автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Исследование и моделирование энергосиловых параметров процесса дрессировки для совершенствования технологии и оборудования дрессировочных станов

На правах рукописи

Тимофеева Марина Анатольевна

ИССЛЕДОВАНИЕ И МОДЕЛИРОВАНИЕ ЭНЕРГОСИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА ДРЕССИРОВКИ ДЛЯ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЯ ДРЕССИРОВОЧНЫХ СТАНОВ

I

Специальность 05.02.13 - Машины, агрегаты и процессы металлургического производства

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Череповец - 2006

Работа выполнена в Череповецком государственном университете.

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор,

заслуженный деятель науки и техники РФ Гарбер Эдуард Александрович

Официальные оппоненты - доктор технических наук

Славов Владимир Ионович

- кандидат технических наук Гончарский Аркадий Александрович

Ведущая организация - Институт металлургии и материаловедения

Российской академии наук (ИМЕТ РАН)

Зашита диссертации состоится 19 мая 2006 года в 11.00 на заседании диссертационного совета Д.212.297.01 в Череповецком государственном университете по адресу 162600, г. Череповец Вологодской обл., пр. Луначарского, д. 5

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Череповецкого государственного университета

Автореферат разослан 18 апреля 2006 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

Никонова Е.Л.

МЧ

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы

В технологическом процессе производства тонколистового холоднокатаного металла дрессировка является ответственной отделочной операцией, во многом определяющей качество готовых полос и листов, в том числе способность их к глубокой вытяжке при штамповке без разрушения или появления линий сдвига.

Дрессировку малоуглеродистой автомобильной стали вед>т преимущественно в интервале относительных обжатий 0,5 - 1,5 %, что в 20 - 30 раз меньше частных обжатий в рабочих клетях станов холодной прокатки. Тем не менее конструктивные размеры рабочих клетей дрессировочных и прокатных станов (диаметры бочек и шеек рабочих и опорных валков, поперечные сечения элементов узла станин и др.) в большинстве случаев выполняют одинаковыми. Поэтому вопрос о возможности уменьшения металлоемкости дрессировочных клетей представляет практический интерес; его актуальность определяется необходимостью сокращения капитальных затрат при модернизации действующих и создании новых дрессировочных станов.

Не меньший практический интерес имеет и анализ возможности уменьшения установочной мощности двигателей главного привода, составляющей на действующих дрессировочных станах 2500 и более кВт, что при обжатиях 0,5 - 1,5 % представляется существенно завышенным.

Анализ возможности уменьшения массы рабочих клетей дрессировочных станов и установочной мощности двигателей их главного привода с помощью известных методик расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки невозможен по ряду причин.

Одна из причин заключается в том, что известные методики не в полной мере учитывают существенную особенность очага деформации процесса дрессировки, состоящую в том, что не менее половины ее протяженности занимают упругие участки, в которых не действуют условие пластичности и закон постоянства секундных объемов полосы. Как показал анализ, это приводит к значительным погрешностям при расчете по известным методикам усилия и мощности процесса дрессировки.

Второй причиной является неточное определение в энергосиловом расчете сопротивления деформации, без учета реальной зависимости предела текучести от относительного обжатия, которая в процессе дрессировки существенно иная, чем при холодной прокатке.

Кроме того, существующие методики расчета энергосиловых параметров предназначены для сухого процесса дрессировки, в то время как дрессировка малоуглеродистой автомобильной стали на современных станах ведется с использованием смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ), вызывающей значительное уменьшение коэффициента трения в очаге деформации. Достоверные данные о коэффициентах трения при дрессировке со смазкой в

литературе отсутствуют.

Из вышеизложенного следует, что разработка новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки, устраняющей перечисленные недостатки известных методик, является весьма актуальной научно-технической задачей.

Задачи работы

Задачами диссертационной работы являлись:

• разработка методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки, учитывающей напряженное состояние как в упругих, так и в пластических участках очага деформации, специфическую зависимость сопротивления деформации от относительного обжатия в интервале обжатий 0,5 - 1,5 % и закономерности контактного трения при дрессировке с использованием СОЖ;

• промышленная апробация на действующем дрессировочном стане разработанной методики с целью оценки ее точности и достоверности;

• использование новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки для проработки возможности уменьшения металлоемкости дрессировочных клетей и установочной мощности двигателей их главного привода.

Все исследования и разработки по теме диссертации проводились по трем основным направлениям.

/. Теоретические исследования:

1.1. Разработка новой методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки.

1.2. Вывод эмпирических формул, аппроксимирующих экспериментальные зависимости сопротивления деформации от обжатия в диапазоне относительных обжатий 0,5 - 1,5 %, характерных для дрессировки малоуглеродистых сталей.

1.3. Анализ процессов контактного трения в очаге деформации при дрессировке с использованием СОЖ и вывод соответствующих эмпирических формул для расчета коэффициента трения.

2. Экспериментальные исследования:

2.1. Проведение промышленных исследований на действующем дрессировочном стане «1700» с целью получения экспериментальных данных о фактических режимах, усилиях и мощности процесса дрессировки.

2.2. Оценка достоверности разработанной методики энергосилового расчета на основе статистической обработки результатов сопоставления данных измерений и расчетов усилий и мощности дрессировки.

3. Работы по совершенствованию оборудования:

3.1. Обоснование эффективности уменьшения металлоемкости рабочих клетей и установочной мощности двигателей главного привода дрессировочных станов.

3.2. Разработка конструкции облегченной малогабаритной клети дрессировочного стана с двигателем главного привода, имеющим меньшую установочную мощность, чем существующие дрессировочные станы.

3.3. Сопоставление массы, габаритов и мощности привода разработанной и существующих клетей. Научная новизна

Научная новизна заключается в следующем.

1. В результате анализа процесса контактного взаимодействия полосы и валков в очаге деформации дрессировочного стана установлены следующие особенности процесса дрессировки тонких полос из малоуглеродистых конструкционных сталей:

- несоблюдение закона постоянства секундных объемов полосы как следствие того, что преобладающую часть очага деформации, длина которого не превышает 1,5 - 4,5 мм, занимают упругие зоны (1 - 2,5 мм);

- отсутствие проскальзывания полосы относительно валков, вследствие чего на всей протяженности очага деформации, вместо трения скольжения между полосой и валками, имеет место трение покоя, а зоны отставания, опережения и нейтральное сечение отсутствуют.

2. Установлена неприменимость к процессу дрессировки методики расчета удельной работы и мощности процесса холодной прокатки, учитывающей разные направления напряжений трения скольжения в зонах отставания и опережения; в связи с чем для расчета удельной работы дрессировки использована формула Финка.

3. Получены новые эмпирические выражения для расчета:

сопротивления деформации холоднокатаных отожженных полос из малоуглеродистых сталей в функции относительного обжатия в диапазоне обжатий 0,5 - 1,5 %;

- коэффициента трения покоя между полосой и валками в функции кинематической вязкости СОЖ, шероховатости бочки валков, относительного обжатия и окружной скорости валков.

4. Получены новые аналитические выражения для расчета контактных напряжений и усилий в очаге деформации дрессировочной клети, основанные на совместном решении уравнений равновесия полосы с уравнениями упругости (на упругих участках) и уравнениями пластичности (на пластическом участке) при граничных условиях, учитывающих изложенные выше особенности процесса дрессировки. Практическая значимость

1. Предложена конструкция облегченной рабочей клети дрессировочного стана с двигателем главного привода, имеющим меньшую установочную мощность.

2. Сформулированы рекомендации об эффективных конструктивных размерах рабочих клетей дрессировочных станов и мощностей двигателей главного привода для реконструкции действующих и конструирования новых станов. Достоверность новых научных результатов подтверждена

сопоставлением расчетных и измеренных энергосиловых параметров процесса

дрессировки на статистически значимом массиве данных. Апробация работы и публикации

Основные результаты работы докладывались на V Международной научно-технической конференции «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» (г. Череповец, октябрь 2005 г.), на IV Всероссийской научно-технической конференции «Вузовская наука - региону» (г. Вологда, февраль 2006 г.) и на Международной научно-технической конференции «Современные методы моделирования процессов обработки материалов давлением» (г. Краматорск, Украина, апрель 2006 г.). По материалам диссертации опубликовано 7 статей. Структура и объем диссертации

Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы из 46 наименований. Объем диссертации составляет 94 страницы машинописного текста, 17 рисунков, 16 таблиц и приложений.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1. Состояние проблемы

Проанализированы причины низкой точности расчета усилий и мощности процесса дрессировки при производстве холоднокатаных полос из малоуглеродистой автомобильной стали.

