автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Исследование и моделирование трения качения в рабочих клетях широкополосных станов для совершенствования их энергосилового расчета

На правах рукописи

САМАРИН Сергей Николаевич

ИССЛЕДОВАНИЕ И МОДЕЛИРОВАНИЕ ТРЕНИЯ КАЧЕНИЯ В РАБОЧИХ КЛЕТЯХ ШИРОКОПОЛОСНЫХ СТАНОВ ДЛЯ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ИХ ЭНЕРГОСИЛОВОГО РАСЧЕТА

Специальность 05 02 13 - Машины, агрегаты и процессы металлургического производства

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

□03064700

Череповец-2007

Работа выполнена в Череповецком государственном университете

Научный руководитель

Научный консультант Официальные оппоненты

Ведущая организация

- доктор технических наук, профессор, заслуженный деятель науки и техники РФ Гарбер Эдуард Александрович

- кандидат технических наук, доцент Ермилов Владимир Витальевич

- доктор физико-математических наук, профессор Осипов Евгений Борисович

- кандидат технических наук Горшков Игорь Константинович

- Институт металлургии и материаловедения Российской академии наук (ИМЕТ РАН)

Защита диссертации состоится «18» мая 2007 г в 15 часов на заседании диссертационного совета Д 212 297 01 в Череповецком государственном университете по адресу 162600, г Череповец Вологодской обл, пр Луначарского, 5

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Череповецкого государственного университета.

Автореферат разослан «17» апреля 2007 г

Ученый секретарь диссертационного совета, канд техн наук, доцент

Никонова Е Л

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность работы

При проектировании рабочих клетей широкополосных станов холодной прокатки, в частности, на этапе энергосилового моделирования, необходимо знать потери энергии на все виды трения, определяющие коэффициент полезного действия главного привода клетей К числу этих потерь относятся потери энергии на трение качения между рабочими и опорными валками

Отсутствие достоверных данных об этих потерях приводило к тому, что двигатели главного привода рабочих клетей имели двух-, трехкратный запас относительно расчетной мощности пластической деформации, это приводило к неэффективным капитальным затратам

В производстве холоднокатаных листов этот вопрос приобрел актуальность в связи с тем, что, как показали исследования, выполненные в 2005-2006 гг, на трение качения расходуется значительная часть мощности главного привода, сопоставимая с мощностью пластической деформации В результате прямых измерений затрат энергии при дрессировке холоднокатаных отожженных полос на одноклетевом стане «1700» установлено, что непосредственно на процесс дрессировки расходуется не более 21 % от фактической мощности, а остальная часть, превышающая полезную мощность в 2,5-7 раз, расходуется на сопутствующие затраты энергии, главным образом - на трение качения

Вопрос о возможности уменьшения потерь энергии на трение качения представляет практический интерес, его актуальность определяется необходимостью уменьшения потерь энергии при прокатке широкополосной стали на действующих станах и необходимостью планирования этих потерь при проектировании новых станов

Анализ возможности уменьшения потерь энергии на трение качения был затруднен, поскольку промышленные данные об этих потерях в рабочих клетях непрерывных широкополосных станов в литературе последних десятилетий не публиковались Также отсутствовали и достоверные экспериментальные данные о коэффициентах трения качения и затратах энергии на трение качения.

Наиболее детальное исследование трения качения в межвалковом контакте клети «кварто» было выполнено в 60-х гг 20 века, но в силу ряда причин оно не может быть применено к условиям работы современных станов и технологии прокатки

Одна из причин заключается в том, что коэффициент трения качения в расчетах принимался постоянным при разных скоростях валков и нормальных контактных напряжениях, также не учитывалось влияние на трение качения момента сил натяжений полосы

Другой причиной является то, что при определении момента прокатки не учитывалось напряженное состояние в упругих участках очага деформации, длина которых на современных станах составляет 40 - 70 % от общей длины

Кроме того, в использованных натурных моделях для определения коэффициентов трения качения не полностью соблюдались условия подобия

реальному межвалковому контакту, при этом исследования проводились в виде однофакторных экспериментов, без учета взаимовлияния факторов

По этим причинам до настоящего времени отсутствовали достоверные методика и модель для расчета параметров трения качения в межвалковом контакте рабочих клетей

Из изложенного выше следует, что исследование трения качения в рабочих клетях широкополосных станов и создание модели параметров трения качения является весьма актуальной научно-технической задачей Задачи работы

Задачами диссертационной работы являлись

• разработка методики расчета затрат энергии на трение качения и коэффициентов трения качения, исходя из технологических и энергосиловых параметров действующих станов,

• разработка натурной модели валкового узла для непосредственного определения мощности и коэффициентов трения качения и проведение на ней комплекса исследований;

• разработка рекомендаций по уточнению затрат энергии на трение качения в рабочих клетях широкополосных станов с использованием новой методики расчета параметров трения качения

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

1 Теоретические исследования

1 1 Разработка методики расчета затрат энергии на трение качения и коэффициентов трения качения, исходя из технологических и энергосиловых параметров, имеющихся в АСУ ТП действующих станов,

1 2. Анализ факторов, влияющих на коэффициент трения качения для условий контакта валков широкополосных станов,

1 3 Определение критериев подобия валкового узла реальной клети широкополосного стана и натурной модели этого узла,

1 4 Разработка методики определения коэффициентов трения качения на натурной модели валкового узла,

1 5. Разработка регрессионной модели безразмерного коэффициента трения качения в функции наиболее важных энергосиловых, конструктивных и технологических параметров рабочей клети,

1 6 Исследование влияния основных энергосиловых и конструктивных параметров широкополосных станов на величину потерь мощности на трение качения

2 Экспериментальные исследования

2 1 Ввод в действие натурной модели валкового узла и проведение на ней экспериментов по определению коэффициентов трения качения,

2 2 Анализ экспериментально установленных особенностей трения качения в межвалковом контакте натурной модели

3 Работы по совершенствованию методов проектирования оборудования Разработка на базе результатов исследований рекомендаций по уточнению

затрат энергии на трение качения в рабочих клетях широкополосных станов

Научная новизна

Научная новизна заключается в следующем

1 Впервые разработаны алгоритм определения коэффициентов и мощности трения качения с использованием баз данных АСУ ТП действующих станов, и методика определения этих величин в конструкторских и технологических расчетах,

2 Впервые разработана достоверная регрессионная модель, определяющая зависимость безразмерного коэффициента трения качения от основных энергосиловых, конструктивных и технологических параметров широкополосных станов нормального контактного напряжения, относительной скорости вращения валков, шероховатости бочек рабочих валков и соотношения диаметров валков,

3 Впервые получены реальные значения коэффициентов трения качения в межвалковом контакте и затрат мощности на трение качения в рабочих клетях «кварто»,

4 В результате анализа процесса трения качения рабочих и опорных валков в клетях «кварто» установлено следующее

- затраты энергии на трение качения могут достигать при дрессировке 60 — 80 % и при холодной прокатке 30 - 50 % от суммарной мощности главного привода рабочих клетей,

- мощность, затрачиваемая на трение качения, зависит от комплекса параметров, главными из которых являются нормальное напряжение в контакте валков, относительная скорость вращения валков, шероховатость бочек рабочих валков, относительное частное обжатие, удельные заднее и переднее натяжения

Достоверность новых научных результатов подтверждена сопоставлением расчетных значений безразмерных коэффициентов трения качения, полученных на действующих станах, с этими коэффициентами, полученными на натурной модели валкового узла

5 Предложены рекомендации для проектирования рабочих клетей широкополосных станов, позволяющие уточнить и оптимизировать затраты энергии на трение качения в этих клетях

Практическая ценность

1. Изложена методика, позволяющая за счет учета трения качения более точно, чем ранее, определять установочную мощность двигателей главного привода рабочих клетей широкополосных станов, соответственно обеспечить оптимизацию капитальных затрат при выполнении проектов

2 Результаты исследований ликвидируют существовавший до настоящего времени пробел в теории расчета энергосиловых параметров широкополосных прокатных станов

