине полосы при симметричной и асимметричной горячей прокатке полос и листов с учетом поперечного перемещения металла в очаге пластической деформации, а также новые методы управления плоскостностью, разработанные на основании исследований неравномерности полей напряжений и деформаций в прокатываемой полосе, заключающиеся в управлении формой эпюры переднего натяжения, компенсирующей неравномерность вытяжек металла на выходе очага деформации.

2. Разработанная методика расчета и практические рекомендации использования профилировок рабочих валков, улучшающих условия для поперечного перемещения металла в очаге деформации, интенсификация которого способствует выравниванию распределения остаточных напряжений по ширине полосы, а также впервые разработанные методы построения профилировок рабочих валков для клетей с осевой сдвижкой рабочих валков и результаты промышленного использования на НШСГП 2000 ОАО “НЛМК” профилировок CVC (Continuous Variable Crown – профилировка с непрерывно изменяющейся выпуклостью   её иногда называют  S –образной или выпукло-вогнутой), стабилизирующих геометрические параметры прокатываемых полос при осевой сдвижке.

3. Новые результаты, заключающиеся в уточнении методики вычисления нейтральных углов, распределения скоростей течения металла и усилия прокатки, полученные на основании исследований кинематических и силовых параметров асимметричной прокатки, а также впервые разработанная методика количественной оценки уменьшения остаточных напряжений по ширине прокатываемых полос и листов при прокатке с рассогласованием скоростей вращения валков.

4. Новые результаты исследований процесса уширения при горячей прокатке полос и листов, заключающиеся в математических моделях распределения уширения вдоль очага деформации, разработанных на  основе строгого обоснования кинематической допустимости нового соотношения скоростей продольного и поперечного перемещения металла в очаге пластической деформации, экспериментальном подтверждении разработанных моделей в лабораторных условиях и на стане горячей прокатки 2000 ОАО «НЛМК», а также впервые разработанная методика количественной оценки распределения остаточных напряжений по ширине при прокатке полос и листов с уширением.

Практическая значимость и реализация результатов работы.  Разработанная методика вычисления распределения по ширине полосы погонной нагрузки с учетом поперечного перемещения металла в очаге деформации позволяет определять величину упругого сплющивания валка в контакте с полосой и уточнять профилировку валков для улучшения условий формообразования прокатываемых полос и листов.

Разработанные теоретические методики расчета профилировок рабочих валков для клетей с осевой сдвижкой рабочих валков позволяют разрабатывать профилировки различного назначения, в частности, для уменьшения прикромочного износа.

Разработанные математические модели формоизменения прокатываемых полос и алгоритмы управления величиной осевой сдвижки рабочих валков с профилировками CVC были использованы при реконструкции клети №10 стана 2000 горячей прокатки и при проектировании стана 2500 горячей прокатки ОАО «НЛМК».

Математическая модель процесса горячей прокатки с уширением была использована при исследовании и внедрении технологических режимов настройки прокатки с реверсивными проходами в клети №1 черновой группы стана 2000 с целью снижения разноширинности подката и готовой полосы.

Алгоритмы расчета удельных натяжений и управления межклетевым охлаждением полосы были использованы при модернизации систем управления начальной настройкой и натяжением полосы  комплекса АСУ ТП чистовой группы стана 2000 ОАО «НЛМК».

Новые профилировки рабочих валков CVC, выполненные в соответствии с  разработанной и внесенной в технологическую инструкцию Производства горячего проката ОАО “НЛМК” методики расчета, повысили стабильность толщины головных частей прокатываемых полос на 25% при осевой сдвижке рабочих валков; разработана и внедрена программа шлифования рабочих валков на основе разработанной методики.

Полученное теоретическое обоснование формирования плоскостности полос и листов при асимметричной прокатке может стать основой разработки новых технологических режимов горячей прокатки, в том числе и на станах 5000; предложенные новые технические и технологические решения по прокатке позволяют уменьшить уровень остаточных напряжений по ширине полос и листов в 1,5 - 2 раза и приблизить уровень неплоскостности горячекатаных листов и полос к европейским стандартам. 

Разработанные математические модели уширения при листовой прокатке позволяют анализировать влияние параметров прокатки на распределение уширения по длине очага деформации, а также на распределение остаточных напряжений по ширине полосы при прокатке с уширением; предложен способ уменьшения утяжки полос в чистовой группе клетей на 3-5 мм путем настройки усилий противоизгиба рабочих валков для прокатки на краевую волнистость; полученные решения могут быть использованы для управления шириной проката как в черновой и чистовой группах НШСГП, так и на толстолистовых станах. 

Результаты диссертации используются в учебном процессе при чтении лекций по курсам “Теория прокатки” и “Динамика процессов прокатки” для студентов специальности “Обработка металлов давлением” Липецкого государственного технического университета; по материалам диссертации опубликовано 3 учебных пособия для вузов.

Обоснованность и достоверность  основных положений и результатов диссертации определяется использованием фундаментальных основ механики сплошной среды, классических теорий пластичности и упругости, современной теории прокатки, обоснованностью и строгостью применения математических методов и компьютерных технологий CAD/CAE и практической реализацией в условиях реального производства.

Личный вклад соискателя.   При проведении исследований, результаты которых опубликованы в соавторстве, диссертантом предложены основные идеи и выполнены теоретические, технические и технологические решения, а также анализ результатов.  

Публикации. Основное содержание диссертации опубликовано в 3 учебных пособиях для вузов, 39 статьях, включая 21 публикацию в научных изданиях, рекомендуемых ВАК для опубликования результатов докторских диссертаций; общий объем публикаций составляет 543 стр., из них лично автору диссертации принадлежит (указано в скобках в списке публикаций) 406 стр. (75%). Получены авторское свидетельство СССР и патент РФ на изобретения.

Апробация работы.  Материалы диссертации доложены и обсуждены на:

- Всесоюзной научно-технической конференции “Теоретические проблемы прокатного производства” ( Днепропетровск, 1988 г.);

- международных  научно-технических конференциях “Современные достиже-ния теории и практики тонколистовой прокатки” (Липецк, 1990 г.), “Проблемы развития металлургии Урала на рубеже XXI века” (Магнитогорск, 1996 г.), “Павловские чтения”  (Москва, МИСиС, 2000 г.),  “Теория  и  практика  производства  проката” (Липецк, 2001 г.), “Теория и практика производства листового проката” (Липецк, 2003 г., 2005г., 2008 г.), “Современная металлургия начала нового тысячелетия” (Липецк, 2006 г.), “Физико-механические проблемы формирования структуры и свойств  материалов  методами  обработки  давлением”  (Краматорск, Украина, 2007 г.), “Исследование, разработка и применение высоких технологий в про­мышленности“ (Санкт-Петербург, март 2007 г.), “Cовременные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов“ (Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский гос. политех. университет, сентябрь 2007 г);

- расширенном научном семинаре по проблемам фундаментальной механики в теории обработки давлением (Москва, МАМИ, МГУ, 2008 г.);

- научном семинаре (Москва, Институт металлургии и материаловедения  им. А.А.Байкова  Российской академии наук, 2009 г.).

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 6 глав, заключения, содержащего общие выводы по работе, и 3 приложений. Диссертация содержит 334 страницы машинописного текста, 107 рисунков, 18 таблиц, список использованных источников включает 368 наименований.

  ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1 Классификация методов управления плоскостностью и

технологические факторы её улучшения

Предложена новая классификация методов управления плоскостностью полос и листов, включающая методы воздействия на активную образующую рабочих валков, методы воздействия на натяжение и методы воздействия на кинематику процесса  прокатки  (асимметричная прокатка)  (рисунок 2).  Ниже,  как правило для

 

краткости, будем называть полосой весь плоский прокат ( как прокатываемый с натяжением – собственно полоса, так и без натяжения – лист). Проведен анализ критериев сохранения полосой плоской формы, методов оценки величины неплоскостности прокатываемых полос. Рассмотрены экспериментальные исследования взаимосвязи профиля поперечного сечения и плоскостности прокатываемых полос, а также влияния на плоскостность различных технологических факторов. Показано, что при управлении профилем поперечного сечения прокатываемых полос наиболее перспективна технология осевой сдвижки прокатных валков.