Проанализированы наиболее известные математические модели процесса дрессировки, сделано заключение о невозможности их использования в конструкторской и технологической практике из-за того, что они не учитывают ряд существенных особенностей напряженного состояния полосы и контактного взаимодействия ее с валками.

2. Разработка методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки при производстве полос из малоуглеродистой стали на основе новой упругопластической модели очага деформации

2.1. Обоснование модели очага деформации

Предложена и обоснована специфическая упруго-пластическая модель очага деформации дрессировочного стана (рис. 1), в которой, как и в известных моделях, полоса рассматривается как тонкое упруго-пластическое тело, а валки - как массивные упругие тела.

Однако модель, представленная на рис. 1, имеет следующие отличия от известных моделей:

1) Скорость полосы в очаге деформации не увеличивается, а подчиняется выражению

90 =9! =$В'

где Эо и Э[ - скорость полосы на входе в валки и выходе из них; 9 в - окружная скорость бочки валков.

2) Зоны отставания, опережения и нейтральное сечение отсутствуют.

3) Вместо трения скольжения, между полосой и валками действует трение покоя, причем касательные напряжения трения покоя тх на всей длине очага направлены вперед по ходу движения полосы.

4) Деформация полосы считается плоской, изменениями напряжений по толщине полосы в вертикальных сечениях пренебрегаем. В соответствии с принятой схемой, очаг деформации при дрессировке состоит из трех участков (рис. 1):

1. упругого сжатия полосы длиной х1упр;

2. пластической деформации длиной хт, не имеющий нейтрального сечения;

3. упругого восстановления части толщины полосы на выходе из очага деформации длиной х2.

Длина очага деформации (длина дуги контакта) определяется по формуле:

/с =х{+х2.

Протяженность второго упругого участка определяется закономерностями упругого сплющивания полосы и рабочего валка, поэтому для вычисления х2 использована та же формула Герца, что и для холодной прокатки. Протяженность первого упругого Х]уГ1р и пластического участков хт определили, аппроксимировав контактные поверхности на участках с длинами ху и х2 плоскостями и выполнив несложные геометрические вычисления.

2.2. Определение сопротивления деформации

В существующих методиках расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки сопротивление деформации определяют без учета его фактического изменения на упругих и пластических участках дуги контакта.

В новой методике расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки рассматривается фактический график изменения сопротивления металла деформации как в упругих, так и в пластическом участках по длине очага деформации, представленный на рис. 2.

На графике рис. 2 величина о0>2исх - условный предел текучести перед дрессировкой, о0,2 - условный предел текучести на выходе из дрессировочной клети.

Рис. 2. Фактический график изменения сопротивления деформации по длине дуги контакта в клети дрессировочного стана

На упругих участках х\ущ> и х2 сопротивление деформации изменяется линейно по закону Гука, поэтому усреднять его значение не имеет смысла.

На пластическом участке хпл изменение сопротивления деформации (условного предела текучести) зависит от степени обжатия и представлено функцией ст0 2(е) (рис. 3):

сто,2(Е) = ^О.2исх +Л,е3 +Л2е2 +Л3е. (1)

Коэффициенты А\, А2, А}, входящие в выражение (1), зависящие от пластических свойств материала полосы, были определены путем статистической обработки графиков рис. 3. Для малоуглеродистых сталей они представлены в табл. 1.

В связи с небольшой протяженностью пластического участка функцию (1) на этом участке усреднили путем ее интегрирования, получив среднее значение сопротивления деформации:

Ai з А-у 2 А* °ф2 =<*0,2исх+-^-е + з 8 +2'

Таблица I. Эмпирические коэффициенты зависимостей сго,2 (8) (для сталей с содержанием углерода С < 0,4%)

Толщина полосы, мм Л\ Аг Аъ

йо<1 -154,88 125,47 -25,11

Ао>1 -89,54 73,98 -14,55

<J(12

h =03 мм - A .=0,7 мм

Рис. 3. Зависимость предела текучести от степени деформации при дрессировке полос из малоуглеродистых сталей.

2.3. Обоснование модели контактного трения

Напряжения трения в контакте полосы с валком оказывают большое влияние на энергосиловые и кинематические параметры процесса дрессировки. Для определения напряжений трения обычно используют коэффициент трения ц, чаще всего - как коэффициент пропорциональности между касательными и нормальными напряжениями.

Коэффициент трения в процессе дрессировки зависит от многих факторов, основными из которых являются толщина слоя смазки в очаге деформации и шероховатость поверхности валков. На толщину слоя смазки со своей стороны влияют природа, вязкость и температура слоя смазки, частное обжатие, скорость дрессировки, шероховатость полосы, уровень контактных напряжений, химический состав и механические свойства материала полосы, и некоторые другие менее существенные факторы.

Поскольку получение аналитических зависимостей для учета этих факторов практически невозможно, значения коэффициента трения в большинстве случаев определяют по эмпирическим формулам.

При разработке модели коэффициента трения покоя в очаге деформации учитывали изменения в технологии дрессировки, которые произошли в последние десятилетия. Наиболее важное из них - переход от сухого процесса к дрессировке с использованием смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ), вызывающей значительное уменьшение напряжений трения.

С целью получения эмпирической формулы для расчета коэффициента трения покоя выполнили комплекс исследований на действующем дрессировочном стане «1700» № 2 ОАО «Северсталь» по следующей методике.

1. Используя данные АСУ ТП данного стана, создали базу данных, содержащую информацию о 150 фактических режимах дрессировки.

2. Для каждого режима дрессировки по изложенной ниже методике рассчитали усилия дрессировки, примем в качестве первого приближения для определения коэффициента трения использовали выражение А.П. Грудева.

3. Методом имитационного моделирования подбирали такие значения коэффициентов трения, при которых расхождения между измеренными и рассчитанными по модели усилиями дрессировки были бы минимальными на всем массиве данных.

4. С помощью стандартных процедур регрессионного анализа получили регрессионное уравнение для расчета коэффициента трения покоя при дрессировке с использованием СОЖ:

2(1 + Эв) + ЗЭ£

где ксм - эмпирический коэффициент, равный 1,6; у50 - кинематическая вязкость СОЖ, равная 19-20 сСт;

- среднеарифметическая высота микронеровностей поверхности бочки рабочих валков; значения которой подставляются из табл. 2.

Коэффициенты трения покоя, рассчитанные по данной формуле, составили 0,07-0,18, что существенно выше диапазона коэффициентов трения скольжения при холодной прокатке полос того же сортамента (0,02-0,15 мм), но в 1,5-4 раза меньше, чем при сухом процессе дрессировки.

Таблица 2. Нормативы шероховатости бочки валков в зависимости от _требуемой шероховатости дрессируемой полосы_

Заданная шероховатость, Яа, мкм

полосы валков

0,4 - 0,6 <0,63

0,7-1,2 1,5-2,0

0,8-1,6 2,5-3,0

свыше 1,6 3,8-4,4

2.4. Методика расчета нормальных контактных напряжений

Для расчета контактных напряжений на каждом участке составили систему трех уравнений:

1) дифференциальное уравнение равновесия полосы в очаге деформации;

2) уравнения упругости (на упругих участках) или пластичности;

3) закон трения.

Эта система сводится к дифференциальным уравнениям первого порядка с разделяющимися переменными (на пластическом участке) и линейным дифференциальным уравнениям первого порядка (на упругих участках). Решив эти уравнения при реальных граничных условиях, характерных для процесса дрессировки, получили для каждого участка очага деформации зависимости Они приведены в табл.3.