Апробация работы

Основные результаты работы докладывались на Международной научно-технической конференции «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» (г Череповец, октябрь 2005 г), на II Международной научно-технической конференции «Автоматизация машиностроительного производства, технология и надежность машин, приборов и оборудования» (г Вологда, ноябрь 2006 г )

Публикации

По материалам диссертации опубликовано 6 статей

Структура и объем диссертации

Диссертация состоит из введения, 5 глав, заключения, списка литературы Объем диссертации составляет 95 страниц машинописного текста, рисунков, таблиц и приложения

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1. Состояние проблемы

Проанализирована проблема учета трения качения между валками в рабочих клетях широкополосных станов для энергосилового расчета

Проанализированы наиболее известные методика и натурные модели для определения параметров трения качения, сделано заключение о невозможности их использования в конструкторской и технологической практике из-за того, что они не учитывают ряд существенных особенностей работы современных станов и технологии прокатки

Затраты мощности на трение качения в механике принято определять с помощью коэффициентов трения качения

™ = СК> (О

где с - коэффициент, учитывающий несимметричное распределение контактных напряжений (безразмерный коэффициент трения качения), Ьоп - половина ширины площадки контакта валков, которую определяют по формуле Герца-Беляева

Точность расчета т по этой формуле (1) зависит от достоверности значений коэффициента «с» Рекомендуемые в литературе значения «с» находятся в очень широком диапазоне от 0,002 до 0,4, какие-либо рекомендации о влиянии на этот коэффициент величины межвалковой силы, шероховатости поверхности валков, скорости их вращения и других факторов отсутствуют

2. Определение затрат энергии на трение качения, исходя из технологических и энергосиловых параметров действующих станов

2.1. Разработка методики расчета затрат мощности на трение качения

Предложена и обоснована оригинальная методика расчета затрат мощности на трение качения, исходя из технологических и энергосиловых параметров широкополосных станов, оснащенных клетями «кварто»

В основу предложенной методики положена зависимость момента, необходимого для привода рабочих валков клети «кварто», от ее конструктивных, технологических и энергосиловых параметров, в том числе от величины коэффициента трения качения «т»

Методика имеет следующие отличия от известных методик

1) учтено, что коэффициент трения качения является непостоянным, зависящим от скорости, усилия прокатки (дрессировки), шероховатости валков,

2) учтено влияние на трение качения момента сил натяжений полосы,

3) момент прокатки (дрессировки) определяется через мощность прокатки (дрессировки), вычисленную по наиболее достоверной методике,

4) учитывается влияние конструктивного параметра клети - угла у - на трение качения (см рис 1)

Расчетная схема действия сил и моментов в клети «кварто» представлена на рис 1, в соответствии с которой рабочий момент клети равен

= Кр(др) + Л^нат +МгрП + Моп,

где М„р(др) - момент прокатки (дрессировки), Мнат - момент сил натяжений полосы, Мф п - момент трения в подшипниках рабочих валков, Моп - момент, необходимый для вращения холостых опорных валков Выражения указанных моментов имеют вид

где ^пр(др) - мощность процесса прокатки (дрессировки), которую следует определять через удельную работу по наиболее достоверным из известных методик, сор - угловая скорость вращения рабочего валка,

где Dv - диаметр бочки рабочего валка, ДЛ'=Л'о -Л^ - разность сил заднего Ло и переднего Л^ натяжений полосы,

Чр„=2/^ Рр=Рр [М-2Р £ф+у)],

где /?Р2 - сумма усилий, действующих на шейки рабочего валка в качестве реакций, возникающих в подушках и подшипниковых опорах под влиянием рабочих нагрузок, Р - усилие прокатки (дрессировки), вычисляемое по методикам на основе упруго-пластической модели очага деформации, рр -радиус круга трения в подшипниках рабочего валка; р - угол между плоскостью действия межвалкового усилия и плоскостью, в которой лежат оси валков, у -угол между вертикальной осевой плоскостью опорного валка и плоскостью, проходящей через оси валков

Указанные углы могут быть вычислены с помощью следующих выражений

А,„ Яр + А> п

где Don - диаметр бочки опорного валка, роп - радиус круга трения в подшипниках опорного валка, ер - горизонтальное смещение оси рабочего валка относительно вертикальной осевой плоскости опорного валка (один из конструктивных параметров клети «кварто»)

Радиусы кругов трения в подшипниках определяются по выражениям

d d Рр Р~2~ ' Р°ч = К оп 2 '

где цпр, рпоп - коэффициенты трения в подшипниках рабочего и опорного валков, dn р, dn оп - рабочие диаметры подшипников этих валков

Момент, необходимый для привода холостых опорных валков, равен

2Р

М =2Р ----

оп мв р cosO+y)

D

-ysmP+c6on cosP

где - расстояние от оси рабочего валка до линии действия межвалкового усилия Рмв

Чтобы создать приводной момент Мр к рабочим валкам должна быть подведена со стороны главного привода мощность

ЛГр=Мр (Ор,

следовательно, мощность двигателей главного привода должна быть равна

N _ МР %

двр '

н Т|

где г\ - к п д линии главного привода клети

Чтобы определить величины «пг» и «с» с помощью приведенных выше формул, наряду с расчетной мощностью двигателей, определяли их фактическую

МОЩНОСТЬ А'дв ф

где /„ и, - измеренные в рабочем режиме сила тока якоря и напряжение на клеммах г -го двигателя, к - количество двигателей в линии главного привода клети

Далее, учитывая то, что для определения величины предлагается

использовать достоверные методики энергосилового расчета процессов прокатки и дрессировки, то принято допущение о том, что расхождения расчетных и фактических значений мощности двигателей, составляющие в среднем 5 - 7 %, вызваны приближенным заданием коэффициента трения качения (точнее -коэффициента «с») Основываясь на этом допущении, уточненная величина «с» определяется как корень уравнения

А^дв=Ли-ЛГявр=0

Решение этого уравнения выполняется методом итераций

Завершающий этап методики - определение доли мощности, расходуемой на трение качения, от суммарной мощности двигателей - заключается в том, что по приведенным выше формулам для выбранного режима прокатки (дрессировки) рассчитывают мощность двигателя при двух значениях коэффициента «с» первую величину Л^р определяют при найденном вышеизложенным методом окончательном значении «с», а вторую величину -при значении с = 0, т е без учета потерь энергии на трение качения Обозначив

последнюю величину мощности Л^'в*р0), затраты мощности на трение качения

определяют как разность указанных значений мощности

N = N - ЛГ(С"0)

^ т тр к двр дв р

Доля потерь на трение качения определяется как отношение соответствующих мощностей

АДГ--21. Ю0%

лв р

2.2. Апробация методики на действующих дрессировочном и прокатном станах холодной прокатки

Апробацию изложенной методики выполнили для семи технологических режимов одноклетевого дрессировочного стана «1700» и 20-ти режимов пятиклетевого стана «1700» производства холоднокатаного листа ОАО «Северсталь», охватив бблыпую часть сортамента полос, обрабатываемых на этих станах

Использованные для апробации режимы дрессировки приведены в табл 2, а характерные режимы прокатки - в табл 1 В табл 1, 2 приняты следующие обозначения /»,.(, И, - толщина полосы на входе в /-ю клеть и на выходе из нее, е - относительное обжатие, о,.ь с, - заднее и переднее удельные натяжения полосы в 1-й клети, V, - скорость полосы на выходе из /-й клети, Ь - ширина полосы; А0- толщина полосы на входе в стан, а0, с>1 - заднее и переднее удельные

натяжения полосы, Удр - скорость дрессировки

Результаты расчета коэффициентов трения качения, соответствующих затрат мощности и их доли от суммарной мощности двигателей главного привода клети приведены в табл 3

Таблица 1

Характерные режимы прокатки на пятиклетевом стане «1700»

й Марка

стали, 5 Й к, «м, К, сор, р, ЛдБ ф>

Р? а> Он ширина, Ч и мм мм % МПа МПа м/с 1/с мн кВт

о. конечная о.