На плоскостность прокатываемых полос оказывает существенное влияние такая составляющая упругих деформаций валковой системы, как сплющивание рабочих валков в контакте с полосой. Рассмотрены различные методы расчета распределения контактного давления в очаге деформации по ширине полосы.

Среди методов улучшения плоскостности особое место занимает асимметричная прокатка.  Практически  во всех исследованиях влияния рассогласования окружных  скоростей  рабочих  валков,  вызванного  как неравенством  диаметров рабочих  валков  при  одинаковой  угловой скорости вращения, так и неравенством угловых скоростей вращения рабочих валков при равенстве диаметров, на энергосиловые параметры прокатки, геометрические и физикомеханические параметры прокатываемых полос, отмечалось улучшение их плоскостности.

Объяснено положительное влияние поперечных перемещений металла в очаге пластической деформации, вызываемых неравномерностью обжатий по ширине прокатываемых полос, на  улучшение их плоскостности. Установлено, что для

оценки  формообразования полос при листовой прокатке необходимо учитывать поперечное перемещение металла в очаге пластической деформации, одним из проявлений которого является уширение.

  2 Анализ распределения погонной  нагрузки и  остаточных напряжений по

ширине полосы при симметричной прокатке

Функция распределения погонной нагрузки по ширине

прокатываемой полосы при симметричной прокатке

Известно, что фактическая выходная неравномерность вытяжек при прокатке в условиях неравномерного обжатия по ширине полосы оказывается меньше по сравнению с рассчитанной в предположении плоской схемы деформации.  Это  связано с  поперечными  перемещениями  металла  в  очаге  деформации при неравномерном обжатии по ширине полосы:  , где и – величина текущей неравномерности вытяжек и величина средней вытяжки по ширине полосы, и   –  величина текущей поперечной разнотолщинности и величина средней  толщины подката, и –  величина текущей поперечной  разнотолщинности и  величина средней  толщины полосы, – коэффициент, учитывающий влияние поперечного перемещения металла в очаге пластической деформации; при плоской схеме деформации = 1. Выражение для  продольных напряжений на выходе из очага деформации при прокатке без натяжения ,  где –  модуль упругости материала полосы. Входная  неравномерность скоростей описана функцией , а выходная –  (рисунок 3,а).  Функции входной  и выходной неравномерностей скоростей металла вычисляются по следующим формулам: ; .  При выводе функции  распределения  погонной нагрузки применен метод определения реакции связи на основе отбрасывания связи. В соответствии с этим методом поступательная скорость рабочих валков переведена из разряда заданных (валки не перемещаются поступательно) в разряд варьируемых: рабочим  валкам придана вертикальная поступательная скорость , как изображено на рисунке 3,б. Для очага пластической деформации выбрана модель жёстко-пластической среды с упругими внешними зонами. Принято, что металл, не обладая упругостью в очаге деформации (при достаточно больших пластических деформациях упругими можно пренебречь), сразу же становится упругим на выходе из очага деформации.

Принято условие, что прокатка ведется без уширения,  т.е. и  ,  где  – полуширина полосы. 

Применен вариационный принцип виртуальных скоростей к жёстко-пластическому очагу деформации с упругими внешними зонами.  В мощность прокатки входят следующие составляющие: мощность внутренних сопротивлений, мощность внешних сил на границах очага деформации - сил трения  скольжения между валками и полосой, переднего  и  заднего натяжения, усилия движущихся со скоростью рабочих валков и  мощности среза. Одна из составляющих мощности переднего натяжения названа мощностью, расходуемой на накопление  полосой потенциальной энергии упругой деформации.

Рисунок 3 – Схема к выводу функции распределения погонной нагрузки:

а  –  вид на полосу сверху;  б – вид на полосу сбоку

Функция распределения продольных скоростей по ширине  полосы  задана 

следующим  образом:  ,  где – абсолютное обжатие; – текущая толщина полосы в очаге деформации, аппроксимированная квадратичной параболой;  – распределение продольных скоростей металла по ширине  полосы в  сечении , отнесенное к окружной  скорости  валка ; – среднее по ширине  значение скорости металла  в  сечении  , отнесенное к окружной  скорости  валка ; – средняя по ширине величина входной скорости полосы, отнесенная к окружной  скорости  валка ; – средняя по ширине величина выходной скорости полосы, отнесенная к окружной  скорости  валка .  На основании кинематической допустимости поля скоростей и условия несжимаемости определены все компоненты скоростей перемещения и деформаций и выражения для составляющих мощности прокатки:

мощность  внутренних сопротивлений  ;

мощность сил трения  ;

мощность, расходуемая на накопление

полосой потенциальной энергии

упругого растяжения

мощность погонной нагрузки  , 

где – предел текучести материала полосы на сдвиг; – интенсивность скоростей деформаций; – коэффициент трения; – скорость скольжения металла по валку; – продольная скорость скольжения металла по валку; – поперечная скорость скольжения металла по валку; - переднее удельное натяжение.

Полную мощность прокатки можно представить в виде  функционала

;  экстремали   и   найдены при исследова-

нии минимума этого функционала вариационным методом.

После восстановления заданной кинематической связи устремлением  к нулю получены два уравнения:

,                                                                         (1)

где  ; - длина очага деформации, ;

и

,                                                     (2)

где ; - положение нейтрального сечения;  .

Уравнение (1), впервые полученное С.Л.Коцарем, определяет коэффициент , учитывающий влияние поперечного перемещения металла на выравнивание распределения скоростей металла по ширине полосы в выходном сечении очага деформации  , где  - номер гармоники в разложении функции .

Впервые полученное уравнение (2) в явном виде определяет выражение для вычисления первой производной функции распределения погонной нагрузки по ширине полосы.

Анализ уравнения (2) показывает: а) с увеличением обжатия неравномерность распределения погонной нагрузки уменьшается, т.к. при увеличении обжатия условия для поперечного перемещения металла в очаге пластической деформации становятся более благоприятными; б) при увеличении коэффициента трения условия для поперечного перемещения металла ухудшаются, и, как следствие, увеличивается степень  неравномерности  распределения  погонной  нагрузки по ширине полосы; в) чем шире полоса, тем менее благоприятны  условия для поперечного перемещения металла, соответственно, тем больше неравномерность распределения погонной нагрузки, и наоборот – чем меньше ширина полосы, тем лучше условия для поперечного перемещения металла, и тем  меньше неравномерность  распределения погонной нагрузки.      

Экспериментальная проверка разработанных математических моделей формообразования прокатываемых полос была проведена в промышленных условиях по оригинальной методике, изложенной в диссертации. После идентификации параметров математических моделей сходимость экспериментальных и расчетных данных оказалась в пределах 8-12%.

Распределение погонной нагрузки при анизотропии условий трения

С помощью разработанной методики был проанализирован случай прокатки полосы в рабочих валках при различных условиях трения вдоль и поперек направления прокатки. Влияние величины и направленности микронеровностей поверхности валков на условия прокатки изучали В.Л.Мазур, В.И.Мелешко, Вик.А.Николаев,  но их постановка задач исследования не касалась влияния процессов поперечного перемещения металла в очаге деформации на улучшение плоскостности. Уравнение, определяющее коэффициент в случае анизотропии трения, имеет вид (1), если вместо подставить где  и –коэффициенты трения вдоль и поперек направления прокатки.         

Выражение для распределения погонной нагрузки в этом случае:

, где .

На рисунке 4 представлены расчетные кривые распределений остаточных напряжений и погонной нагрузки по ширине при горячей прокатке полосы для следующих условий: = 4,0 мм; = 2,0 мм; = 700 мм; = 400 мм. 

При уменьшении коэффициента трения вдоль бочки валка в два раза относительно коэффициента трения вдоль направления прокатки неравномерность остаточных напряжений и погонной нагрузки также уменьшается практически в два раза. Чем меньше коэффициент трения вдоль бочки рабочего валка , тем интенсивнее уменьшается неравномерность распределения скоростей металла по ширине полосы и меньше остаточные напряжения.

Реально анизотропию трения можно получить направленной вдоль бочки насечкой рабочих валков или нанесением электроискровым способом на бочку рабочего валка чередующихся продольных  шероховатых полосок шириной от 0,2 до 0,4 длины очага деформации.