ц = -0,542 + 3,678 и1 + (0,4 + 0,01£)*,]

1 + 0,25^^50 - 0,005У50

Таблица 3. Формулы для расчета нормальных контактных напряжений в очаге деформации дрессировочного стана_

Участок

Формула

Упругий участок длиной х 1У1Ч>

Рх ~ и5£п1

2 (ь] 5о

50+1

5(1 -1

(5о + 1)5о 1Д5£(1

где 50 =

г#а/2

; о0 - заднее удельное натяжение

Упругий участок длиной х2

\ ( .

+ 1 I

А,

V х )

1 + 5,

М,^ 1,15£п

где 5. = —; 01 - переднее удельное натяжение

Пластический участок длиной хш

Рх =

1,15аф2

'и п,

тф2

1 + 5о(1-2Р-')+£>г°(5о-1)' 50+1

1Д5с,

ф2

+ 1

где й --2-; £п - модуль упругости материала полосы

ЕП ~стф2

2.5. Определение средних значений нормальных контактных напряжений и усилия дрессировки

Формулы для расчета средних значений нормальных контактных напряжений для каждого участка несложно получить путем интегрирования выражений для соответствующего участка.

Формула для расчета среднего удельного давления на первом упругом участке длиной дг1упр имеет вид:

Р\ = Ц5Е'ц

|60 50+1

5п-1

°0

(50+1)5о Ц5ЕП>Г

21п£>

где I = ■

Еи-о,

П ~°ф2 °ф2

Формула для расчета среднего удельного давления на пластическом участке:

/ / * , ^

£>б°50 -1

Р23 =

}ф2

1 + 50(1-2£>-1)+£>6'>(5о-1) 50+1

1,15стф2

;; h M(S0+l)

Формула для расчета среднего значения нормальных контактных напряжений на втором упругом участке имеет вид:

Определение среднего для очага деформации значения нормальных контактных напряжений и устий процесса дрессировки По известным средним значениям нормальных контактных напряжений на каждом участке среднее для очага деформации значение вычислили по формуле:

Рср = ~(р1-т1угтр + P23-Vi +Р4Хг)-'с

Изложенную методику реализовали с помощью итерационного алгоритма, в котором в качестве первого приближения р^ может быть принято:

Рср = Рстф2 •

где р - коэффициент Лодэ. /?=1,15.

Для расчета усилия дрессировки использовали известную формулу:

Р = р^1сЬ

где Ъ - ширина дрессируемой полосы.

2.6. Методика расчета мощности дрессировки

Для расчета мошности процесса дрессировки невозможно использовать методику, примененную для холодной прокатки, которая учитывает работу сил контактного трения скольжения, противоположно направленных в зонах отставания и опережения.

В связи с допущениями о трении покоя и постоянной скорости полосы, зоны отставания и опережения, а также нейтральное сечение в очаге деформации дрессировочного стана отсутствуют. Поэтому можно считать, что работа пластической деформации совершается преимущественно нормальными силами, возникающими под воздействием контактных напряжений рх. На

основании этого допущения удельную работу а^ и мощность Nm процесса

дрессировки было решено вычислять с использованием классической формулы Финка:

Ядр = Рср 111NW = длр^19В ■ (2)

3. Исследование достоверности новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки

Достоверность новой методики, изложенной в гл. 2, проверяли путем сопоставления расчетных и измеренных усилий и мощности дрессировки на 12

ho

ч8п+1

-1

+ 1

"1 У

1 + 5,

П

¡(z)'-8- -1)-

21nD

дрессировочном стане №2 «1700» производства холоднокатаного автомобильного листа ОАО «Северсталь» и статистического анализа погрешностей расчета - расхождений между рассчитанными и измеренными значениями усилий и мощности. Для этого, используя имеющуюся в АСУ ТП стана информацию о технологических и энергосиловых параметрах, создали базу данных, содержащую информацию о 150 режимах дрессировки широкого диапазона профилеразмеров холоднокатаных полос из малоуглеродистых марок сталей.

3.1. Промышленная апробация на одноклетевом дрессировочном стане разработанной методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки

Для проверки достоверности разработанной методики была осуществлена ее программная реализация.

Для получения экспериментальных данных были проведены исследования режимов дрессировки на стане «1700» ОАО «Северсталь».

Особенность системы контроля усилий дрессировки на этом стане состоит в том, что в качестве датчиков используют не мессдозы, а манометры, измеряющие давление масла дг в гидравлических нажимных устройствах (ГНУ). При этой системе измерений суммарное усилие между полосой и валками равно:

^суч = 2<7г^р >

где Fp - рабочая площадь цилиндра ГНУ, воздействующего на шейку опорного валка.

Однако усилие Р^ фиксируемое приборами на стане, не идентично усилию, действующему в очаге деформации в процессе дрессировки, т.к. до начала этого процесса для приведения ГНУ в рабочий режим выполняется юстировка клети - предварительное поджатие валков друг к другу, в процессе которого выбираются все зазоры и частично компенсируются упругие деформации элементов рабочей клети. После завершения юстировки прибор фиксирует остаточное усилие юстировки Рюст, на которое далее накладывается усилие дрессировки. Таким образом измеряемое прибором усилие равно:

^сум = ^ИЗЧ + Аост ' (3)

где Рты - фактическое усилие дрессировки, соответствующее измеренному суммарному усилию.

В базе данных АСУ ТП стана величины Р^ и Рти не фиксируют, ведут регистрацию только суммарного усилия Рсум. Поэтому для определения фактических усилий дрессировки выполнили комплекс наблюдений за процессом юстирования с записью величины РЮСТ. Установили, что, в зависимости от толщины дрессируемой полосы, усилие юстирования изменяют в диапазоне от 1,0 МН (при минимальной толщине полосы 0,28 мм) до 2,0 МН (при толщине полосы 1,0 мм и выше).

Учитывая это, при обработке данных измерений усилие юстирования вычисляли по следующей приближенной зависимости:

Рюст = 0,55 +1,07 Л0 (при А0 <1 мм);

Рюст = 2,0 МН (при Ло > 1 мм), а фактическое (измеренное) усилие дрессировки определяли из выражения:

Р = Р -Р

гИЗМ гС)М юст •

Рассчитанные значения усилий были сопоставлены с измеренными, в результате получили ряд погрешностей расчета усилий дрессировки, необходимый для оценки точности расчетной методики.

Расчет мощности дрессировки выполнили по формулам (2) для всех 150 режимов, содержащихся в базе данных АСУ дрессировочного стана «1700», при этом использовали достоверные значения среднего нормального контактного напряжения рср, вычисленные на стадии определения усилий дрессировки.

3.2. Оценка точности новой методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки

Информация о расхождениях измеренных и рассчитанных усилий дрессировки, полученная в результате промышленной апробации методики, была обработана с помощью программного пакета «БТАТКТЮА».

Для наглядного представления статистических распределений в диссертации представлена гистограмма, а в табл. 4 приведены их количественные характеристики.

Таблица 4. Статистические характеристики распределения погрешностей

расчета по новой методике усилия дрессировки (в процентах)

Параметр Значение

Среднее значение 3,94

Минимум 0,7

Максимум 8,3

Мода множество

Дисперсия 3,45

Среднее квадратическое отклонение 1,86

Анализ гистограммы и табл. 4 позволил сделать следующие выводы:

1. Максимальная погрешность расчета усилий дрессировки составила 8,3 %. В 74 % случаев расхождения расчетных и измеренных усилий дрессировки не превысили 5 %. Среднее значение погрешности составило 3,94 %.

2. Средняя величина колеблемости погрешности расчета усилия дрессировки вокруг среднего значения (среднее квадратическое отклонение) составила 1,86 %.

Данные результаты позволили сделать вывод о достоверности новой методики, и возможности ее использования при моделировании процесса дрессировки малоуглеродистой автомобильной стали. Рассчитанные с её помощью усилия дрессировки на стане «1700» составили 0,33 - 2,5 МН. Минимальные значения усилий имеют место при дрессировке полос минимальной ширины (Ь = 780 мм) из особомалоуглеродистых сталей типа П7,

максимальные значения - при дрессировке полос максимальной ширины (Ь = 1250- 1500 мм) из полуспокойных сталей.