1 © толщина О

X полосы, X

мм

1 3,552 2,829 20,35 47 139 5,87 20 9,20 2450

08ю 2 2,829 2,257 20,22 139 155 7,27 24 9,16 4488

1 6=1115 3 2,257 1,824 19,18 155 171 9,46 32 8,91 4853

/г= 1,404 4 1,824 1,533 15,95 171 178 11,09 37 7,66 3174

5 1,533 1,404 8,41 178 42 11,97 40 11,07 5054

ВС05 1 4,312 2,992 30,61 38 142 4,77 16 14,20 3761

(типа 2 2,992 2,051 31,45 142 154 6,93 23 10,26 4671

2 08ю) 3 2,051 1,450 29,30 154 173 10,17 34 9,14 5235

¿>=1025 4 1,450 1,077 25,72 173 183 13,72 46 7,60 4425

/г= 1,020 5 1,077 1,020 5,29 183 43 14,37 48 10,97 2977

0004 1 2,868 2,040 28,87 37 140 4,73 16 15,86 3230

(типа 2 2,040 1,463 28,28 140 149 6,66 22 13,25 4558

3 08пс) 3 1,463 1,051 28,16 149 161 9,56 32 12,11 5350

6=1510 4 1,051 0,802 23,69 161 173 12,75 43 11,23 4249

/¡=0,769 5 0,802 0,769 4,11 173 45 13,47 45 12,96 3176

1 2,024 1,443 28,71 63 141 3,47 12 10,43 2775

08пс 2 1,443 1,025 28,97 141 155 4,82 16 9,57 2739

4 6=1250 3 1,025 0,738 28,00 155 174 6,75 23 9,02 2359

/г=0,520 4 0,738 0,533 27,78 174 191 9,65 32 9,05 2805

5 0,533 0,520 2,44 191 41 9,89 33 5,03 1541

Таблица 2

Фактические режимы дрессировки на одноклетевом стане «1700»

Марка № Ь, /го, «о. V у др' /Уда ф»

стали режима мм мм МПа МПа м/с % кВт

08ю 1 780 0,7 38,5 44,4 24 1 240

2 780 0,7 36,6 42,5 24 1 240

0004 3 1410 0,7 26,3 37,8 16 0,8 180

4 1410 0,7 25,3 35,7 16 0,8 180

5 1410 0,7 32,4 37,8 21 0,8 240

и7 6 1260 1,51 17,9 28,0 22 0,5 180

7 1085 2,5 13,6 26,7 20 0,5 180

Таблица 3

Результаты расчета коэффициентов трения качения и затрат мощности на этот вид трения для режимов, представленных в табл 1 и 2___

Стан Номер режима Номер клети с, б/р ^оги ММ т, мм N 1 *дв р> кВт двр » кВт к» кВт К. N ' %

в 1 1 0,31 1,40 0,43 240 81 159 66,3

3 ж 2 1 0,31 1,40 0,43 240 81 159 66,3

¡г о 3 1 0,72 1,40 1,01 180 64 116 64,4

00 о Он 4 1 0,66 1,40 0,92 180 46 134 74,4

о 5 1 0,42 1,40 0,59 240 53 187 77,9

и <и о. 6 1 0,61 1,23 0,75 180 45 135 75,0

ч 7 1 0,86 1,23 1,06 180 66 114 63,3

1 0,73 4,04 2,95 2450 1912 538 22,0

2 0,66 4,04 2,67 4488 3200 1288 28,7

1 3 0,72 3,98 2,87 4853 3429 1424 29,3

4 0,70 3,69 2,58 3174 2109 1065 33,6

5 0,69 4,44 3,06 5054 3454 1600 31,7

О О 1 0,54 5,02 2,71 3761 2035 1726 45,9

ё 2 0,31 4,27 1,32 4671 3976 695 14,9

§ 2 3 0,64 4,03 2,58 5235 3825 1410 26,9

н § « 4 0,78 3,68 2,87 4425 2976 1449 32,7

5 0,12 4,42 0,53 2977 2658 319 10,7

я 1 0,38 5,31 2,02 3230 1822 1408 43,6

*> 2 0,25 4,85 1,21 4558 3784 774 17,0

о о. 3 3 0,50 4,64 2,32 5350 3782 1568 29,3

в 4 0,48 4,47 2,15 4249 2746 1503 35,4

5 0,20 4,80 0,96 3176 2525 651 20,5

1 0,65 4,31 2,80 2775 1824 951 34,3

2 0,50 4,12 2,06 2739 2046 693 25,3

4 3 0,55 4,00 2,20 2359 1564 795 33,7

4 0,80 4,01 3,21 2805 1449 1356 48,3

5 0,70 2,99 2,09 1541 1136 405 26,3

Полученные результаты дали основание для следующих выводов

1 При дрессировке значения безразмерного коэффициента «с» находятся в диапазоне 0,3-0,85, а величины коэффициентов трения качения «т» - в диапазоне 0,4-1,1 мм, при этом мощность, затрачиваемая на трение качения в межвалковом контакте, составляет 63-78 % от суммарной мощности двигателей главного привода.

2 При холодной прокатке на непрерывном стане значения безразмерного коэффициента «с» находятся в диапазоне 0,12-0,8, а величины коэффициентов трения качения «/и» - в диапазоне 0,9-3,2 мм, при этом мощность, затрачиваемая на трение качения в межвалковом контакте, составляет 5-48 % от суммарной мощности двигателей рабочих клетей Причем при прокатке полос с конечной

толщиной Л= 1,0-1,5 мм максимальная доля трения качения от суммарной мощности двигателей в общем случае составляет 5-33 %, при прокатке полос толщиной й=0,5-0,8 мм она равна 15-48 %

2.3. Анализ результатов, полученных на действующих станах

Учитывая столь значительную долю затрат энергии на трение качения в клетях «кварто» широкополосных станов, для выявления факторов, оказывающих наибольшее влияние на этот вид трения был проведен анализ значимых параметров, оказывающих преобладающее влияние на безразмерный коэффициент «с», полученных при апробации методики, которыми оказались

- усилие Р между полосой и каждым валком, учитывающее комплекс параметров режима прокатки (дрессировки) обжатие, натяжения, коэффициент трения в очаге деформации и механические свойства полосы,

- окружная скорость бочек рабочего и опорного валков Ув, учитывающая скоростной режим стана,

- шероховатость поверхности бочки рабочего валка Яа, непосредственно влияющая на процессы трения в межвалковом контакте

Эти параметры подвергнули регрессионному анализу, при этом использовали программный пакет «БТАПБНСА» Регрессионная модель в виде зависимости коэффициента «с» от этих параметров имеет вид

с = 0,00308/>2 - 0,0443Р + 0,01124Гв+ 0,0418Да + 0,575 8 (2)

Достоверность уравнения подтверждена оценкой по критерию Фишера на уровне значимости а=0,05 и коэффициентом детерминации /?2

В результате графического анализа зависимостей, построенных по модели (2) установлен ряд особенностей трения качения в рабочих клетях широкополосных станов, из которых наиболее существенные следующие

- с ростом усилия в контакте валков коэффициент «с» уменьшается,

- с ростом окружной скорости валков коэффициент «с» увеличивается,

- с ростом шероховатости бочки рабочих валков «с» увеличивается

3. Разработка установки и методики определения коэффициентов трения качения на натурной модели валкового узла

Достоверность новой методики проверяли путем сопоставления расчетных значений коэффициента «с», полученных по базам данных действующих станов, с экспериментальными значениями «с», полученными на натурной модели валкового узла Для этого был модернизирован лабораторный стенд, использованный ранее для изучения закономерностей трения 1-го рода в межвалковом контакте

3.1. Конструкция и принцип действия натурной модели

На рис 2 показана основная конструктивная схема разработанной установки, имитирующей валковый узел клети «кварто» с приводными рабочими и холостыми опорными валками