Рисунок 4 – Распределение остаточных напряжений (а) и погонной нагрузки (б)

по ширине полосы:  1  –  ==0,3;  2 –  = 0,3; =0,15

Влияние формы эпюры переднего удельного натяжения на распределения погонной нагрузки и остаточных напряжений по ширине полосы

Из теории и практики листопрокатного производства известно, что изменение формы эпюры удельных натяжений является действенным способом воздействия на плоскостность прокатываемых полос. Вик.А.Николаев предложил эмпирическую формулу для определения изменения величины неравномерности удельных натяжений по ширине полосы;  исследования С.Л.Коцаря и Б.А.Полякова касались только изменения предела текучести металла полосы от неравномерного межклетевого охлаждения полосы при горячей прокатке. В развитие этих исследований было теоретически проанализировано влияние формы эпюры переднего натяжения на распределение погонной нагрузки и остаточных  напряжений по ширине полосы.

Выражение  для переднего  натяжения  можно  записать  следующим образом: ,  где – среднее удельное переднее натяжение,  самоуравновешенная, т.е. удовлетворяющая условию , составляющая неравномерности эпюры переднего удельного натяжения, .  Получено уравнение связи входной и выходной неравномерностей скоростей течения металла по ширине полосы:

Установлено, что  при изменении  формы эпюры переднего удельного натяжения эпюра выходных скоростей по ширине полосы изменяется в соответствии с выражением , т.е. напряжения, вызванные неравномерностью выходных скоростей полосы, компенсируют неравномерность эпюры переднего  удельного натяжения.

На рисунке 5,а представлено распределение  погонной  нагрузки при горя-

чей прокатке полосы шириной 1400 мм, толщиной 4,0 мм и обжатием 1,5 мм; радиус рабочих валков 400 мм.  На рисунке 5,б приведены кривые распределения напряжения, приложенного к сечению выхода очага деформации (1), и напряжения, возникшего в полосе из-за неравномерности выходных скоростей металла (2).

Распределения, изображенные на рисунке 5,б, отличаются только знаком. После снятия напряжения (1) в полосе остаются напряжения (2), являющиеся зеркальным отражением распределения (1).

Рисунок 5 – Распределение погонной нагрузки (а) и напряжений (б)

по ширине полосы:  1  –  ;  2 –

3 Влияние местных утолщений и  неравномерного  распределения

продольных напряжений по ширине полос на их формообразование *

Анализ влияния местных утолщений на формообразование

горячекатаной полосы

При горячей прокатке полос в процессе эксплуатации на рабочих валках по разным причинам может возникать кольцевая выработка, которая является причиной появления на горячекатаной полосе местного утолщения, которые представляют собой  узкие (до 250 мм) возвышения профиля поперечного сечения полосы в продольном направлении. С помощью разработанной методики вычисления распределения погонной нагрузки и остаточных напряжений по ширине полосы теоретически исследована выкатываемость местных утолщений при горячей прокатке и

_____________________________

*  Научный консультант раздела д.т.н.Ю.А.Мухин

влияние на поперечную разнотолщинность полосы. Величина , где и - высота местного утолщения до и после прокатки, названа коэффициентом выкатываемости местного утолщения; чем меньше этот коэффициент, тем лучше выкатываемость. Численный эксперимент был проведен при варьировании следующих переменных:  толщина готовой полосы , относительное обжатие , абсолютное обжатие ,  исходная высота местного утолщения  ,  ширина местного утолщения  . Установлено, что коэффициент выкатываемости местного утолщения оказывается примерно на порядок меньше величины, обратной коэффициенту вытяжки .  Это происходит из-за того, что при обжатии значительная часть металла местного утолщения расходуется на местное уширение.  На участке полосы с местным утолщением возникают продольные сжимающие напряжения тем меньшие, чем больше относительное обжатие. Установлено, что коэффициент выкатываемости уменьшается с уменьшением ширины местного утолщения и с ростом относительного обжатия и толщины готовой полосы. Расчет по разработанной методике соответствует практике горячей прокатки на стане 2000 ОАО «НЛМК»: при относительном обжатии порядка 50-75%, что соответствует суммарному обжатию в трех-четырех последних клетях, местные утолщения полностью выкатываются – при таких обжатиях коэффициент выкатываемости становится меньше 0,05, а продольные сжимающие напряжения не превышают 5-7 МПа.

На рисунке 6 изображены входное и выходное местные утолщения и распределения  погонной  нагрузки  и  остаточных  напряжений  по ширине полосы при следующих условиях:    =  0,125 мм; = 2,5 мм;  = 4 мм;  = 28 мм;

= 400 мм.

Применительно к НШСГП 2000 ОАО «НЛМК» проведенные исследования говорят о том, что если данные профилемера за последней 12-й клетью свидетельствуют о наличии местного утолщения на полосе, то причина его возникновения может находиться в клетях с 10-й по 12-ю, за исключением случаев грубого повреждения валков, типа выкрошки.  Этот вывод подтверждается практикой прокатки.

Рисунок 6 –  Результаты расчета выкатываемости местного утолщения: 

а) высота  местного утолщения подката и полосы ; 

б)  погонная нагрузка; 

в) остаточные напряжения.

Регулирование плоскостности прокатываемой полосы перераспределением

по ширине полосы продольных напряжений

В соответствии с принципом Сен-Венана неравномерность распределения удельных натяжений по ширине полосы в месте уменьшается с увеличением расстояния от места возникновения. Энергетическим методом было получено аналитическое выражение для вычисления распределения продольных напряжений по  длине и ширине полосы при её нагружении самоуравновешенной эпюрой:

,  (3)

где  - амплитуда исходной эпюры; - расстояние от места возникновения  продольных упругих напряжений до очага деформации;  - полуширина полосы,  и - продольная и поперечная координаты соответственно; , , , , - корни системы уравнений, полученных  методом Рэлея-Ритца, коэффициенты которой определяются также энергетическим методом.

Оценка адекватности математической модели была проведена методом конечных элементов. Анализ результатов расчета показывает, что если в полосе шириной на расстоянии  от очага деформации возникли продольные упругие напряжения,  то  влияние  самоуравновешенной составляющей  на условия деформации металла описывается зависимостью (3) при  . На расстоянии  амплитуда возмущения составляет менее 5%  исходной.

На основании решения задач о влиянии формы эпюры переднего натяжения на распределение погонной нагрузки и остаточных напряжений по ширине полосы, а также о распределении продольных напряжений по длине и ширине полосы при её нагружении самоуровновешенной эпюрой предлагается способ компенсации неплоскостности прокатываемых  полос (рисунок 7). Охват полосой (а) профилированных роликов, установленных в кассету (в) за последней клетью (б), создает неравномерность распределения удельных натяжений по ширине полосы, тем самым компенсируя возникшую неплоскостность. Угол охвата зависит от высоты подъема/опускания отклоняющих роликов (г), которая вычисляется следующим образом: , где - разница между измеренными удельными напряжениями в середине и на краю полосы, причем  она  положительна при  форме эпюры, способствующей волнистости полосы, и  отрицательна при форме эпю-

Рисунок 7 – Способ  регулирования плоскостности прокатываемых полос

ры, способствующей коробоватости; - длина бочки профилированных роликов; - полуширина полосы; -  расстояние между осями рабочих валков и профилированных роликов, не более половины длины бочки; - расстояние между осями профилированных роликов и отклоняющих роликов; - выпуклость/вогнутость  профилированных роликов на радиусе; -  модуль упругости материала полосы; - коэффициент ослабления, характеризующий уменьшение амплитуды неравномерности распределения продольных напряжений, созданных профилированным роликом, на расстоянии . Коэффициент ослабления вычисляется как отношение разностей значений выражения (3) для середины  и края полосы при , что соответствует выходному  сечению очага деформации, и при , что соответствует расстоянию до профилированных роликов. 

4 Особенности профилировок рабочих валков, применяющихся в

клетях с осевой сдвижкой рабочих валков.