С учетом указанного выше диапазона усилий юстировки максимальное суммарное усилие, действующее на валки дрессировочного стана, составило 4,5 МН (450 тс), что в 3 раза меньше максимальных усилий холодной прокатки на 5-клетевом стане «1700» полос тех же марок сталей и профилеразмеров.

С целью проверки достоверности методики расчета мощности дрессировки сравнивали расчетные и фактические величины.

Чтобы установить фактическую суммарную мощность двигателей (ЛГтаслч), помимо мощности дрессировки, определяли мощность сопутствующих затрат энергии (Л^ з э), расходуемых на трение качения рабочих и опорных валков, прижатых друг к другу силами Р^, определяемыми выражением (2), а также на преодоление сил трения в элементах главной линии стана:

■^дв сум. = ^др + з э . Непосредственно измерить величины, входящие в данную формулу, невозможно, т.к. в АСУ ТП большинства действующих станов фиксируются лишь силы тока в обмотках якорей двигателей и напряжения в подводящих сетях.

Учитывая это, на дрессировочном стане «1700» провели 8 экспериментов-предварительно сжали валки с фиксированным усилием Рсж = 3 МН (300 тс), затем начали вращать валки с окружной скоростью Ээксп = 1 м/с, после чего измерили силы тока в якорях и напряжения на клеммах двигателей

(ИЭМ » юм )•

Далее определили фактическую мощность дрессировки по формуле: •^др ф = (-^дв сум.ф ~ Л^С З.Э.ф)п ' где Л^дасумф." фактическая суммарная мощность двигателей, вычисленная через измеренные электропараметры:

к

^ДВ.СУЧ.ф = »

1=1

где , 11) - измеренные в рабочем режиме сила тока якоря и напряжение на клеммах г -го двигателя ;

к - количество двигателей в линии главного привода стана,

з э ф - фактическая мощность сопутствующих затрат энергии, вычисленная

через измеренные во время эксперимента электропараметры: силу тока /Ю( , напряжение ию(, с пересчетом измеренного усилия сжатия Рсж на рабочее усилие юстировки РЮСТ1 и экспериментальной окружной скорости валков 9ЭКСП на рабочую скорость дрессировки 9раб:

^ к Л Р Э

Г г г I оаб

¿'югю/

¡•=1 )

г| = 0,94 - к.п.д. линии главного привода стана.

Л^с з.э ф

р о

\г'=1 ) сж ^эксп

Фактические режимы дрессировки, по которым сопоставлялись расчетные и фактические мощности, приведены в табл. 5, а результаты сопоставления расчетных и фактических мощностей дрессировки - в табл. 6. Количество двигателей, используемых для привода этого стана: к - 2.

Погрешности расчета мощности определяли по формуле:

^дррасч-^дрф шо%) ^др.ф

где Л'др расч - мощность дрессировки, рассчитанная по формуле (2).

Анализ табл. 5 и 6 показал, что погрешности расчета мощности дрессировки по изложенной методике находятся в диапазоне 1,4 - 10,5 % (среднее значение 5,1 %), следовательно, эта методика, как и методика расчета усилий дрессировки, является достоверной.

Максимальная величина суммарной фактической мощности двигателей дрессировочного стана «1700» составила 240 кВт, что не превышает 10 % установочной мощности, равной 2500 кВт.

Таблица 5. Фактические режимы дрессировки на одноклетевом стане «1700»

Марка стали № режима ь, мм ¿о, мм Ой, МПа ои, МПа /с, мм ■^раб > м/с в, %

08ю 1 780 0,7 38,5 44,4 3,0 24 1

2 780 0,7 36,6 42,5 3,0 24 1

3 780 0,7 47,6 42,5 2,8 18 1

БС04 4 1410 0,7 26,3 37,8 3,6 16 0,8

5 1410 0,7 25,3 35,7 3,6 16 0,8

6 1410 0,7 32,4 37,8 3,5 21 0,8

1Б 7 1260 1,51 17,9 28,0 2,3 22 0,5

8 1085 2,5 13,6 26,7 2,8 20 0,5

Таблица 6. Результаты сопоставления расчетных и фактических мощностей

дрессировки для режимов, указанных в табл.5

№ режима А и,, в Л^ДВОМ ф, кВт РЮСТ ч мн ' А иЮ1, в Л'счф, кВт '^'лр рас 45 кВт Л'дрф, кВт б, %

1 300 400 240 1,3 100 100 208 29,5 28,5 3,8

2 300 400 240 13 100 100 208 28,9 28,5 1,4

3 300 300 180 1,3 100 100 156 19,1 21,3 10,5

4 300 300 180 1,3 100 100 139 38,9 36,9 5,4

5 300 300 180 1,3 100 100 139 38,5 36,9 4,3

6 300 400 240 1,3 100 100 182 48,0 51,4 6,8

7 300 300 180 1,0 100 100 147 28,4 29,5 3,7

8 300 300 180 1,0 100 100 133 43,3 41,3 4.9

Непосредственно на процесс дрессировки расходуется не более 21 % от фактической мощности, а остальная часть, превышающая полезную мощность в

2,5 - 7 раз, - на сопутствующие затраты энергии, главным образом - на трение качения между рабочими и опорными валками.

4. Применение новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки для совершенствования дрессировочных станов

4.1 Разработка экономичной конструкции рабочей клети дрессировочного стана

В п 3 показано, что максимальное усилие дрессировки составило 2,5 МН (250 тс), а максимальное суммарное усилие, действующее на валки дрессировочного стана, не превышает 4,5 МН (450 тс). Оно в три раза меньше максимальных усилий прокатки в рабочих клетях непрерывного стана «1700», имеющих такие же конструкцию и размеры.

Нами разработан эскизный проект экономичной рабочей клети дрессировочного стана «1700», габариты и масса которой сопоставлены с габаритами и массой существующей рабочей клети «1700» дрессировочного стана № 2 ОАО «Северсталь» конструкции Уралмашзавода, изготовленной в конце 70-х годов и эксплуатирующейся с начала 80-х годов 20 века.

По результатам данной работы диаметр рабочих валков уменьшен с 500 мм до 200 мм, диаметр бочки опорных валков - 1320 мм до 1200 мм, главный привод перенесен с рабочих на опорные валки.

Эти конструкторские решения позволили уменьшить в 1,8-6,8 раза усилия дрессировки (максимальное значение 0,65 МН (65 т)). С учетом усилия юстировки, максимальное суммарное усилие, действующее на валки альтернативного дрессировочного стана, составило 2,5 МН, обеспечив тем самым возможность стабильной дрессировки полос минимальной толщины (до 0,2 - 0,3 мм). Уменьшение на 10 % диаметра бочки опорных валков при столь значительном уменьшении усилий не уменьшило жесткость клети, но сократило ее габариты и металлоемкость. Перенос главного привода на опорные валки связан с уменьшением диаметра рабочих валков: это мероприятие решает задачу компоновки главной линии новой рабочей клети, у которой расстояние между осями рабочих валков уменьшено в 2,5 раза, разгружает рабочие валки от касательных напряжений, создаваемых крутящими моментами, и упрощает конструкцию механизма встречной осевой сдвижки рабочих валков.

Для проверки станины альтернативной рабочей клети на прочность и жесткость использовали компьютерную программу Autodesk Mechanical Desktop.

Методика проверки:

- станину альтернативной рабочей клети дрессировочного стана выполнили в трехмерных координатах и нагрузили силами (рис. 4);

- сгенерировали на нее сетку из тетраэдров (рис. 5) и методом конечных элементов рассчитали напряжения и деформации в каждом тетраэдре;

- получили визуализацию областей напряжений (рис. 6, а) и деформации (рис. 6, б) в станине альтернативной рабочей клети и

- цветовую шкалу уровней напряжений и деформаций в соответствии с расчетными значениями (рис. 6, в);

Рис.4. Станина

альтернативной рабочей клети с приложенными силовыми факторами

Рис.5. Геометрическая модель

станины альтернативной рабочей

клети с генерированной на нее сеточной моделью

Таблица 7. Сопоставление массы оборудования базового и вариантов рабочей

клети дрессировочного стана «1700»

Наименование Кол-во Общая масса, т

узла, детали Базовый вариант Альтернативный

вариант

Станина 2 164 60

Траверса 1 4,2 3,34

Валок рабочий 2 6,74 2,69

Подушки рабочих

валков (комплект) 1 4,93 1,97

Валок опорный 2 52 47,3

Подушки опорных

валков (комплект) 1 48,4 44

Плитовина 2 21,2 12,2

Прочие узлы и

механизмы - 32 25

Итого: 333,5 196,5

Как видно из рис. 6, в, максимальное расчетное напряжение составляет 24,9 МПа, максимальная суммарная деформация 0,21 мм. Согласно рекомендациям А.И. Целикова, коэффициент запаса статической прочности станины принимают п >10, а допускаемые напряжения в станинах [о]ст = 50-¡-60 МПа. Суммарная статическая деформация узла станин по

вертикали под воздействием максимального рабочего усилия не должна превышать 0,3 - 0,5 мм.