К основанию 1 крепятся корпуса 2 подшипников 3 нижнего холостого валка 4 Верхний приводной валок 6, соединенный через зубчатую муфту 5 с двигате-

Рис 2 Основная конструкция натурной модели валкового узла

лем постоянного тока, опирается своей бочкой на бочку нижнего валка 4, а его опорные подшипники 7 установлены в корпусах 8 с зазором относительно корпусов 2 подшипников нижнего валка Корпуса 8 вместе с валком 6 имеют возможность перемещения по вертикали в направляющих 9 под воздействием динамометров 10, воспринимающих усилие прижима от нажимной пластины 11

Указанное усилие прижима создается с помощью шестерен 12, имеющих приводные концы 13 Шестерни 12 находятся в зацеплении с зубчатыми колесами 14, установленными с помощью шпоночного соединения на стержнях 15, имеющих в нижней части ходовую резьбу, с помощью которой они ввернуты в резьбовые отверстия основания 1

Зубчатые колеса 14 опираются на упорные подшипники 16, лежащие на нажимной пластине 11 На верхние резьбовые части стержней 15 навинчены гайки 17, обеспечивающие плотный прижим зубчатых колес 14 к упорным подшипникам 16

Создание усилия прижима происходит путем вращения шестерен 12, осуществляемого внешним воздействием через их приводные концы 13 Шестерни 12 передают вращение на зубчатые колеса 14 со стержнями 15 Последние, ввинчиваясь в основание 1, давят сверху на упорные подшипники 16, передающие это давление на пластину 11 В результате между пластиной 11 и каждым из динамометров 10 возникают сжимающие усилия Р/2, которые фиксируются динамометрами и передаются на корпуса 8 верхнего валка 6 Между валками 4 и 6 возникает при этом контактное усилие Р, а в подшипниках 3 нижнего валка возникают опорные реакционные усилия Р/2, равные усилиям, действующим в подшипниках 7 верхнего валка 6

На верхний приводной валок со стороны генератора через зубчатую муфту 18 подается тормозной момент, моделирующий действие на приводной рабочий валок реальной клети момента прокатки

Привод установки кроме двигателя и генератора постоянного тока включает в себя тиристорный преобразователь и регистрирующую аппаратуру

3.2. Параметры подобия натурной модели валкового узла Прототипом разработанной натурной модели служил валковый узел клети

«кварто» широкополосного стана холодной прокатки с приводом через рабочие валки Все основные параметры валкового узла установки соответствовали аналогичным параметрам прототипа

- соотношение ДД)пр = 2-7 (для этого в модели использовали 5 пар закаленных валков из стали 9X2 с диаметрами бочек £)х= 106, 122, 130, 136, 140 мм и £>пр = 20, 24, 30, 38, 53 мм),

- уровень нормальных контактных напряжений 400 - 1000 МПа,

- уровень относительных скоростей вращения валков 25 - 125 рад/с, что соответствует скоростям прокатки (дрессировки) 5-25 м/с,

- твердость бочки холостого валка (валка большего диаметра) НБИф) = 65 ед,

- твердость бочки приводного валка (валка меньшего диаметра) Я5Аф) = 90 ед,

- шероховатость поверхности бочки холостого валка Яа - 2,5 мкм,

- шероховатость поверхности бочки приводного валка Яа = 0,8 мкм,

- в качестве смазки использовали смазочно-охлаждающую жидкость (СОЖ) на основе эмульсола «Геролюб», применяемого в настоящее время на многих прокатных и дрессировочных станах;

- момент сщ сопротивления (тормозной момент), создаваемый генератором, имитировал действие на приводной рабочий валок момента прокатки

В качестве регулируемых в ходе экспериментов были приняты следующие параметры

1 Нормальное контактное напряжение (диапазон регулирования от 400 до 1000 МПа),

2 Относительная скорость вращения приводного и холостого валков (диапазон регулирования от 25 до 125 рад/с),

3 Соотношение диаметров холостого валка к диаметру приводного валка (диапазон регулирования от 2 до 7),

4. Наличие смазочно-охлаждающей жидкости в межвалковом контакте (наличие/отсутствие СОЖ)

3.3. Методика проведения экспериментов по определению коэффициентов трения качения

Собирают основной вариант конструкции установки, приводят валки во вращение Через измеренные электрические параметры цепи двигателя и генератора рассчитывают их мощности и Мг, как произведение силы тока и напряжения в якорных цепях двигателя и генератора

Из-за потерь на трение в подшипниках, межвалковом контакте, в муфтах, а также внутренних потерь мощности в двигателе и генераторе мощность

двигателя будет больше мощности Nl Разность этих величин представляет собой суммарные потери мощности при измерениях на установке

"а " ^г = ^ + 2СПР + 2ЛС* + А^;пр + 2Ми, где Л/трк- потери мощности на трение качения в межвалковом контакте, Л^'пр -потери на трение в подшипнике при скорости вращения ю^,, Л^"* - те же потери при скорости (ох, АТУдпр - внутренние потери в двигателе при скорости вращения

о)пр, ¿Ум - потери на трение в зубчатой муфте

Мощность генератора Л^ на протяжении всех этапов эксперимента поддерживают постоянной, т к она имитирует мощность тормозного момента на рабочем валке, определяемого моментом прокатки (дрессировки)

Определяют все потери мощности кроме потерь в межвалколом контакте, для этого переоборудуют установку убирают холостой валок и соосно двигателю и генератору устанавливают специальный вал с 4-мя подшипниками, исключая тем самым потери мощности в межвалковом контакте

Рассчитывают мощность двигателя при скоростях вращения холостого валка и приводного валка N¡¡2 и Л^д3 соответственно и определяют суммарные потери мощности

N¡l2-NГ=4N^+AN^+2NM, ^дз - ЛГГ - 4ЛСпр + ДЛГпр + 2ИК, где АЛ^дх - внутренние потери мощности в двигателе при скорости вращения сох.

Далее переоборудуют установку по схеме, в которой двигатель и генератор устанавливают соосно на одном валу без подшипников, исключив потери на трение в подшипниках, и рассчитывают мощность двигателя при скоростях вращения холостого валка и приводного валка Л^д4 и Ы^ соответственно Суммарные потери мощности в этих измерениях вычисляют

Решив систему из пяти уравнений суммарных потерь мощности, приведенных выше, выражают мощность, расходуемую двигателем на трение качения Л^ к

^ к = Мд1 - 0,5(^д2 + Мд} - Мц4 + Ма5) (3)

Далее по формуле Н И Колчина определяют коэффициенты трения

качения

т = (4)

Рак

отн

где Р - сила прижатия валков друг к другу, а)охн - относительная угловая скорость контактирующей пары валков, равная сумме угловых скоростей вращения приводного и холостого валков

Для того, чтобы сопоставить расчетные значения коэффициентов трения качения, полученные по базам данных действующих станов, с экспериментальными значениями «/и», полученными на натурной модели валкового узла, последние выражали в виде безразмерных коэффициентов трения качения «с», вычисляемых из формулы (1)

3.4. Метрологическое обеспечение экспериментов

Измерения параметров работы установки производили в ручном и автоматическом режимах.