Общие свойства профилировок рабочих валков клетей с осевой сдвижкой рабочих валков

При освоении осевой сдвижки рабочих валков применяются различные варианты  их профилировок с целью формирования заданного профиля поперечного сечения полос при сохранении плоской формы. Известен ряд исследований некоторых видов профилировок рабочих валков клетей с осевой сдвижкой рабочих валков (В.М.Салганик, Э.А.Гарбер, В.А.Третьяков), однако эти исследования касались конкретных видов профилировок без обобщающего анализа. В развитие этих исследований был выполнен анализ общих свойств профилировок  рабочих валков  клетей  с осевой сдвижкой рабочих валков.  Допустим,  при отсутствии сдвижки активная образующая верхнего  рабочего  валка описывается функцией , а нижнего , где  - толщина полосы.  При сдвижке  верхнего  валка влево, а нижнего вправо на величину функция высоты межвалкового зазора  должна быть симметричной относительно оси ординат, т.е.  . Это условие выполняется в том случае, если функции, описывающие профилировки верхнего и нижнего рабочих валков, удовлетворяют условию кососимметричности: .  Расширяя это положение на случай непараллельности активных образующих при отсутствии  сдвижки и , приходим к следующему условию: для сохранения симметричности поперечного сечения прокатываемой полосы при осевой сдвижке рабочих валков функции, описывающие активную образующую левой половины верхнего и правой половины нижнего рабочих валков и, соответственно, правой половины верхнего и левой половины нижнего рабочих валков, должны удовлетворять условию кососимметричности: .  Этому условию удовлетворяют рабочие валки с обычной симметричной параболической профилировкой, с профилировками CVC, UPC (Universal Profile Control – универсальная или, как её ещё называют, «сигарообразная»), SmartCrown («интеллектуальная» профилировка на базе синусоидальной) и другие, применяющиеся в клетях с осевой сдвижкой рабочих валков; условие кососимметричности является правилом построения профилировок рабочих валков в таких клетях.

Рассмотрено поведение функции , описывающей зависимость выпук-

лости поперечного профиля прокатываемой полосы от величины осевой сдвижки в случае, если функция профилировки является полиномом  для случаев чётного и нечётного .  Установлено, что для четного степень в функции становится равной ,  а для нечетного степень становится равной  . Отсюда вытекает, что зависимость при линейная, т.е. выпуклость полосы при прокатке в рабочих валках с профилировкой, выполненной по кубической параболе, изменяется  пропорционально величине осевой сдвижки.

Определен критерий чечевицеобразности профиля поперечного сечения прокатываемой полосы: отсутствие точек перегиба функции, описывающей выпуклость профиля поперечного сечения полосы. Нарушение чечевицеобразности профиля поперечного сечения полосы при осевой сдвижке рабочих валков означает наличие точек перегиба функции, описывающей высоту межвалкового зазора на участке ширины полосы. Тогда условие чечевицеобразности профиля поперечного сечения: или, другими словами, вторая производная функции профилировки рабочих валков клетей с их осевой сдвижкой должна быть монотонной.

Взаимосвязь профилировки CVC с коэффициентом  вытяжки

при осевой сдвижке валков

Установлено, что при осевой сдвижке рабочих валков CVC изменяется коэффициент  вытяжки  полосы  в  клети.  Для  рабочих  валков  CVC  с  длиной бочки и профилировкой площадь половины поперечного сечения полосы, шириной , без осевой сдвижки , где  –  расстояние между точкой  перегиба функции профилировки и серединой бочки. Площадь  половины поперечного сечения после сдвижки на величину : .

В  итоге  изменение  коэффициента  вытяжки  полосы в клети станет равным

Для компенсации изменения площади поперечного сечения полосы при осевой  сдвижке рабочих валков  нужно изменить позицию рабочих валков, т.е. свести или развести их на величину   .  Для профилировок CVC, применяемых в практике горячей прокатки, эта величина может превышать 0,1 мм, и её необходимо учитывать при начальной настройке стана.

Функцию профилировки CVC часто задают в виде полинома третьей степени  , причем от коэффициента зависит величина выпуклости межвалкового зазора при отсутствии сдвижки, а от коэффициента  зависит диапазон изменения выпуклости межвалкового зазора при осевой сдвижке; коэффициент определяет наклон кривой профилировки (рисунок 8).

Рисунок 8 – Влияние коэффициента на наклон кривой, описывающей про-филировку CVC

Установлено, что коэффициент определяет величину изменения коэффициента вытяжки при осевой сдвижке. Для минимизации изменения коэффициента вытяжки полосы в клети при осевой сдвижке рабочих валков с профилировкой внедрен способ профилирования, при котором коэффициент определяется следующим образом:

,

где - координата вдоль оси рабочего валка с началом на краю бочки; - средневзвешенная  ширина прокатанных полос за определенный период; - средняя величина осевой сдвижки за тот же период. 

  Оценка эффективности профилировок CVC валков клетей №№ 8-10 НШСГП 2000 ОАО «НЛМК», разработанных по критерию минимального изменения коэффициента вытяжки (на этот способ профилирования подана заявка на патент),  была выполнена по статистическим характеристикам распределения толщины головных частей полос одинаковых типоразмеров, прокатанных  до и после ввода новых профилировок. Проведенный статистический анализ показал, что после внедрения новых профилировок стабильность толщины головных частей прокатываемых полос увеличилась в среднем на 25%.

Профилировка рабочих валков с малой встречной конусностью

Профилировка рабочих валков с малой встречной конусностью (рисунок 9) обладает свойством кососимметричности рабочие валки с такой профилировкой можно применять в клетях с их осевой сдвижкой, при этом угол находится в пределах радиан. В отличие от ранее проведенных исследований (Е.Р.Браунштейн)  анализ  кинематики  процесса  выполнен  с  учетом  поперечного

Рисунок 9 – Схема прокатки полосы в валках с малой встречной конусностью: - угол между образующей и осью валка; - угловая скорость вращения валков

перемещения  металла  в  очаге деформации. Условия,  способствующие поперечному течению металла, повышают выравнивающую способность очага деформации  и, тем самым, снижают уровень остаточных напряжений в полосе, улучшая ее плоскостность. При прокатке в рабочих валках с конической профилировкой таким условием является поперечное скольжение валка по металлу в очаге деформации, направленное от середины полосы к ее кромкам. Поперечная составляющая суммарной  скорости скольжения  в очаге деформации на верхнем и нижнем рабочих валках при отсутствии изгиба осей рабочих валков:

,

где  и –  радиусы  рабочих  валков, соответствующие  краям полосы; 

; .

Анализ в соответствии с вариационным принципом виртуальных скоростей приводит к следующему уравнению:

, (4)

где .

  При разложении неравномерности входных скоростей в ряд Фурье решением  уравнения (4)  будет следующее выражение:

  .

Уменьшение неравномерности остаточных напряжений из-за конусности рабочих валков составляет .  На рисунке 10 представлен результат расчета уменьшения остаточных напряжений при прокатке в рабочих валках с малой встречной конусностью по сравнению с прокаткой в цилиндрических валках при следующих условиях: мм, мм, мм, мм, мм, , ,  .

На основе этого эффекта предложен способ прокатки в валках с малой встречной конусностью (получено положительное решение на выдачу патента), в соответствии с которым величину конусности устанавливают в пределах, обеспечивающих направление  поперечной составляющей суммарной скорости скольжения  металла в очаге деформации от середины полосы к ее кромкам при сохране- нии зон опережения и отставания в соответствии с зависимостью , где    –  жесткость рабочего валка на изгиб при

Рисунок 10 – Уменьшение остаточных напряжений из-за конусности валков: 

1- остаточные напряжения при прокатке в цилиндрических валках;

2 - дополнительные напряжения из-за конусности валков;

3 - суммарная эпюра остаточных напряжений.

действии усилия прокатки, МН/мм; - усилие прокатки, МН; -  длина бочки, мм; - радиус среднего сечения рабочего валка, мм; - абсолютное обжатие, мм;  - выходная толщина полосы, мм;  - полуширина полосы, мм; ; ; - коэффициент трения в очаге деформации.

Расчеты  показывают,  что  уменьшение  остаточных  напряжений  при  таком

способе прокатки может достигать 5-15 МПа в зависимости от обжатия и ширины прокатываемой полосы. Установлено, что применительно к НШСГП 2000 ОАО «НЛМК» можно рекомендовать угол = 0,003 0,01 радиан.