Таким образом, полученные данные свидетельствуют о том, что использование на дрессировочных станах рабочих клетей с диаметром рабочих валков 200 мм, вместо 500 мм, и диаметром опорных валков 1200 мм, вместо 1320 мм, обеспечит без снижения прочности и жесткости уменьшение капитальных затрат в среднем на 41 %, о чем свидетельствует сопоставление массы оборудования существующей и альтернативной клети, приведенное в табл. 7. Конструкции существующей и альтернативной клетей показаны на рис. 7.

шах:

mm:

Напряжение, Деформация,

МПа мм

24,99508 0,21144

23,96203 0,19988

22,92897 0,18832

21,89592 0,17676

20,66287 0,1652

19,82981 0,15364

18,79676 0,14208

17,76370 0,13052

16,73065 0,11896

15,69759 0,10740

14,66454 0,09248

13,63149 0,08092

12,59843 0,06936

11,56538 0,05786

10,53232 0,0496

9,49927 0,03804

8,46622 0,0248

7,43316 0,01092

6,400011 0,00936

5,367015 0,00858

4,33400 0,00742

3,30094 0,00634

2,26789 0,00523

1,23484 0,00411

0,20178 0,00000

Рис.6. Визуализация областей напряжений (а) и деформаций (б) в станине альтернативной рабочей клети с помощью Autodesk Mechanical Desktop

а б

Рис. 7. Рабочая клеть дрессировочного стана «1700» а - базовый вариант, б - альтернативный.

4.2. Применение новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки для уменьшения установочной мощности двигателей главного привода дрессировочных станов

Как показали расчеты и измерения, приведенные в п.п. 3.2 и 4.1, максимальная величина суммарной фактической мощности двигателей дрессировочного стана «1700» составила 240 кВт, что не превышает 20 % установочной мощности.

Учитывая это обстоятельство, технологический персонал стана принял решение для экономии эксплуатационных затрат отключить привод верхнего рабочего валка, переведя его в холостой режим, осуществив привод рабочей клети только через нижний рабочий валок.

Выполненный нами анализ показал, что при такой схеме главного привода резко возрастают потери энергии при каждом запуске рабочей клети после остановки из-за потерь энергии на преодоление инерционных моментов холостой пары валков.

Целесообразнее установить равномерный привод через оба рабочих валка с суммарной установочной мощностью 500-600 кВт, что обеспечит двукратный запас относительно максимальной фактической мощности.

При дрессировке на валках меньшего диаметра диапазон расчетных значений мощности дрессировки составил 4,5 - 55 кВт, наибольшие значения относятся к толщине Л0 = 2,0 + 2,5 мм, наименьшие - к толщине И0 = 0,3 мм. С учетом затрат энергии на трение качения и на увеличение момента двигателя, вызванное переносом привода на опорные валки, для альтернативной клети

можно рекомендовать установочную мощность двигателей в тех же пределах (500-600 кВт), т.е. меньше, чем существующей, в 4-5 раз.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Анализ известных методик расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки показал, что решение на их основе задачи создания экономичных рабочих клетей современных дрессировочных станов невозможно из-за следующих недостатков этих методик:

— они не учитывают изменений сопротивления деформации на упругих участках очага деформации, где его среднее значение составляет около 50 % от среднего предела текучести в пластическом участке, что приводит к завышению расчетных значений нормальных контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки.

— они не учитывают реального характера зависимости предела текучести от степени деформации при дрессировке, имеющей принципиальные отличия от аналогичных зависимостей при холодной прокатке;

— из-за отсутствия достоверных данных о коэффициенте трения при дрессировке с использованием СОЖ, его значения в очаге деформации в этих методиках назначаются приближенно, что, в свою очередь приводит к значительным погрешностям энергосилового расчета.

2. Разработана новая методика расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки, учитывающая напряженное состояние как в упругих, так и в пластических участках очага деформации, специфическую зависимость сопротивления деформации от относительного обжатия в интервале обжатий 0,5 - 1,5 % и закономерности контактного трения при дрессировке с использованием СОЖ;

3. Научная новизна разработанной методики и полученных с ее помошью результатов заключается в следующем.

3.1. В результате анализа процесса контактного взаимодействия полосы и валков в очаге деформации дрессировочного стана установлены следующие особенности процесса дрессировки тонких полос из малоуглеродистых конструкционных сталей:

- несоблюдение закона постоянства секундных объемов полосы как следствие того, что преобладающую часть очага деформации занимают упругие зоны;

- отсутствие проскальзывания полосы относительно валков, вследствие чего на всей протяженности очага деформации, вместо трения скольжения между полосой и валками, имеет место трение покоя, а зоны отставания, опережения и нейтральное сечение отсутствуют.

- неприменимость к процессу дрессировки методики расчета удельной работы и мощности процесса холодной прокатки, учитывающей разные направления напряжений трения скольжения в зонах отставания и опережения;

3.2. Получены новые эмпирические выражения для расчета:

сопротивления деформации холоднокатаных отожженных полос из малоуглеродистых сталей в функции относительного обжатия в диапазоне обжатий 0,5 - 1,5 %;

коэффициента трения покоя между полосой и валками в функции кинематической вязкости СОЖ, шероховатости бочки валков, относительного обжатия и окружной скорости валков.

3.3. Получены новые аналитические выражения для расчета контактных напряжений и усилий в очаге деформации дрессировочной клети, учитывающие изложенные выше особенности процесса дрессировки.

3.4. Показано, что для расчета удельной работы и мощности процесса дрессировки наиболее достоверные результаты дает формула Финка.

4. Достоверность разработанной методики подтверждена сопоставлением расчетных и измеренных энергосиловых параметров процесса дрессировки на статистически значимом массиве данных.

5. Установлено, что усилие дрессировки составляет не более 30 % от суммарного усилия между полосой и валками, остальную его часть (70 %) составляет усилие предварительного поджатая валков.

6. Установлено, что работа, затрачиваемая непосредственно на процесс дрессировки, составляет не более 21 % от общей энергии, потребляемой из сети главным приводом стана; а основная часть энергии, превышающая полезную энергию в 2,5 - 7 раз, расходуется на преодоление сил трения качения между валками.

7. Сопоставление фактической и паспортной мощностей двигателей главного привода действующего дрессировочного стана «1700» ОАО «Северсталь» показало, что максимальная фактическая мощность не превышает 10 % паспортной мощности.

8. Эскизная проработка конструкции экономичной рабочей клети дрессировочного стана показала реальную возможность уменьшения массы оборудования дрессировочных клетей более чем на 40 %, без снижения их прочности и жесткости, и снижения установочной мощности их главного привода в 4 - 5 раз по сравнению с приводом существующих станов.

Основное содержание диссертации опубликовано в работах

1. Тимофеева М.А., Гарбер Э.А., Кожевникова И.А. Расчет усилия и мощности процесса дрессировки холоднокатаных отожженных полос. Материалы IV Всероссийской научно-техническая конференция «Вузовская наука - региону» Вологда, 21 февраля 2006 г, изд. ВоГТУ, с. 72 - 75.

2. Гарбер Э.А., Тимофеева М.А., Кожевникова И.А., Кузнецов В.В. Энергосиловые параметры процесса дрессировки холоднокатаных отожженных полос. Международная научно-техническая конференция «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» Череповец, 24 - 25 октября 2005г. - с. 144-149.