С помощью тахометра модели ИО-ЗО в ручном режиме измеряли частоты вращения приводного и холостого валков и пересчитывали полученные значения на угловые скорости этих валков

Усилие прижима валков устанавливали в ручном режиме и фиксировали двумя динамометрами типа ДОСМ (ГОСТ 9500-84)

Значения мощностей двигателя на каждом этапе эксперимента определяли перемножением силы тока и напряжения в обмотках двигателя, полученных в результате прямых измерений этих величин с помощью амперметра и вольтметра типа Э367 (ГОСТ 8711-93)

Регулирование (настройку) мощности в цепи генератора производили перемещением рукоятки реостата, с помощью которой изменяли силу тока в цепи генератора, мощность в цепи генератора определяли также перемножением силы тока и напряжения, регистрируемыми в автоматическом режиме амперметром и вольтметром типа Э367

Максимальная инструментальная погрешность определения коэффициентов трения качения при измерениях на установке составила не более 4 - 5 %

4. Исследование коэффициентов трения качения на натурной модели и их анализ

4.1. Основные принципиальные положения методики проведения экспериментов

Методика проведения экспериментов подразумевала имитацию валкового узла рабочей клети «кварто» за счет настройки и регулирования параметров установки в диапазонах, аналогичных параметрам реальной клети

Отношение диаметров валков Ох/£>пр представляет собой универсальный (безразмерный) параметр подобия валков модели и реальной клети, подразумевающий геометрическое подобие ширины площадки межвалкового контакта натурной модели и реальной клети, регулируемый в диапазонах соотношений валков современных станов ДД>пр = 2-7

Согласно теории трения 2-го рода, мощность трения качения зависит от относительной угловой скорости вращения юотн. Из анализа работы прокатных и дрессировочных станов скорость прокатки (дрессировки) может достигать 25 м/с, при этом сапр < 85 рад/с, а соотн <125 рад/с Таким образом, электропривод установки был настроен так, что при нагрузке, создаваемой нажимным механизмом, валки могут вращаться с относительной скоростью до 125 рад/с

Наличие в межвалковом контакте СОЖ определяет коэффициент трения, соответствующий типу смазки Смазку в виде используемого на современных

станах эмульсола «Геролюб» подавали в межвалковый контакт, что обеспечивало совпадение условий смазки на натурной модели и в реальной клети Для сравнения проводили исследования и на сухих валках, без смазки

Нормальное контактное напряжение, устанавливаемое в контакте валков, соответствующее усилию прижима Р, имитирует контактное напряжение, возникающее в контакте рабочего и опорного валков клети «кварто» от воздействия усилия прокатки (дрессировки) Реальный диапазон усилий, по данным АСУ ТП этих станов />пр(др) =1-16 МПа При этом, согласно теории Герца, в контакте валков возникают контактные напряжения р0 = 400 - 1400 МПа. Валки натурной модели выдерживают напряжения р0= 400 - 1000 МПа без видимых деформаций

Мощность генератора на протяжении всех этапов одного эксперимента поддерживали постоянной, т к она имитирует мощность тормозного момента на рабочем валке Тормозной момент определяли заранее, исходя из среднего рабочего момента прокатки.

Описанные выше принципиальные положения позволили считать разработанную натурную модель и условия ее работы максимально приближенными к условиям трения качения в рабочих клетях «кварто»

4.2. Результаты исследования и их анализ

По разработанной методике на экспериментальной установке проведено несколько серий экспериментов и определены 240 значений коэффициента «с» при различных значениях нормального контактного напряжения, относительной скорости вращения валков и соотношения диаметра валков

Получившуюся базу данных статистически обработали с помощью программного пакета «STATISTICAL В результате получили регрессионную модель в виде зависимости (5) коэффициента «с» от наиболее значимых параметров

Достоверность модели (5) подтверждена оценкой по критерию Фишера на уровне значимости а = 0,05 и коэффициентом детерминации R2

Для количественной оценки расхождений величин «с», рассчитанных по уравнениям (5) и (2), были приняты общие для обоих уравнений значения параметров или их диапазонов DJDaр = 2,5, Ra = 0,8 мкм, р0 = 400 - 1000 МПа, юотн = 25 - 125 рад/с Из графиков рис 3 видно, что расхождения величин «с», полученных на действующих станах и на натурной модели, в среднем составляют 4 - 6 %, а максимальные расхождения составляют 12 - 15 % Такой уровень расхождений свидетельствует о достоверности новой методики

с = 1,132458-0,001816 р0 +0,004942 со^-0,010495 —+ 0,000001 • рг0 -

отн

пр

-0,000001 р„ 0)^,+0,000041 р0 —+ (5)

пр

1,0 0,9 ] 0,8 у 0,7 в 0,6

<и

| 0,5 | 0,4

т

й °'3 0,2

0,1

0,0

25 50 75 100 125

Относительная скорость вращения валков, рад/с

Рис 3. Зависимость коэффициента с от относительной скорости вращения валков, построенные по регрессионным уравнениям (5) (сплошные линии) и (2) (пунктирные линии), при разных контактных напряжениях р0 1 - 400 МПа, 2 -600 МПа, 3 -800 МПа, 4 - 1000 МПа (Дх/Д„р=2,5, Ra = 0,8 мкм)

4.3. Обобщенная модель безразмерного коэффициента трения качения

Чтобы, учесть в энергосиловом расчете станов большинство значимых факторов, влияющих на величину коэффициента трения качения, создали единую базу данных из параметров, полученных на действующих станах и на натурной модели валкового узла Для этого в базе данных действующих станов заменили усилия прокатки (дрессировки) Р и окружные скорости валков VB на соответствующие им контактные напряжения р0 и относительные угловые скорости (йоте

Созданная таким образом единая база данных составила статистически значимый массив значений коэффициента «с», включающий около 350 элементов Обработав эти данные с помощью математического пакета «STATISTICAL, получили регрессионную модель в виде зависимости коэффициента «с» от комплекса значимых параметров нормального контактного напряжения, относительной угловой скорости, шероховатости валков и соотношения диаметров бочек валков

Д.

с = 0,888095-0,001378 р0+ 0,006783 оо^-0,008871 -^- + 0,141754-Ла +

+ 0,000001 pi - 0,00003 8 о£„ + 0,000551

/

Д»

Д.

д.

-0,038074- Ra2

Значения напряжения р0 подставляются в выражение (6) в МПа, скорости шох„ - в рад/с, шероховатости Яа — в мкм

Проверка достоверности выражения (6) показала, что расчетное значение критерия Фишера на уровне значимости а = 0,05 превышает его табличное значение, а коэффициент детерминации Я2 = 0,85, тес помощью выражения (6) можно с достаточной точностью определять затраты энергии на трение качения в клетях «кварто» широкополосных станов холодной прокатки и дрессировочных станов с рабочими валками диаметром Ор < 600 мм, опорными валками диаметром йоп < 1500 мм, скоростями прокатки (дрессировки) V < 25 м/с и шероховатостью бочки рабочих валков Яа = 0,6 - 4,5 мкм Указанные параметры охватывают большинство современных станов, функционирующих в цехах холодной прокатки металлургических предприятий России и других стран

На рис 4, 5 показаны основные зависимости, полученные по обобщенной модели (6), анализ которых позволил сделать следующие выводы

1 Существенное уменьшение значения «с» при росте контактного напряжения в диапазоне /?0=400-1000 МПа объяснено тем, что этот рост сопровождается увеличением упругого сплющивания в контакте валков Результатом этого является более равномерное, с меньшей асимметрией, распределение контактных напряжений по ширине площадки контакта.

2 В области максимальных значений напряжений р0= 1000-1400 МПа коэффициент «с» немного растет По-видимому, в этой области усиливается наклеп поверхностного слоя материала опорных валков, что вызывает дополнительные затраты энергии, и взаимное проскальзывание поверхностных слоев материалов бочек валков, в результате этого асимметрия распределения контактных напряжений по ширине площадки контакта увеличивается Этот вывод предложен в виде рабочей гипотезы, с помощью которой сделана попытка объяснить фактические результаты экспериментальных и промышленных исследований безразмерных коэффициентов «с»

3 Рост шероховатости бочки валков вызывает увеличение коэффициента «с» и коэффициента трения качения, что соответствует обычным закономерностям, характерным и для трения 1-го рода (покоя и скольжения)

4 С ростом контактных напряжений коэффициент трения качения «/и» увеличивается Величина «т» зависит, согласно выражению (1), кроме коэффициента «с», от ширины площадки межвалкового контакта 2Ьот которая с ростом контактной силы существенно увеличивается Несмотря на уменьшение «с», коэффициент трения качения существенно возрастает (более чем в 2 раза при увеличении р0 от 400 до 1400 МПа).