5 Анализ распределения погонной нагрузки и остаточных напряжений по ширине полос и листов при асимметричной прокатке

Кинематика асимметричной  прокатки в рабочих валках неодинакового диаметра, вращающихся с одинаковой угловой скоростью

Известные выражения для нейтральных углов при листовой прокатке в валках неодинаковых диаметров, вращающихся с одинаковой угловой скоростью , были получены в предположении равенства средних контактных давлений на верхнем и нижнем валках.  В отличие от этого подхода принято, что вертикальные составляющие средних контактных давлений на верхнем и нижнем валках не отождествляются с собственно средними контактными давлениями, поэтому дополнительно рассматривалось уравнение равновесия для вертикальных составляющих сил, действующих в очаге деформации. Получены следующие выражения для нейтральных углов и на валках с большим () и меньшим () радиусами:

; ;

где ; ; , ;

;  – длина очага деформации; , – заднее и переднее удельное натяжение.

Полученные выражения уточняют величины нейтральных углов при различиях в диаметрах верхнего и нижнего рабочих валков, больших  5%.

В асимметричном очаге деформации выделяются две зоны, примыкающие к

верхнему и нижнему валкам. Границей, разделяющей эти области, является нулевая линия , на которой вертикальная компонента скорости (ВКС) перемещения металла равна нулю (рисунок 11).

Исходя из допущения о равномерности деформации по высоте в очаге деформации при листовой прокатке и прямолинейности  движения  полосы,  получено, что положение  нулевой линии определяется  соотношениями  ; .

Усилие асимметричной прокатки с учетом положения нулевой линии

При рассмотрении силовых параметров асимметричной прокатки обычным допущением считается взаимная компенсация направленных противоположно сил

трения  в промежуточной зоне очага деформации, хотя эти силы приложены к раз-

  Рисунок 11 – Положение нулевой линии 0x

ным поверхностям. Прямые замеры нормальных давлений в экспериментах В.П.Полухина и В.Н.Скороходова не подтвердили среза эпюр контактных давлений в смешанной зоне - эпюры на верхнем и нижнем рабочих валках по форме соответствовали  условиям симметричной прокатки, а различие положений максимумов – протяженности промежуточной зоны. На рисунке 12 показано, что несовпадение максимумов распределения нормальных контактных давлений допустимо трактовать как взаимную  компенсацию сил контактного трения  в промежуточной  зо- 

Рисунок 12 – Схематичная эпюра

контактного давления

не. Если сложить эпюры   и и  суммарную эпюру контактного давления распределить поровну на два валка, получим одинаковые эпюры, соответствующие ломаной , т.е. со  срезом куполообразной части .

  С использованием выражения для нулевой линии и  допущения о срезе

эпюр контактного давления получено выражение для среднего контактного давления при листовой прокатке в валках неравных диаметров, вращающихся с одинаковой угловой скоростью:

  ,  где , .

Анализ полученного выражения показывает, что уменьшение среднего контактного давления в зависимости от величины разности диаметров может достигать 15-20% по сравнению с прокаткой в рабочих валках одинакового диаметра, причем эффект уменьшения давления увеличивается с уменьшением обжатия.

Влияние рассогласования скоростей рабочих валков на

распределение погонной нагрузки

В ранее выполненных исследованиях влияния рассогласований окружных скоростей рабочих валков, вызванных неравенством диаметров рабочих валков при одинаковой угловой скорости вращения или неравенством угловых скоростей вращения рабочих валков при равенстве диаметров, отмечается улучшение плоскостности полос и листов. Однако, до сих пор отсутствует методика количественной оценки изменения плоскостности при асимметричной прокатке.

Для теоретического исследования распределения погонной нагрузки и остаточных напряжений по ширине полосы при листовой асимметричной прокатке использована расчетная схема, изображенная на рисунках 13,а (неравномерность скоростей металла по ширине полосы) и 13,б (кинематически допустимое поле скоростей). При помощи вариационного принципа виртуальных скоростей получено  уравнение  связи неравномерностей скоростей металла на входе и выходе очага деформации:

, где  ,

где  .

 

Рисунок 13 – Схема к расчету распределения погонной нагрузки

при скоростной асимметрии:

Влияние величины скоростной асимметрии на уменьшение неравномерности выходных напряжений прокатываемой полосы характеризуется отношением ,  где и -  коэффициенты, учитывающие влияние поперечного перемещения металла в очаге деформации на неравномерность выходных напряжений при симметричной и асимметричной прокатке соответственно. Зависимость    начинается от единицы и с ростом степени асимметричности уменьшается.

Для расчета распределения погонной нагрузки по ширине полосы при скоростной асимметрии было получено следующее уравнение:

 

где  , , , имеют тот же смысл, что и в выражении (2); и – средние толщины полосы в зонах опережения и отставания; , .

По разработанной методике были вычислены распределения погонной нагрузки по ширине полосы при прокатке для следующих условий: = 400 мм;  = 4,0 мм; = 50 МПа; = МПа; = 2,0 мм; = 0,3; = 700 мм; (рисунок 14).

Интенсивность уменьшения неравномерности распределения погонной нагрузки падает с увеличением рассогласования окружных скоростей рабочих валков, что  согласуется с опытными данными, полученными А.Ф.Пименовым, В.П.Полухиным и В.Д.Дурневым.

Рисунок 14 – Распределение погонной нагрузки  по ширине

полосы: ;  ;

6 Анализ влияния уширения на распределение остаточных напряжений по ширине полосы при листовой горячей прокате

Кинематически допустимое поле скоростей при прокатке с уширением

В отличие от классической теории прокатки полос и листов с уширением, которая предполагает наличие зоны уширения, где металл течет в поперечном направлении, была исследована математическая модель течения металла, в которой скорости продольного и поперечного перемещения металла в очаге пластической деформации связаны следующим соотношением:

,  (5)

где - скорость полосы в направлении прокатки, удовлетворяющая гипотезе плоских сечений;  - скорость поперечного перемещения металла в очаге деформации;  - суммарное уширение полосы; -  текущая ширина очага деформации;  - длина очага деформации; - варьируемый параметр, зависящий от условий прокатки и соотношения ширины и толщины полосы. 

Строго говоря, эта модель является кинематически допустимой только в плоскости .  Показано, что в рамках гипотезы плоских сечений эта модель является кинематически допустимой в любой точке очага деформации в интегральном смысле, т.е.  на  контакте валка с полосой  скорость вертикального перемещения металла ,  где - угол наклона касательной к линии контакта валка с полосой (см. рисунок 3).

Варьируемый  показатель  степени характеризует соотношение  продольной  и  поперечной  составляющей  течения  металла  в  очаге пластической  деформации  или, в терминах классической теории прокатки с уширением, величину зоны  уширения. В соответствии с выражением (5), чем выше  ,  тем ближе  к прикромочным областям  примыкает зона уширения.  Расчеты показывают (рисунок 15), что растет с увеличением ширины полосы и уменьшением  обжатия, что вполне согласуется с результатами экспериментальных исследований. 

Рисунок 15 – Зависимость соотношения поперечной и продольной составляющих скорости течения металла:

1 –  и ; 2 – и ;

- исходная ширина; ,, ,,, – уширение, длина очага деформации и показатель степени в формуле (5) при обжатиях и соответственно

Распределение уширения вдоль очага деформации

Для изучения распределения уширения вдоль очага деформации последний был разбит на две  зоны: опережения и отставания. Вдоль каждой зоны был принят линейный закон распределения уширения. На основе энергетического баланса была разработана следующая математическая модель:

,                                        (6)

где  -  мощность внутренних сопротивлений,  -  мощность сил трения скольжения, -  мощность  сил среза,  -  мощность переднего натяжения, 
-  мощность заднего натяжения, - полное уширение, - уширение в нейтральном сечении.

Адекватность разработанной модели процесса уширения была экспериментально подтверждена на стане 2000 и в лаборатории кафедры прокатки ЛГТУ на прокатном стане с диаметром рабочих валков 240 мм.  Распределение уширения вдоль очага деформации, рассчитанное по модели, соответствовало фактическому распределению с ошибкой менее 10%. 