3. Гарбер ЭЛ., Тимофеева М.А., Кожевникова И.А., Кузнецов В.В. Методика расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки // Производство проката. - 2006. - №5. - с. 15-22.

4. Гарбер Э.А., Тимофеева М.А., Трайно А.И., Кожевникова И.А. Моделирование энергосиловьгх параметров дрессировочных станов // Металлы. - 2006. - №2. - с.68 - 76.

5. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А., Никитин Д.И., Дилигенский Е.В., Тимофеева М.А. Совершенствование технологических режимов холодной прокатки на основе новой модели очага деформации // Вестник ЧГУ. - 2002 г. №1 - с. 47 -57.

6. Гарбер Э.А., Кузнецов В.В., Шадрунова H.A., Дилигенский Е.В., Шурыгина М.В., Тимофеева М.А. Технологические режимы непрерывного стана холодной прокатки, обеспечивающие повышение частоты поверхности холоднокатаных полос. IV Международная научно-техническая конференция, посвященная 120-летию академика И.П. Бардина «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» - Череповец, 8 - 10 декабря 2003 г., с 187 - 193.

7. Кузнецов В.В., Шадрунова И.А., Дилигенский Е.В., Тимофеева М.А, Шурыгина М.В. Повышение чистоты поверхности холоднокатаных полос воздействием на технологические режимы непрерывного стана холодной прокатки. V Конгресс прокатчиков. (Череповец, 21-24 октября 2003 г.) Москва ОАО «Чермединформация», 2004 г. - с. 95-99.

г-87

94

Лицензия А № 001633 от 2 февраля 2004 г.

Подписано к печати 17.04.06 г. Тир. 100. Усл. печ. л. 1. Формат 60x84Зак. .

ГОУ ВПО Череповецкий государственный университет 162600 г. Череповец, пр. Луначарского, 5.

Введение.

Глава 1. Актуальность разработки новой математической модели энергосиловых параметров процесса дрессировки.

1.1. Проблема повышения точности расчета усилий и мощности дрессировки при производстве полос из малоуглеродистой стали.

1.2. Анализ существующих методик расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки.,.

1.2.1. Методика Третьякова Е.М.'.

1.2.2. Методика Василева Я.Д.

1.2.3. Методика Третьякова А.В., Локшина Б.Е., Мигачевой Г.Н.

Выводы по главе 1.

Глава 2. Разработка методики расчета усилий и мощности дрессировки при производстве полос из малоуглеродистой стали на основе новой упругопластической модели очага деформации.

2.1. Обоснование модели очага деформации.

2.2. Обоснование модели сопротивления деформации.

2.3. Обоснование модели контактного трения.

2.4. Методика расчета нормальных контактных напряжений.

2.5. Определение средних значений нормальных контактных напряжений и усилия дрессировки с учетом упругих зон очага деформации.

2.6. Методика расчета мощности дрессировки.

Выводы по главе 2.

Глава 3. Исследование достоверности новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки.

3.1. Промышленная апробация на одноклетевом дрессировочном стане разработанной методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки.

3.2. Оценка точности новой методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки.

3.3. Сопоставительный анализ точности новой методики и наиболее распространенной из существующих методик расчета усилий прокатки.

Выводы по главе 3.

Глава 4. Применение новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки для совершенствования дрессировочных станов.

4.1 Разработка экономичной конструкции рабочей клети дрессировочного стана.*.

4.2. Применение новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки для уменьшения установочной мощности двигателей главного привода дрессировочных станов.

Выводы по главе 4.

Актуальность работы.

В технологическом процессе производства тонколистового холоднокатаного металла дрессировка является ответственной отделочной операцией, во многом определяющей качество готовых полос и листов, в том числе способность их к глубокой вытяжке при штамповке без разрушения или появления линий сдвига.

Дрессировку малоуглеродистой автомобильной стали ведут преимущественно в интервале относительных обжатий 0,5 - 1,5 %, что в 20 - 30 раз меньше частных обжатий в рабочих клетях станов холодной прокатки. Тем не менее конструктивные размеры рабочих клетей дрессировочных и прокатных станов (диаметры бочек и шеек рабочих и опорных валков, поперечные сечения элементов узла станин и др.) в большинстве случаев выполняют одинаковыми. Поэтому вопрос о возможности уменьшения металлоемкости дрессировочных клетей представляет практический интерес; его актуальность определяется необходимостью сокращения капитальных затрат при модернизации действующих и создании новых дрессировочных станов.

Не меньший практический интерес имеет и анализ возможности уменьшения установочной мощности двигателей главного привода, составляющей на действующих дрессировочных станах 2500 и более кВт, что при обжатиях 0,5 - 1,5 % представляется существенно завышенным.

Анализ возможности уменьшения массы рабочих клетей дрессировочных станов и установочной мощности двигателей их главного привода с помощью известных методик расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки [1-4] невозможен по ряду причин.

Одна из причин заключается в том, что известные методики не в полной мере учитывают существенную особенность очага деформации процесса дрессировки, состоящую в том, что не менее половины ее протяженности занимают упругие участки, в которых не действуют условие пластичности и закон постоянства секундных объемов полосы. Как показал анализ, это приводит к значительным погрешностям при расчете по известным методикам усилия и мощности процесса дрессировки.

Второй причиной является неточное определение в энергосиловом расчете сопротивления деформации; без учета реальной зависимости предела текучести от относительного обжатия, которая в процессе дрессировки существенно иная, чем при холодной прокатке.

Кроме того, существующие методики расчета энергосиловых параметров предназначены для сухого процесса дрессировки, в то время как дрессировка малоуглеродистой автомобильной стали на современных станах ведется с использованием смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ), вызывающей значительное уменьшение коэффициента трения в очаге деформации. Достоверные данные о коэффициентах трения при дрессировке со смазкой в литературе отсутствуют.

Рассматривать процесс дрессировки с применением СОЖ как процесс холодной прокатки и использовать существующие методики расчета энергосиловых параметров холодной прокатки [5-12] для исследования поставленных вопросов также нельзя, т.к. это два различных процесса. Одно из отличий процессов холодной прокатки и дрессировки состоит в том, что соотношение величин упругих и пластических деформаций по толщине полосы в этих процессах отличаются более чем на порядок.

Из выше изложенного следует, что разработка новой методики расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки, устраняющей перечисленные недостатки известных методик, является весьма актуальной научно-технической задачей.

Задачи работы.

В диссертационной работе решены следующие задачи:

• разработка методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки, учитывающей напряженное состояние как в упругих, так и в пластических участках очага деформации, специфическую зависимость сопротивления деформации от относительного обжатия в интервале обжатий 0,5 - 1,5 % и закономерности контактного трения при дрессировке с использованием СОЖ;

• промышленная апробация на действующем дрессировочном стане разработанной методики с целью оценки ее точности и достоверности;

• расчет энергосиловых параметров процесса дрессировки с использованием новой методики с целью проработки возможности уменьшения металлоемкости дрессировочных клетей и установочной мощности двигателей их главного привода.

Все исследования и разработки по теме диссертации проводились по трем основным направлениям.

1. Теоретические исследования:

1.1. Разработка методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки.

1.2. Вывод новых формул для определения зависимости сопротивления деформации от обжатия в диапазоне относительных обжатий 0,5 - 1,5 %, характерных для дрессировки малоуглеродистых сталей.

1.3. Анализ процессов контактного трения в очаге деформации при дрессировке с использованием СОЖ и вывод соответствующих эмпирических формул для расчета коэффициента трения.

2. Экспериментальные исследования:

2.1. Проведение промышленных исследований на действующем дрессировочном стане «1700» с целью получения экспериментальных данных о фактических режимах, усилиях и мощности процесса дрессировки.

2.2. -Оценка достоверности разработанной методики энергосилового расчета на основе статистической обработки результатов сопоставления данных измерений и расчетов усилий и мощности дрессировки.

3. Работы по совершенствованию оборудования:

3.1. Обоснование эффективности уменьшения металлоемкости рабочих клетей и установочной мощности двигателей главного привода дрессировочных станов.