Кроме того, установлено, что с ростом отношения 00П/0Р и величина «с», и коэффициент трения качения «т» незначительно уменьшаются Это объяснено тем, что соотношение Оаа/Ор увеличивают обычно путем уменьшения диаметра рабочих валков, при этом уменьшается ширина межвалкового контакта

В результате исследований обобщенной модели (6), установлено, что наибольшее влияние на коэффициенты трения качения оказывают уровень контактных напряжений в межвалковом контакте и шероховатость бочки рабочих валков

Контактное напряжение, МПа

Рисч4 Зависимость коэффициента с от контактного напряжения (соот„ = 50 рад/с, Аш/Ьр = 2,5) при разной шероховатости бочек рабочих валков Яа 1 - 0,6 мкм, 2 -0,?мкм, 3-1,25 мкм

Шероховатость Яа, мкм

Рис 5 Зависимость коэффициента с от шероховатости бочек рабочих валков (£)оп/£)р=2,5, р0 =1000 МПа) при разных относительных скоростях вращения валков О)отн 1 - 25 рад/с, 2-50 рад/с, 3-75 рад/с

5. Исследование потерь энергии на трение качения в рабочих клетях широкополосных станов

5.1. Исследование влияния основных параметров прокатки на мощность трения качения

Исследовали влияние на долю потерь на трение качения (Л^-р К/М(В) относительных обжатий и удельных натяжений полосы, процедура которых заключалась в следующем один из параметров (обжатие, удельное натяжение) изменяли с определенным шагом, а другие оставляли постоянными Для исследования взяли прокатку полос максимальной (режим №1) и минимальной толщин (режим №2) на непрерывном пятиклетевом стане «1700»

1 Влияние на мощность трения качения относительного обжатия

С увеличением относительного обжатия увеличивается мощность трения качения между валками Л^, что, в первую очередь, обусловлено ростом контактных напряжений между полосой и рабочим валком и, в итоге, ростом усилия прокатки При этом доля потерь на трение качения от общих потерь на прокатку уменьшается в первых клетях непрерывного стана и увеличивается в чистовой клети.

Рекомендовано для уменьшения потерь на трение качения полностью загружать первую клеть стана производить максимально возможное обжатие В промежуточных клетях величина Л^ К/Мяв зависит от толщины прокатываемой полосы При прокатке по режиму №1 увеличение обжатия приводит к уменьшению доли потерь на трение качения, а при прокатке по режиму №2 -доля потерь изменяется незначительно В чистовой клети непрерывного стана дополнительное обжатие приводит к увеличению Л^ К/Мт

2 Влияние на мощность трения качения межклетевых натяжений

С увеличением заднего удельного натяжения мощность Л^ к увеличивается в первой клети непрерывного стана по причине большой отрицательной разности натяжений, в промежуточных и последней клетях мощность Л^ к уменьшается, такая же зависимость установлена и для отношения Nтp!JNl№ Следовательно, увеличив заднее натяжения полосы в промежуточных и последней клетях непрерывного стана, можно снизить долю потерь на трение качения

С увеличением переднего удельного натяжения мощность Л^ к уменьшается во всех клетях непрерывного стана Доля потерь на трение качения Nтpl¿N^1B (вследствие разной интенсивности роста величин Л^к и N„1) увеличивается Таким образом, увеличивая переднее натяжение, с общим уменьшением расхода электроэнергии (Л^да уменьшается), доля потерь на трение качения увеличивается

Представленные рекомендации не противоречат условиям чистоты поверхности полосы и экономии электроэнергии на непрерывных станах

5.2. Анализ влияния размеров и формы площадки межвалкового контакта на потери энергии на трение качения

Проведен анализ размеров и формы площадки упругого контакта между рабочим и опорным валками Ширина полосы контакта непостоянна по длине бочки, что связано с неравномерным распределением по длине бочки погонной

нагрузки Она зависит от соотношения диаметров бочек рабочего и опорного валков, от соотношения длины бочки валка к ширине прокатываемой полосы и от величины погонной нагрузки

Неравномерность ширины площадки межвалкового контакта вызывает не только увеличение ширины межвалкового контакта посередине и по краям бочек валков и, как следствие, увеличение потерь на трение качения, но и износ в указанных местах бочек рабочих и опорных валков

Получена регрессионная зависимость полуширины площадки межвалкового контакта от погонной нагрузки, отношения диаметров валков и соотношения ширины бочки валков и прокатываемой полосы, основанная на экспериментальных данных В П Полухина Ее анализ показал, что для предотвращения роста потерь на трение качения из-за увеличения межвалкового контакта необходимо обеспечивать по возможности более равномерное по длине бочек распределение погонной нагрузки, для чего целесообразно прокатывать полосы максимально возможной ширины

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1 Исходя из актуальной научно-технической задачи определения затрат энергии на трение качения в рабочих клетях широкополосных станов впервые разработаны алгоритм определения коэффициентов и мощности трения качения с использованием баз данных АСУ ТП действующих станов, а также методика определения этих величин в конструкторских и технологических расчетах Методика предусматривает, наряду с определением коэффициента трения качения «т», вычисление безразмерного коэффициента «с», характеризующего долю плеча трения качения от полуширины площадки межвалкового контакта

2 В результате апробации разработанной методики установлено

- при дрессировке значения безразмерного коэффициента «с» находятся в диапазоне 0,3 - 0,85, а величины коэффициентов трения качения «ш» - в диапазоне 0,4-1,1 мм,

- при холодной прокатке на непрерывном стане значения безразмерного коэффициента «с» находятся в диапазоне 0,12 - 0,8, а величины коэффициентов трения качения «от» - в диапазоне 0,9 - 3,2 мм,

- затраты энергии на трение качения могут достигать при дрессировке 60 -80 % и при холодной прокатке 30 - 50 % от суммарной мощности главного привода рабочих клетей.

3 Выполнен комплекс исследований на натурной модели валкового узла рабочей клети широкополосного прокатного стана, позволяющей определять коэффициенты трения качения в контакте валков при реальных условиях, соответствующих условиям действующих рабочих клетей Разработаны алгоритм и методика определения коэффициентов трения качения на этой модели

4 Сопоставление промышленных и полученных на натурной модели значений безразмерных коэффициентов трения качения показало, что расхождения этих значений составляют в среднем 4-6 %, а максимальные расхождения -12 - 15 %

5 Объединив базы данных действующих станов и натурной модели, получили регрессионную модель в виде зависимости безразмерного коэффициента трения качения ст значимых силовых, технологических и конструктивных параметров работы клети «кварто» Ее применение показало, что коэффициент трения качения увеличивается с ростом контактных напряжений, шероховатости валков и скорости их вращения и уменьшается с ростом отношения диаметров опорного и рабочего валков

6. В результате анализа трения качения в клетях «кварто» установлено, что мощность, затрачиваемая на этот процесс, зависит от комплекса параметров, главными из которых являются нормальное напряжение в контакте валков, относительная скорость вращения валков, шероховатость бочек рабочих валков, относительное частное обжатие, удельные заднее и переднее натяжения.

7 Предложено при определении установочной мощности привода рабочих клетей широкополосных станов отказаться от эмпирического коэффициента запаса (и=2-3), а использовать разработанную методику, при этом коэффициент трения качения вычислять с помощью обобщенной регрессионной модели (6), учитывающей конструктивные и технологические параметры стана

8 Полученные в работе результаты и предложенные рекомендации позволяют уточнить и оптимизировать затраты энергии на широкополосных станах.