Теоретический анализ влияния переднего и заднего натяжений подтвердил результаты экспериментальных исследований (например, В.П.Калинина и В.Н. Выдрина), свидетельствующие о том, что на величину уширения оказывает значительное влияние заднее натяжение, а переднее практически не влияет, перераспределяя величины уширения в зонах опережения и отставания, причем суммарное уширение остается неизменным.

В выражение суммарной мощности прокатки (6) с разными знаками входят мощности переднего и заднего натяжений. В случае равенства этих мощностей по модулю величина уширения при прокатке с натяжением должна совпадать с величиной уширения при прокатке без натяжения. Однако, многочисленные экспериментальные исследования (А.П.Чекмарев, В.Н.Выдрин, В.П.Калинин) свидетельствуют, что величина уширения при прокатке с передним и задним натяжением меньше, чем при прокатке без натяжений или  только с передним или только с задним натяжением. Показано, что приложение натяжений является причиной возникновения краевого эффекта: во входном и выходном сечениях очага деформации в прикромочных областях появляются дополнительные продольные напряжения растяжения и поперечные напряжения сжатия, способствующие уменьшению ширины полосы в чистовой группе (утяжке).  Эти напряжения являются причиной появления мощностей дополнительных сил, которые нужно учитывать при вычислении суммарной мощности прокатки с натяжением. 

На основании проведенных исследований предложен способ уменьшения утяжки полосы в чистовой группе клетей путем настройки усилий противоизгиба рабочих валков для прокатки с тенденцией на краевую волнистость. Этот способ  уменьшает утяжку полосы на 3-5 мм.

Распределение остаточных напряжений в полосе

при прокатке с уширением

Известно, что процесс уширения полосы при листовой прокатке уменьшает неравномерность остаточных напряжений по ширине полосы, при этом плоскостность прокатываемой полосы улучшается. Для количественной оценки влияния процесса  уширения  на  уменьшение  амплитуды  неравномерности  распределения остаточных напряжений по  ширине  полосы  применена  модель  линейного  распределения  уширения  вдоль  очага  деформации. Распределение  продольных скоростей по очагу деформации описано функцией , где – длина очага деформации, – усредненная по ширине продольная скорость металла в сечении .

Неравномерности распределений входных и выходных скоростей металла заданы функциями и соответственно; в этих выражениях – амплитуда входной неравномерности скоростей металла; – текущая ширина полосы в очаге деформации;  – коэффициент, учитывающий влияние  поперечного перемещения металла в очаге пластической деформации на распределение остаточных напряжений по ширине полосы. 

С использованием вариационного принципа виртуальных скоростей получена математическая модель, представляющая собой систему трех уравнений, каждое из которых является условием минимума мощности прокатки для варьируемых  ,  и . Нужно отметить, что при вычислении полной мощности прокатки необходимо учесть следующие мощности:

– мощность, расходуемую на  накопление  полосой потенциальной энергии , где  ,  - усредненное по ширине переднее удельное натяжение, - модуль упругости материала полосы;

– мощность, вносимая полосой в очаг деформации , где  , - усредненное по ширине заднее удельное натяжение.

  С помощью разработанной модели проведен анализ влияния параметров прокатки и полосы на величину коэффициента . Результаты расчета не показали сколько-нибудь значимой зависимости амплитуды и знака входной неравномерности скоростей металла на величину свободного уширения и коэффициент . Это можно объяснить тем, что поперечные перемещения металла в очаге деформации при свободном уширении значительно выше поперечных перемещений, которые требуются  для перераспределения продольных напряжений в полосе при прокатке без уширения.

В таблице 1 представлены результаты расчета коэффициента для следующих условий: входная толщина полосы = 10 мм; обжатие 50%;  коэффициент трения = 0,3; модуль упругости Е = МПа; предел текучести материала полосы на сдвиг  = 50 МПа; радиус валков = 400 мм; ; функция неравномерности распределения входных  скоростей  металла  .  Расчет  проведен для условий свободного уширения полосы, а затем при ограниченном уширении, равном половине свободного.

Анализ результатов расчета показывает, что при уменьшении ширины полосы выравнивающая  способность очага деформации  и  интенсивность уменьшения

Таблица 1 – Результаты расчета

Ширина полосы, мм

Свободное уширение, мм

при свободном уширении

Ограниченное уширение, мм

при ограниченном уширении

100

11,6

0,01

5,8

0,02

400

4,6

0,08

2,3

0,14

1000

1,8

0,11

0,9

0,15

1600

1,0

0,14

0,5

0,21

остаточных напряжений в полосе увеличивается. Если же создать стесненные условия для развития уширения, например, как при прокатке в ящичном калибре, то выравнивающая способность очага деформации уменьшается, причем интенсивность уменьшения выравнивающей способности тем больше, чем выше степень стесненности.

  ОБЩИЕ ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

На основе развития и обобщения теоретических положений симметричной и асимметричной горячей прокатки, формообразования полос и листов с широким привлечением современных методов компьютерного моделирования и экспериментальных исследований в лабораторных и промышленных условиях изложены научно обоснованные технические и технологические решения по производству листового проката повышенного качества, внедрение которых вносит значительный вклад в развитие экономики страны за счет экономии энергетических и материальных ресурсов и повышения эффективности действующего прокатного оборудования.

В диссертации получены новые научные результаты в следующих областях:

1. В теоретическом описании формирования профиля поперечного сечения и плоскостности горячекатаных полос при симметричной и асимметричной прокатке с учетом поперечного перемещения металла в очаге деформации:

-  впервые в явном виде получено уравнение, описывающее распределение погонной нагрузки по ширине полосы в зависимости от условий прокатки и параметров полосы, вывод которого основан на принципе возможного изменения деформированного состояния для жестко-пластической среды; разработана методика оценки влияния анизотропии условий трения вдоль и поперек бочки рабочих валков, а также формы эпюры переднего натяжения на формообразование полос и листов;

- разработана методика совместного решения задачи неравномерной пластической деформации полосы и упругой деформации четырехвалковой системы с осевой сдвижкой рабочих валков, получившая подтверждение в ходе экспериментов в промышленных условиях;

- получено аналитическое выражение для распределения продольных напряжений по длине и ширине полосы при её нагружении самоуравновешенной эпюрой, которое можно использовать при описании продольных напряжений на расстояниях от места приложения самоуравновешенной эпюры вплоть до 0,8 ширины полосы; на больших расстояниях амплитуда возмущения составляет менее 5%  исходной;

- на основе исследований предложен новый способ регулирования плоскостности прокатываемых полос, заключающийся в создании такой формы эпюры переднего натяжения, которая компенсирует возникшую неплоскостность;

- разработанные способы прокатки позволяют  уменьшить уровень остаточных напряжений по ширине горячекатаных полос и листов в 1,5 - 2 раза.

2. В разработке научно-практических основ построения профилировок рабочих валков клетей с осевой сдвижкой:

- установлено, что для сохранения симметричности поперечного сечения прокатываемых полос при осевой сдвижке рабочих валков функции, описывающие активные образующие верхнего и нижнего рабочих валков, должны удовлетворять условию кососимметричности; разработана методика построения профилировок различного назначения  рабочих валков клетей с их осевой сдвижкой при использовании произвольных функций;

- установлено, что осевая сдвижка рабочих валков с профилировокой CVC изменяет коэффициент вытяжки прокатываемых полос и таким образом вносит возмущение в процесс прокатки; предложено компенсировать это возмущение коррекцией величины межвалкового зазора, которая  в зависимости от величины осевой  сдвижки  и параметров профилировки рабочих валков CVC может превышать 0,1 мм; использование этой методики в АСУ ТП прокатных станов позволяет стабилизировать силовые параметры прокатки и геометрические  полосы при осевой сдвижке;

- предложена и внесена в Технологическую инструкцию Производства горячего проката ОАО “НЛМК” методика расчета коэффициентов профилировок CVC рабочих валков НШСГП 2000, обеспечивающих минимальное изменение коэффициента вытяжки при осевой сдвижке, а также внедрена программа шлифовки рабочих валков CVC НШСГП 2000 по разработанной методике; внедренные профилировки CVC позволили увеличить стабильность толщины головных частей прокатываемых на НШСГП 2000 ОАО «НЛМК» полос в среднем на 25%;