3.2. Разработка конструкции облегченной малогабаритной клети дрессировочного стана с двигателем главного привода, имеющим меньшую установочную мощность, чем существующие дрессировочные станы.

3.3. Сопоставление массы, габаритов и мощности привода разработанной и существующих клетей.

Научная новизна заключается в следующем.

1. В результате анализа процесса контактного взаимодействия полосы и валков в очаге деформации дрессировочного стана установлены следующие особенности процесса дрессировки тонких полос из малоуглеродистых конструкционных сталей:

- несоблюдение закона постоянства секундных объемов полосы как следствие того, что преобладающую часть очага деформации, длина которого не превышает 1,5 - 4,5 мм, занимают упругие зоны (1 -2,5 мм);

- отсутствие проскальзывания полосы относительно валков, вследствие чего на всей протяженности очага деформации, вместо трения скольжения между полосой и валками, имеет место трение покоя, а зоны отставания, опережения и нейтральное сечение отсутствуют.

2. Получены новые эмпирические выражения для расчета:

- сопротивления деформации холоднокатаных отожженных полос из малоуглеродистых сталей в функции относительного обжатия в диапазоне обжатий 0,5 - 1,5 %; - коэффициента трения покоя между полосой и валками в функции кинематической вязкости СОЖ, шероховатости бочки валков, относительного обжатия и окружной скорости валков.

3. Получены новые аналитические выражения для расчета контактных напряжений и усилий в очаге деформации дрессировочной клети, основанные на совместном решении уравнений равновесия полосы с 0 уравнениями упругости (на упругих участках) и уравнениями пластичности (на пластическом участке) при граничных условиях, учитывающих изложенные выше особенности процесса дрессировки.

4. Установлена неприменимость к процессу дрессировки методики расчета удельной работы и мощности процесса холодной прокатки, учитывающей разные направления напряжений трения скольжения в зонах отставания и опережения; в связи с чем для расчета удельной работы дрессировки использована формула Финка.

Достоверность новых научных результатов подтверждена сопоставлением расчетных и измеренных энергосиловых параметров процесса дрессировки на статистически значимом массиве данных. Практическая ценность.

1. Предложена конструкция облегченной рабочей клети дрессировочного стана с двигателем главного привода, имеющим меньшую установочную мощностью.

2. Сформулированы рекомендации об эффективных конструктивных размерах рабочих клетей дрессировочных станов и мощностей двигателей главного привода для реконструкции действующих и конструирования новых станов. Аннотация диссертационной работы по главам.

В первой главе рассмотрена актуальность задачи повышения точности расчета усилий и мощности процесса дрессировки при производстве холоднокатаных полос из малоуглеродистой автомобильной стали. Изложены результаты анализа существующих математических моделей процесса дрессировки, сделано заключение о невозможности их использования в конструкторской и технологической практике из-за того, что они не учитывают ряд существенных особенностей напряженного состояния полосы и контактного взаимодействия ее с валками.

Вторая глава содержит обоснование специфической упругопластической модели очага деформации дрессировочного стана, не имеющего зон отставания, опережения и нейтрального сечения. В главе обосновано несоблюдения при дрессировке закона постоянства секундных объемов полосы; приведены данные о реальном характере зависимостей от обжатия сопротивления металла пластической деформации, приведены соответствующие формулы. Приведены эмпирические выражения для расчета коэффициента трения покоя в очаге деформации при дрессировке с использованием СОЖ. Рассмотрены основные положения новой методики расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки.

В третьей главе представлены алгоритмы и блок-схемы расчета контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки по новой методике, на основе которых выполнена их программная реализация. Представлены данные о фактических режимах дрессировки полос различных марко- и профилеразмеров на дрессировочном стане №2 «1700» ОАО «Северсталь» и соответствующих им измеренных и расчетных значенях усилий и мощности дрессировки. Приведены результаты статистической оценки погрешностей расчета энергосиловых параметров по новой методике.

В четвертой главе представлены результаты разработки конструкции облегченной рабочей клети с двигателем главного привода, имеющим меньшую установочную мощность, чем на действующих дрессировочных станах.

Выполнено сопоставление габаритов и массы оборудования разработанной и существующей клетей, а также установочной мощности их главных приводов.

Апробация работы.

Основные результаты работы докладывались на Международной научно-технической конференции «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» (г. Череповец, октябрь 2005 г.), на IV Всероссийской научно-технической конференции «Вузовская наука - региону» (г. Вологда, февраль 2006 г.) и на Международной научно-технической конференции «Современные методы моделирования процессов обработки материалов давлением» (г. Краматорск, Украина, апрель 2006 г.). Публикации. По материалам диссертации опубликовано 8 статей. Работа выполнялась в Череповецком государственном университете в период с 2003 г. по 2006 г.

Промышленные исследования проводились на ОАО «Северсталь».

1. Актуальность разработки новой математической модели энергосиловых параметров процесса дрессировки

Общие выводы по диссертации

1. Исходя из актуальной задачи металлургических предприятий -сокращения капитальных и эксплуатационных затрат в производстве холоднокатаных листов при реконструкции действующего и проектировании нового листопрокатного оборудования, в работе выполнен анализ конструкции дрессировочных станов, их энергосиловых параметров, проработана возможность сокращения габаритов и массы оборудования их рабочих клетей, установочной мощности двигателей их главного привода.

2. Анализ известных методик расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки показал, что решение на их основе задачи создания экономичных рабочих клетей современных дрессировочных станов невозможно из-за следующих недостатков этих методик:

- они не учитывают изменений сопротивления деформации на упругих участках очага деформации, где его среднее значение составляет около 50 % от среднего предела текучести в пластическом участке, что приводит к завышению расчетных значений нормальных контактных напряжений, усилий и мощности дрессировки.

- они не учитывают реального характера зависимости предела текучести от степени деформации при дрессировке, имеющей принципиальные отличия от аналогичных зависимостей при холодной прокатке;

- из-за отсутствия достоверных данных о коэффициенте трения при дрессировке с использованием СОЖ, его значения в очаге деформации в этих методиках назначаются приближенно, что, в свою очередь приводит к значительным погрешностям энергосилового расчета.

3. Разработана новая методика расчета контактных напряжений, усилий и мощности процесса дрессировки, учитывающая напряженное состояние как в упругих, так и в пластических участках очага деформации, специфическую зависимость сопротивления деформации от относительного обжатия в интервале обжатий 0,5 - 1,5 % и закономерности контактного трения при дрессировке с использованием СОЖ;

4. Научная новизна разработанной методики и полученных с ее помощью результатов заключается в следующем.

4.1.В результате анализа процесса контактного взаимодействия полосы и валков в очаге деформации дрессировочного стана установлены следующие особенности процесса дрессировки тонких полос из малоуглеродистых конструкционных сталей:

- несоблюдение закона постоянства секундных объемов полосы как следствие того, что преобладающую часть очага деформации занимают упругие зоны;

- отсутствие проскальзывания полосы относительно валков, вследствие чего на всей протяженности очага деформации, вместо трения скольжения между полосой и валками, имеет место трение покоя, а зоны отставания, опережения и нейтральное сечение отсутствуют.

- неприменимость к процессу дрессировки методики расчета удельной работы и мощности процесса холодной прокатки, учитывающей разные направления напряжений трения скольжения в зонах отставания и опережения;

4.2.Получены новые эмпирические выражения для расчета:

- сопротивления деформации холоднокатаных отожженных полос из малоуглеродистых сталей в функции относительного обжатия в диапазоне обжатий 0,5 - 1,5 %;

- коэффициента трения покоя между полосой и валками в функции кинематической вязкости СОЖ, шероховатости бочки валков, относительного обжатия и окружной скорости валков.

4.3.Получены новые аналитические выражения для расчета контактных напряжений и усилий в очаге деформации дрессировочной клети, основанные на совместном решении уравнений равновесия полосы с

- уравнениями упругости (на упругих участках) и уравнениями пластичности (на пластическом участке) при граничных условиях, учитывающих изложенные выше особенности процесса дрессировки. 4.4.Показано, что для расчета удельной работы и мощности процесса дрессировки наиболее достоверные результаты дает формула Финка.