Основное содержание диссертации опубликовано в работах

1 Э А Гарбер, С Н Самарин, В В Ермилов Определение затрат энергии на трение качения в клетях «кварто» // Производство проката - 2007 - № 2. - С 25

-32

2 Э А Гарбер, С Н Самарин, А И Трайно, В В Ермилов Моделирование трения качения в рабочих клетях широкополосных станов // Металлы - 2007 № 2 -С. 36-43

3 Э А Гарбер, С Н Самарин, В В Ермилов Определение затрат энергии на трение качения в клетях «кварто» на натурной модели валкового узла // Производство проката. — 2007 — №5—С 14-19

4 Э А. Гарбер, С.Н Самарин, М А. Тимофеева, В В Ермилов Определение коэффициентов трения качения в межвалковом контакте клетей дрессировочного стана // Вестник Череповецкого государственного университета - 2006 - № 2. -С 52-55

5 Э А. Гарбер, С Н Самарин, В В Ермилов Анализ размеров и формы площадки межвалкового контакта в клетях «кварто» листовых станов // Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства Материалы Международной научно-технической конференции - Череповец: ГОУ ВПО ЧГУ, 2006 - С. 153 - 157

6 Э А. Гарбер, С.Н Самарин, В В Ермилов Определение коэффициентов трения качения в межвалковом контакте клетей «кварто» // Автоматизация машиностроительного производства, технология и надежность машин, приборов и оборудования Материалы 2-й Международной научно-технической конференции. - Вологда ВоГТУ, 2006 - С 52-56

Введение.

Глава 1. Актуальность определения параметров трения качения в рабочих клетях широкополосных станов.

1.1. Проблема учета трения качения между валками в рабочих клетях широкополосных станов.

1.2. Анализ существующих исследований параметров трения качения для рабочих клетей широкополосных станов.

1.2.1. Теоретический анализ потерь на трение качения. Методика Третьякова А.В.

1.2.2. Экспериментальное исследование трения качения на натурных моделях Третьякова А.В., Бондюгина В.М.

Выводы по главе 1.

Глава 2. Определение затрат энергии на трение качения, исходя из технологических и энергосиловых параметров действующих станов

2.1. Методика расчета затрат мощности на трение качения в межвалковом контакте рабочих клетей широкополосных станов.

2.2. Апробация методики на действующих дрессировочном и прокатном станах холодной прокатки.

2.3. Анализ результатов, полученных на действующих станах.

Выводы по главе 2.

Глава 3. Разработка установки и методики определения коэффициентов трения качения на натурной модели валкового узла

3.1. Конструкция и принцип действия натурной модели.

3.2. Параметры подобия натурной модели валкового узла.

3.3. Методика проведения экспериментов по определению коэффициентов трения качения.

3.4. Метрологическое обеспечение экспериментов.

Выводы по главе 3.

Глава 4. Исследование коэффициентов трения качения на натурной

I модели и их анализ.

4.1. Основные принципиальные положения методики проведения экспериментов.

4.2. Последовательность проведения экспериментов.

4.3. Результаты исследования и их анализ.

4.4. Обобщенная модель безразмерного коэффициента трения качения.

Выводы по главе 4.

Глава 5. Исследование потерь энергии на трение качения в рабочих клетях широкополосных станов.

5.1. Исследование влияния основных параметров прокатки на потери энергии на трение качения.

5.1.1. Влияние на мощность трения качения относительного обжатия.

5.1.2. Влияние на мощность трения качения межклетевых натяжений.

5.2. Анализ влияния размеров и формы площадки межвалкового контакта на потери энергии на трение качения.

5.3. Обобщенный анализ результатов исследований

Выводы по главе 5.

Актуальность работы

При проектировании рабочих клетей широкополосных станов холодной прокатки, в частности, на этапе энергосилового моделирования, необходимо знать потери энергии на все виды трения, определяющие коэффициент полезного действия главного привода клетей. К числу этих потерь относятся потери энергии на трение качения между рабочими и опорными валками.

Отсутствие достоверных данных об этих потерях приводило к тому, что двигатели главного привода рабочих клетей имели двух-, трехкратный запас относительно расчетной мощности пластической деформации, это приводило к неэффективным капитальным затратам.

В производстве холоднокатаных листов этот вопрос приобрел актуальность в связи с тем, что, как показали исследования, выполненные в 2005-2006 гг., на трение качения расходуется значительная часть мощности главного привода, сопоставимая с мощностью пластической деформации. В работе [1] в результате прямых измерений затрат энергии при дрессировке холоднокатаных отожженных полос на одноклетевом стане «1700» установлено, что непосредственно на процесс дрессировки расходуется не более 21 % от фактической мощности, а остальная часть, превышающая полезную мощность в 2,5-7 раз, расходуется на сопутствующие затраты энергии, главным образом - на трение качения.

Вопрос о возможности уменьшения потерь на трение качения представляет практический интерес; его актуальность определяется необходимостью уменьшения затрат энергии при прокатке широкополосной стали на действующих станах и необходимостью планирования этих потерь при проектировании новых станов.

Анализ возможности уменьшения потерь энергии на трение качения был затруднен, поскольку промышленные данные об этих потерях в рабочих клетях непрерывных широкополосных станов в литературе последних десятилетий не jf публиковались. Также отсутствовали и достоверные экспериментальные данные о коэффициентах трения качения и затратах энергии на трение качения.

Наиболее детальное исследование трения качения в межвалковом контакте клети «кварто» было выполнено в 60-х гг. 20 века, но в силу ряда причин оно не может быть применено к условиям работы современных станов и технологии прокатки.

Одна из причин заключается в том, что коэффициент трения качения в расчетах принимался постоянным при разных скоростях валков и нормальных контактных напряжениях; также не учитывалось влияние на трение качения момента сил натяжений полосы. ^ Другой причиной является то, что при определении момента прокатки не учитывалось напряженное состояние в упругих участках очага деформации, длина которых на современных станах составляет 40 - 70 % от общей длины.

Кроме того, в использованных натурных моделях для определения коэффициентов трения качения не полностью соблюдались условия подобия реальному межвалковому контакту, при этом исследования проводились в виде однофакторных экспериментов, без учета взаимовлияния факторов.

По этим причинам до настоящего времени отсутствовали достоверные методика и модель для расчета параметров трения качения в межвалковом контакте рабочих клетей.

Из изложенного выше следует, что исследование трения качения в рабочих клетях широкополосных станов и создание модели параметров трения качения является весьма актуальной научно-технической задачей.

I Задачи работы

Задачами диссертационной работы являлись:

• разработка методики расчета затрат энергии на трение качения и коэффициентов трения качения, исходя из технологических и энергосиловых параметров действующих станов;

• разработка натурной модели валкового узла для непосредственного определения мощности и коэффициентов трения качения и проведение на ней комплекса исследований;

• разработка рекомендаций по уточнению затрат энергии на трение качения в рабочих клетях широкополосных станов с использованием новой методики расчета параметров трения качения.

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

1. Теоретические исследования:

1.1. Разработка методики расчета затрат энергии на трение качения и коэффициентов трения качения, исходя из технологических и энергосиловых параметров, имеющихся в АСУ ТП действующих станов;

1.2. Анализ факторов, влияющих на коэффициент трения качения для условий контакта валков широкополосных станов;

1.3. Определение критериев подобия валкового узла реальной клети широкополосного стана и натурной модели этого узла;

1.4. Разработка методики определения коэффициентов трения качения на натурной модели валкового узла;

1.5. Разработка регрессионной модели безразмерного коэффициента трения качения в функции наиболее важных энергосиловых, конструктивных и технологических параметров рабочей клети;

1.6. Исследование влияния основных энергосиловых и конструктивных параметров широкополосных станов на величину потерь мощности на трение качения.

2. Экспериментальные исследования:

2.1. Ввод в действие натурной модели валкового узла и проведение на ней экспериментов по определению коэффициентов трения качения;

2.2. Анализ экспериментально установленных особенностей трения качения в межвалковом контакте натурной модели.

3. Работы по совершенствованию методов проектирования оборудования:

Разработка на базе результатов исследований рекомендаций по уточнению затрат энергии на трение качения в рабочих клетях широкополосных станов.

Научная новизна

Научная новизна заключается в следующем.