- разработана методика оценки уменьшения амплитуды неравномерности остаточных напряжений по ширине полосы при листовой прокатке в рабочих валках с малой встречной конической профилировкой; предложен способ прокатки в рабочих валках с встречной конической профилировкой, улучшающий плоскостность прокатываемых полос и листов при сохранении на обоих контактных поверхностях зон опережения и отставания – для  НШСГП 2000 ОАО «НЛМК» рекомендован угол конусности  0,003 0,01 радиан;  этот  способ целесообразно использовать на толстолистовых станах, особенно на станах 5000 – при прокатке по этому способу  остаточные  напряжения можно уменьшить на 5-15 МПа; 

3. В теоретическом описании кинематических и силовых параметров асимметричной прокатки полос и листов:

- получены выражения для величин нейтральных углов, уточненные условием равенства вертикальных составляющих действующих в очаге деформации сил, определено положение нулевой линии, на которой вертикальная компонента скорости перемещения металла в очаге деформации равна нулю, а также получено выражение для среднего контактного давления при прокатке в валках неодинакового диаметра, вращающихся с одинаковой угловой скоростью, с учетом положения нулевой линии;

- разработана математическая  модель  распределения погонной нагрузки и остаточных напряжений по ширине полосы, объясняющая улучшение плоскостности прокатываемых полос и листов при асимметричной прокатке.

4.  В  разработке теоретических положений листовой горячей  прокатки с уширением:

- теоретически обоснована кинематическая допустимость поля скоростей  металла в очаге деформации, поперечная компонента которого имеет степенную зависимость от координаты, на основе которого разработана математическая модель процесса уширения при листовой горячей прокатке, получившая подтверждение в промышленных и лабораторных условиях;

- показано, что для теоретического анализа процесса утяжки при листовой горячей прокатке с натяжением необходимо учитывать дополнительные мощности, которые развивают растягивающие и сжимающие напряжения, возникающие в плоскостях входного и выходного сечений очага деформации;

- разработана математическая модель распределения остаточных напряжений по ширине полосы при симметричной прокатке, объясняющая эффект улучшения плоскостности полосы при прокатке с уширением;

- предложен способ уменьшения утяжки на 3-5 мм в чистовой группе клетей путем настройки усилий противоизгиба рабочих валков на прокатку с тенденцией на краевую волнистость.

Результаты диссертации внедрены в ОАО «НЛМК», а также используются в учебном процессе ЛГТУ и составляют содержание трех учебных пособий для вузов.

Основное содержание диссертации

опубликовано в работах:

1. Бельский, С.М. Деформация полосы при симметричной и асимметричной

прокатке [Текст]: учебное пособие для вузов./ С.М. Бельский // Липецк: ЛГТУ, 2008.  - 235 с.

2. Бельский, С.М. Определение усилия прокатки вариационным методом [Текст] / С.М. Бельский // “Современная металлургия начала нового тысячелетия”. Труды международной научно-технической конференции. – Ч.3. – Липецк: ЛГТУ, 2006.  С.152-158.

3. Бельский, С.М. Применение энергетического метода к расчету остаточных напряжений в полосе при тонколистовой прокатке  [Текст] / С.М. Бельский // Вести вузов Черноземья. 2007.  № 3. С. 96-100.

4. Бельский, С.М. Плоскостность горячекатаной полосы при ее неравномерном охлаждении на выходе из клети [Текст] / С.М. Бельский // “Cовременные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов“. Труды международной научно-практической конференции. - Санкт-Петербург: СПбГПУ, 2007. C.32-34.

5. Бельский, С.М. Влияние формы эпюры переднего удельного натяжения на распределение давления прокатки и выходных напряжений по ширине полосы [Текст] / С.М. Бельский // Изв.вузов.Чёрная металлургия. 2008. № 1. -C.43-46.

6. Бельский, С.М. Влияние скоростной асимметрии при тонколистовой прокатке  на плоскостность полосы [Текст] / С.М. Бельский // Изв.вузов.Чёрная металлургия. 2008. № 3.  - C.44-48.

7. Бельский, С.М. Распределение давления прокатки и остаточных напряжений  по  ширине  полосы  при скоростной асимметрии полосы [Текст] / С.М. Бельский //  “Производство проката. 2008.  № 4. - C.22-29.

8.  Бельский, С.М. Влияние уширения на остаточные напряжения в полосе при листовой прокатке [Текст] / С.М. Бельский  // Производство проката. 2008. № 5.  - C.18-22.

9. Бельский, С.М. О некоторых эффектах применения осевой сдвижки [Текст] / С.М. Бельский  // Производство проката. 2008. № 7.  - C.21-24.

10. Бельский, С.М. Остаточные напряжения в полосе при листовой прокатке с уширением  [Текст] / С.М. Бельский  // “Теория и практика производства листового проката”. Труды международной научно-технической конференции. Ч.2. – Липецк: ЛГТУ, 2008. С.34-41.

11. Бельский, С.М. О некоторых эффектах тонколистовой прокатки в рабочих валках с встречной  конической профилировкой [Текст] / С.М. Бельский // “Обработка сплошных и слоистых материалов.”  Сборник научных трудов. Вып. №35. - Магнитогорск:  2008.  C.160-168.

12. Поляков, Б.А. Вариационные принципы решения упруго-пластической  задачи распределения деформаций по ширине полосы с учётом поперечного течения металла в очаге пластической деформации [Текст] / Б.А. Поляков, С.М. Бельский // “Теоретические проблемы прокатного производства”. Тезисы докладов IV Всесоюзной научно-технической конференции - Ч.2. - Днепропетровск: ДметИ, 1988. С.82. (авт. – 0,5 стр.) 

13. Бельский, С.М. Расчёт распределения усилия прокатки по ширине полосы и остаточных напряжений в полосе вариационным методом [Текст] / С.М. Бельский, С.Л. Коцарь, Б.А. Поляков // Изв.вузов.Чёрная металлургия. 1990. № 10. - C.32-34. (авт. – 1,5 стр.) 

14. Поляков, Б.А. Управление противоизгибом в HCW-клетях  чистовой группы  широкополосного стана [Текст] / Б.А. Поляков, В.А. Третьяков, С.М. Бельский // “Современные достижения теории и практики тонколистовой прокатки”. Тезисы докладов международной  научно-технической конференции. – Липецк: 1990. С.15.  (авт. –0,5 стр.) 

15. Способ прокатки полос [Текст] : а.с. 1761314 SU: МКИ В 21 В 27/02 / Коцарь С.Л., Поляков Б.А., Бельский С.М., Третьяков В.А. - № 4879326/27; заявл. 31.10.90;  опубл. 15.09.92, Бюл. № 34. – 6 с: ил.

16. Бельский, С.М. Управление противоизгибом в клетях с осевой сдвижкой рабочих валков [Текст] / С.М. Бельский, Б.А. Поляков, В.А. Третьяков // Изв. вузов. Чёрная металлургия. 1992. № 6. - C.15-17. (авт. – 1,5 стр.) 

17. Коцарь, С.Л. Экспериментальная проверка математических моделей прокатки с имитацией осевой сдвижки валков [Текст] / С.Л. Коцарь, В.А. Третьяков., С.М. Бельский, Б.А. Поляков,  А.Г. Савочкин // Сталь. 1993. №2. - С.53-55. (авт. – 1 стр.) 

18. Третьяков, В.А. Исследование процесса деформирования сляба в вертикальных клетях методом конечных элементов [Текст] / В.А. Третьяков., В.В. Барышев,  С.В. Кудинов, С.М. Бельский, Ю.А. Бокачёв // “Проблемы развития металлургии Урала на рубеже XXI века”. Сборник трудов межгосударственной научно-технической конференции – Т.1. – Магнитогорск: 1996. С.167-171.  (авт. – 1 стр.)

19. Третьяков, В.А. О применении повышенных усилий противоизгиба при листовой прокатке [Текст] /  В.А. Третьяков, С.М. Бельский, Б.А. Поляков // “Обработка сплошных и слоистых материалов”. Сборник научных трудов. – Магнитогорск:  1996. С.30-35. (авт. – 3 стр.) 