5. Достоверность разработанной методики подтверждена сопоставлением расчетных и измеренных энергосиловых параметров процесса дрессировки на статистически значимом массиве данных. Средние погрешности расчета усилий и мощности дрессировки составили 5 %, максимальные: 8,3 - 10,5 %.

6. Установлено, что усилие дрессировки составляет не более 30 % от суммарного усилия между полосой и валками, остальную его часть (70 %) составляет усилие предварительного поджатая валков.

7. Установлено, что работа, затрачиваемая непосредственно на процесс дрессировки, составляет не более 21 % от общей энергии, потребляемой из сети главным приводом стана; а основная часть энергии, превышающая полезную энергию в 2,5 - 7 раз, расходуется на преодоление сил трения качения между валками.

8. Сопоставление фактической и паспортной мощностей двигателей главного привода действующего дрессировочного стана «1700» показало, что максимальная фактическая мощность не превышает 10 % паспортной мощности.

9. Эскизная проработка конструкции экономичной рабочей клети дрессировочного стана показала реальную возможность уменьшения массы оборудования дрессировочных клетей на 137 т или 41 %, без снижения их прочности и жесткости, и снижения установочной мощности их главного привода в 4 - 5 раз по сравнению с приводом существующих станов.

79

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Василев Я. Д. Инженерные модели и алгоритмы расчета параметров холодной прокатки. М.: Металлургия, 1995. - 368 с.

2. Третьяков А.В., Третьяков Е.М., Мигачева Г.Н. Дрессировка и качество тонкого листа. М.: Металлургия, 1977. 232с.

3. Третьяков А.В., Локшин Б.Е., Мигачева Г.Н. // Сталь. 1973, №3, с. 248-251.

4. Расчет параметров листовой прокатки. Справочник / Коновалов Ю.В., Остапенко А.Л., Понамарев В.И. М.: Металлургия, 1986.-430 с.

5. Теория прокатки. Справочник / А.И. Целиков, А.Д. Томленов, В.И. Зюзин и др. М.: Металлургия, 1982. 335 с.

6. Технология прокатного производства. В 2-х книгах. Кн. 2. Справочник / Беняковский М.А., Богоявленский К.Н.,Виткин А.И. и др. М.: Металлургия, 1991.- 423 с.

7. Хензель А., Шпиттель Т. Расчет энергосиловых параметров в процессах обработки металлов давлением: Справ, изд. Пер. с нем. М.: Металлургия, 1982. - 360 с.

8. Роберте В. Холодная прокатка стали: Пер. с англ. М.: Металлургия, 1988.-544 с.

9. Рокотян С.Е. Теория прокатки и качество металла. М.: Металлургия, 1981.-224с.

10. Целиков А.И., Никитин Г.С., Рокотян С.Е. Теория продольной прокатки. М.: Металлургия, 1980. - 320 с.

11. П.Грудев А.П., Машкин Л.Ф., Ханин М.И. Технология прокатного производства. М.: Металлургия, 1994. - 656 с.

12. Грудев А.П. Теория прокатки. М.: Металлургия, 1988. 240 с.

13. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А. Контактное взаимодействие валков и полосы при холодной прокатке (новые решения в теории тонколистовой прокатки): Учеб. пособие. Череповец: ЧГУ, 2003. - 145 с.

14. Гарбер Э.А. Станы холодной прокатки (теория, оборудование, технология). М.: Институт «Черметинформация», Череповец: ЧГУ, 2004. -416 с.

15. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А., Никитин Д.И., Дилигенский Е.В., Тимофеева М.А. Совершенствование технологических режимов холодной прокатки на основе новой модели очага деформации // Вестник ЧГУ. 2002 г. №1- с. 47-57.

16. Э.А. Гарбер, М.А. Тимофеева, И.А. Кожевникова, В.В. Кузнецов Методика расчета энергосиловых параметров процесса дрессировки // Производство проката. -2006. -№5. с. 15-22.

17. Гарбер Э.А., Тимофеева М.А., Трайно А.И., Кожевникова И.А. Моделирование энергосиловых параметров дрессировочных станов // Металлы. 2006. - №2. - с.68 - 76.

18. Норенков И.П. Основы автоматизированного проектирования: Учеб. для вузов. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2002. 336 с.

19. Белосевич В.К. Трение, смазка, теплообмен при холодной прокатке листовой стали. М.: Металлургия, 1989. 256 с.

20. Грудев А.П., Зильберг Ю.В., Тилик В.Т. Трение и смазка при обработке металлов давлением. М.: Металлургия, 1962. 312 с.

21. Грудев А.П. Внешнее трение при прокатке. М.: Металлургия, 1973. -288 с.

22. Эмульсии и смазки при холодной прокатке. Белосевич В.К., Нетесов Н.П., Мелешко В.И. и др. М.: Металлургия, 1976. - 416 с.

23. Гарбер Э.А., Гончарский А.А., Петров С.В., Кузнецов В.В. Определение коэффициента трения при холодной прокатке с эмульсиями // Производство проката. 2000. - №12. - с.2-3.

24. Ксензук Ф.А., Паргамонов Е.А., Трощенков Н.А. Дрессировка автолистовой стали с технологической смазкой // Сталь. 1972. - № 10. - с. 917-920.

25. Бочков Н.Г., Липухин Ю.В., Бутылкина Л.И. и др. Исследование дрессировки холоднокатаных полос с подачей смазки в очаг деформации // Сталь, 1973.-№10.-с. 910-913.

26. Баврин И.И. Высшая математика. М.: Просвещение. 1980. - 354 с.

27. Бронштейн И.Н., Семендяев К.А. Справочник по математике для инженеров и учащихся втузов. 13-е изд., испр. - М.: Наука, 1986. - 544 с.

28. Ефимова М.П., Петрова Е.В., Румянцев В.Н.Общая теория статистики: Учебник. -М.: ИНФРА-М, 1998.-416 с.

29. Карпов Б. Delphi: специальный справочник. СПб.: Питер, 2001. -688 с.

30. Железнов Ю.Д., Черный В.А., Кошка А.П. и др. Совершенствование производства холоднокатаной листовой стали. М.: Металлургия, 1982. - 232 с.

31. Бочков Н.Г., Липухин Ю.В., Пименов А.Ф. Производство качественной низкоуглеродистой листовой стали. М.: Металлургия, 1983, -184 с.

32. Гарбер Э.А., Никитин Д.И. Расчет мощности процесса холодной прокатки на основе упругопластической модели очага деформации // Производство проката. 2003. - с. 12-17.

33. Гарбер Э.А., Никитин Д.И. Новая методика расчета мощности холодной прокатки. Теория и практика производства листового проката: Сборник научных трудов. Липецк: ЛГТУ, 2003. - С. 119-123.

34. Гарбер Э.А., Никитин Д.И. Расчет мощности процесса холодной прокатки на основе упругопластической модели очага деформации// Производство проката. -2003. -№ 5. С.12-17

35. Гарбер Э.А., Никитин Д.И., Шадрунова И.А., Трайно А.И. Расчет мощности процесса холодной прокатки с учетом работы переменных сил трения по длине очага деформации// Металлы. 2003. - № 4. - С. 60-67.

36. Королев А.А. Конструкция и расчет машин и механизмов прокатных станов. 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Металлургия, 1985. - 376 с.

37. Третьяков А.В., Гарбер Э.А., Давлетбаев Г.Г. Расчет и исследование прокатных валков. М.: Металлургия, 1976. - 256 с.

38. Гарбер Э. А., Шадрунова И.А. Эффективность уменьшения диаметра рабочих валков и переноса главного привода на опорные валки станов холодной прокатки// Производство проката. 2003. - № 4. - С. 9-14.

39. Бычков В.П. Электропривод и автоматизация металлургического производства. М.: Высш. шк., 1966. - 480 с.

40. Ключев В.И. Выбор электродвигателей для производственных механизмов. М.: Металлургия, 1974. - 48 с.

41. Машины и агрегаты металлургических заводов. В 3-х томах. Т. 3. Машины и агрегаты прокатных цехов. Учебник для вузов / Целиков А.И., Полухин П.И., Гребник В.М. и др. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Металлургия, 1988.-432 с.