20.  Бельский, С.М. Вариационные методы в обработке металлов давлением [Текст]: учебное пособие./ С.М. Бельский,  В.В. Барышев, В.А. Третьяков // Липецк: ЛГТУ, 1996.  - 56 с. (авт. – 20 стр.) 

21.  Бельский, С.М. Исследование процесса формирования ширины сляба в черновой группе широкополосного стана [Текст] / С.М. Бельский, В.А. Третьяков, В.В. Барышев, С.В. Кудинов // Изв.вузов.Чёрная металлургия. 1998. № 1. - C.24-29. (авт. – 2 стр.) 

22. Коцарь, С.Л. Основы технологии и исполнительные механизмы беспрограммной прокатки [Текст] / С.Л. Коцарь, В.А. Третьяков, В.В. Барышев , Б.А. Поляков, Е.А. Варшавский, С.М. Бельский // Производство проката.  1999. № 1. - C.14-23. (авт. – 3 стр.)

23. Скороходов, В.Н. Уширение при прокатке полос [Текст] /  В.Н. Скороходов, П.П. Чернов, Ю.А. Мухин, С.М. Бельский // “Материаловедение и высокотемпературные технологии”. Сборник научных трудов. - Н.Новгород:  2000. С.155-159. (авт. – 2 стр.)

24. Скороходов, В.Н. Математическая модель процесса свободного уширения  при  прокатке  полос  [Текст] / В.Н. Скороходов,  П.П. Чернов, Ю.А. Мухин, С.М. Бельский // Сталь. 2001. № 3. - C.38-40. (авт. – 1 стр.) 

25.  Скороходов, В.Н. Влияние местного утолщения на распределение усилия прокатки и остаточных напряжений по ширине полосы [Текст] /  В.Н. Скороходов, П.П. Чернов, Ю.А. Мухин, С.М. Бельский // “Теория и практика производства проката”. Труды международной научно-технической конференции. – Липецк: ЛГТУ,  2001.  С. 292-297. (авт. – 2 стр.) 

26. Скороходов, В.Н. Форма кромок прокатываемой полосы в процессе уширения [Текст] / В.Н. Скороходов, П.П. Чернов, Ю.А. Мухин, С.М. Бельский  // “Теория и практика производства проката”. Труды международной научно-технической конференции. – Липецк: ЛГТУ, 2003. С.48-52. (авт. – 2 стр.) 

27. Бельский, С.М. Влияние анизотропии трения на распределение усилия прокатки  и  остаточных напряжений по ширине полосы [Текст] / С.М. Бельский, Ю.А. Мухин // // “Теория и практика производства проката”. Труды международной научно-технической конференции. – Ч. II. -  Липецк:  ЛГТУ, 2005. С.43-48. (авт. – 4 стр.) 

28. Бельский, С.М. Области влияния локального утолщения при листовой прокатке [Текст] / С.М. Бельский, Ю.А. Мухин “Обработка сплошных и слоистых материалов”. // Сборник научных трудов. – Магнитогорск: 2006.  C.8-12. (авт. – 3 стр.) 

29. Скороходов, В.Н. Нейтральные углы при прокатке в валках неравных диаметров, вращающихся с одинаковой угловой скоростью [Текст] / В.Н. Скороходов, Ю.А. Мухин, С.М. Бельский // Производство проката. 2006. № 5. - C.2-5. (авт. – 2 стр.) 

30. Скороходов, В.Н. Контактное давление при тонколистовой прокатке в валках неравных диаметров, вращающихся с одинаковой угловой скоростью [Текст] / В.Н. Скороходов, Ю.А. Мухин, С.М. Бельский // Производство проката. 2007.  № 2. - C.15-20. (авт. – 3 стр.) 

31. Скороходов, В.Н. Влияние конусности рабочих валков на снижение напряжений, распределенных по ширине прокатываемой полосы [Текст] / В.Н. Скороходов, Ю.А. Мухин, С.М. Бельский //  Производство проката.  2007.  № 3.  - C.2-5.  (авт. – 2 стр.) 

32. Мухин, Ю.А. Протяженность зоны влияния самоуравновешенной составляющей эпюры продольных упругих напряжений [Текст] / Ю.А. Мухин, И.П. Мазур, С.М. Бельский // “Физико-механические проблемы формирования структуры и свойств материалов методами обработки давлением”. Труды международной научно-технической конференции.  -  Краматорск, Украина: 2007.  С.398-402. (авт. – 2 стр.) 

33. Мухин, Ю.А. Затухание амплитуды самоуравновешенной эпюры продольных  упругих  напряжений  в  прокатываемой  полосе  [Текст] / Ю.А. Мухин, И.П. Мазур, С.М. Бельский // “Исследование, разработка и применение высоких технологий в про­мышленности“. Труды III международной научно-практической конференции.  Т.9. Высокие технологии, фундаментальные и прикладные исследования, образование. - Санкт-Петербург: СПбГПУ, 2007. С.244. (авт. – 0,5 стр.)

34. Мухин, Ю.А. О допустимости одного упрощения при рассмотрении процесса несимметричной тонколистовой прокатки [Текст] / Ю.А. Мухин, С.М. Бельский //  Производство проката.  2007. № 7. - C.11-13. (авт. – 1 стр.) 

35. Мухин, Ю.А. Выравнивающая способность очага деформации при тонколистовой  прокатке  в  условиях  скоростной  асимметрии  [Текст] / Ю.А. Мухин, С.М. Бельский // “Cовременные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов“. Труды международной научно-практической конференции. - Санкт-Петербург: СПбГПУ, 2007. C.103-108. (авт. – 4 стр.) 

36.  Скороходов, В.Н. Энергетический баланс и величина нейтральных углов при прокатке в валках неравных диаметров [Текст] / В.Н. Скороходов, Ю.А. Мухин, С.М. Бельский // Производство проката. 2007.  № 9. - C.15-18. (авт. – 3 стр.) 

37. Мухин, Ю.А. Задача определения границ зоны Сен-Венана для самоуравновешенной эпюры [Текст] / Ю.А. Мухин, И.П. Мазур, С.М. Бельский // Изв.вузов.Чёрная металлургия. 2007.  № 9. - C.16-19. (авт. – 2 стр.) 

38. Бельский, С.М. Нейтральные углы и контактное давление при тонколистовой прокатке со скоростной асимметрией [Текст] / С.М. Бельский, Ю.А. Мухин //  Производство проката. 2007.  № 11. - C.13-17. (авт. – 3 стр.) 

39. Скороходов, В.Н. Особенности профилировок рабочих валков для клетей с осевой сдвижкой. Сообщение 1 [Текст] / В.Н. Скороходов, Ю.А. Мухин, С.М. Бельский, С.И. Мазур // Производство проката. 2007. № 12. - C.17-19.  (авт. – 1,5 стр.) 

40. Бельский, С.М. Динамика процессов прокатки [Текст]: учебное пособие./ С.М. Бельский,  А.В. Басуров, И.П. Мазур // Липецк: ЛГТУ, 2007.  - 64 с. (авт. – 32 стр.) 

41. Скороходов, В.Н. Особенности профилировок рабочих валков для клетей с осевой сдвижкой. Сообщение 2 [Текст] / В.Н. Скороходов, Ю.А. Мухин, С.М. Бельский, С.И. Мазур // Производство проката. 2008. № 1. - C.21-23. (авт. – 2 стр.) 

42. Бельский, С.М. Влияние напряжений в сечениях входа и выхода очага деформации на величину уширения металла при тонколистовой прокатке [Текст] / С.М. Бельский, Ю.А. Мухин, И.П. Мазур  // “Теория и практика производства листового проката”. Труды международной научно-технической конференции. Ч.2. – Липецк: ЛГТУ, 2008. С.18-25. (авт. – 4 стр.) 

43. Бельский, С.М. Теоретический анализ влияния натяжений на уширение металла при тонколистовой прокатке [Текст] / С.М. Бельский, Ю.А. Мухин, И.П. Мазур // Производство проката. 2008. № 11.  - C.13-18. (авт. – 3 стр.) 

44. Патент RU 2344888 С1 В21В 1/00. Способ прокатки листовой стали / Бельский С.М., Мухин Ю.А., Бахаев К.В. – № 2007120226/02; заявл. 30.05.2007; опубл. 27.01.2009. Бюл. № 3. 

 






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.