1. Впервые разработаны алгоритм определения коэффициентов и мощности трения качения с использованием баз данных АСУ ТП действующих станов, и методика определения этих величин в конструкторских и технологических расчетах;

2. Впервые разработана достоверная регрессионная модель, определяющая зависимость безразмерного коэффициента трения качения от основных энергосиловых, конструктивных и технологических параметров широкополосных станов: нормального контактного напряжения, относительной скорости вращения валков, шероховатости бочек рабочих валков и соотношения диаметров валков;

3. Впервые получены реальные значения коэффициентов трения качения в межвалковом контакте и затрат мощности на трение качения в рабочих клетях «кварто»;

4. В результате анализа процесса трения качения рабочих и опорных валков в клетях «кварто» установлено следующее:

- затраты энергии на трение качения могут достигать при дрессировке 60 - 80 % и при холодной прокатке 30 - 50 % от суммарной мощности главного привода рабочих клетей;

- мощность, затрачиваемая на трение качения, зависит от комплекса параметров, главными из которых являются: нормальное напряжение в контакте валков, относительная скорость вращения валков, шероховатость бочек рабочих валков, относительное частное обжатие, удельные заднее и переднее натяжения.

Достоверность новых научных результатов подтверждена сопоставлением расчетных значений безразмерных коэффициентов трения качения, полученных на действующих станах, с этими коэффициентами, полученными на натурной модели валкового узла.

5. Предложены рекомендации для проектирования рабочих клетей широкополосных станов, позволяющие уточнить и оптимизировать затраты энергии на трение качения в этих клетях.

Методы исследования

Экспериментальные исследования трения 2-го рода (трения качения) проводились на специально сконструированной и изготовленной натурной модели валкового узла. Главным узлом натурной модели являлась пара валков, которая нагружалась необходимым усилием прижима. Скорость вращения приводного валка регулировалось в широком диапазоне двигателем постоянного тока. Имитация момента прокатки (тормозного момента) на приводном валке достигалась путем плавного изменения контактных касательных напряжений посредством нагружения этого валка тормозным моментом от генератора постоянного тока.

Проведены нескольких серий опытов. Серия состояла из 80-ти экспериментов; факторы эксперимента изменяли на нескольких уровнях в зависимости от принятого (возможного) диапазона варьирования.

В результате каждого из 80-ти экспериментов было получено значение коэффициента трения качения, соответствующее установленным параметрам работы натурной модели (факторам эксперимента). Эксперимент по определению коэффициента трения качения состоял из нескольких этапов.

Проведение нескольких этапов необходимо для того, чтобы вычленить из суммарных потерь мощности двигателя ту часть, которая расходуется на трение качения. На каждом этапе фиксировались все параметры работы натурной модели, по электрическим параметрам работы двигателя производился расчет промежуточных значений затрачиваемых им мощностей. По результатам этих ► этапов вычленялись потери мощности на трение качения и по формуле

Н.И.Колчина определялась величина коэффициента трения качения. Для учета масштабного фактора межвалкового контакта коэффициент трения качения выражался через безразмерный коэффициент трения качения.

Практическая ценность

1. Изложена методика, позволяющая за счет учета трения качения более точно, чем ранее, определять установочную мощность двигателей главного привода рабочих клетей широкополосных станов, соответственно обеспечить оптимизацию капитальных затрат при выполнении проектов, р 2. Результаты исследований ликвидируют существовавший до настоящего времени пробел в теории расчета энергосиловых параметров широкополосных прокатных станов.

Аннотация диссертационной работы по главам

В первой главе рассмотрена актуальность проблемы определения параметров трения качения в рабочих клетях широкополосных станов. Изложены результаты анализа существующих в литературе данных по исследованию трения качения, сделано заключение о невозможности их использования в конструкторской и технологической практике из-за того, что они не учитывают ряд существенных особенностей современных рабочих клетей широкополосных станов.

Вторая глава содержит методику расчета затрат мощности на трение качения в межвалковом контакте рабочих клетей широкополосных станов. В ^ главе приведена апробация методики по базам данных АСУ ТП действующих дрессировочного стана и непрерывного стана холодной прокатки. Получено достоверное регрессионное уравнение для расчета коэффициента «с» в функции основных параметров прокатки (дрессировки). Приведен анализ полученных результатов.

В третьей главе представлено описание конструкции и работы установки по определению коэффициентов трения качения. Определены параметры подобия натурной модели валкового узла: нормальное контактное напряжение, скорость вращения валков, отношение диаметров валков и др. Описана методика проведения экспериментов по определению коэффициентов трения качения.

В четвертой главе представлены исследования коэффициентов трения качения на натурной модели, выполнен анализ результатов исследования. Проведено сопоставление промышленной и экспериментальной регрессионных моделей безразмерного коэффициента трения качения, приведена обобщенная модель этого коэффициента.

В пятой главе показано влияние на мощность трения качения основных параметров прокатки. Приведены рекомендации, позволяющие уточнить и оптимизировать затраты энергии на трение качения в рабочих клетях широкополосных станов.

Апробация работы

Основные результаты работы докладывались на Международной научно-технической конференции «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» (г. Череповец, октябрь 2005 г.), на II Международной научно-технической конференции «Автоматизация машиностроительного производства, технология и надежность машин, приборов и оборудования» (г. Вологда, ноябрь 2006 г.).

Публикации

По материалам диссертации опубликовано 6 статей. Работа выполнялась в Череповецком государственном университете в 2004 - 2007 гг.

1. Актуальность определения трения качения в рабочих клетях широкополосных станов

Общие выводы по диссертации:

1. Исходя из актуальной научно-технической задачи определения затрат энергии на трение качения в рабочих клетях широкополосных станов разработана методика определения параметров трения качения в клетях «кварто», проведена апробация методики на промышленных станах, результаты сопоставлены с экспериментальными данными на натурной модели валкового узла, обеспечена возможность уточнения установочной мощности двигателей главного привода рабочих клетей на стадиях проектирования и реконструкции широкополосных станов.

2. Анализ известных методик расчета и экспериментального исследования параметров трения качения выявил их недостатки:

-они не учитывают зависимости коэффициента трения качения от скоростей вращения валков и уровня нормальных контактных напряжений;

- они не учитывают влияние на трение качения момента сил натяжений полосы;

- в них не полностью соблюдены условия подобия реальному межвалковому контакту, в частности, они не учитывают момент сопротивления (тормозной момент), имитирующий момент прокатки, а также влияние соотношения диаметров приводного и холостого валков;

-исследования проводились в виде однофакторных экспериментов, без учета взаимовлияния факторов, что также ограничивает возможности их практического использования.

3. Разработан алгоритм определения коэффициентов и мощности трения качения с использованием баз данных АСУ ТП действующих станов, а также методика определения этих величин в конструкторских и технологических расчетах, исключающая недостатки известных методов. Методика предусматривает, наряду с определением коэффициента трения качения «т», вычисление безразмерного коэффициента «с», характеризующего долю плеча трения качения от полуширины площадки межвалкового контакта.

4. В результате апробации разработанной методики установлено:

- при дрессировке значения безразмерного коэффициента «с» находятся в диапазоне 0,3 - 0,85, а величины коэффициентов трения качения - в диапазоне 0,4-1,1 мм;

- при холодной прокатке на непрерывном стане значения безразмерного коэффициента «с» находятся в диапазоне 0,12 - 0,8, а величины коэффициентов трения качения - в диапазоне 0,9 - 3,2 мм;

-затраты энергии на трение качения могут достигать при дрессировке 60 - 80% и при холодной прокатке 30 - 50 % от суммарной мощности главного привода рабочих клетей.

5. Выполнен комплекс исследований на натурной модели валкового узла рабочей клети широкополосного прокатного стана, позволяющей определять коэффициенты трения качения в контакте валков при реальных условиях, соответствующих условиям действующих рабочих клетей. Разработаны алгоритм и методика определения коэффициентов трения качения на этой модели.

6. Сопоставление промышленных и полученных на натурной модели значений коэффициентов трения качения показало, что расхождения этих значений составляют в среднем 4 - 6 %, а максимальные расхождения составляют 12 - 15 %.

7. Объединив базы данных действующих станов и натурной модели, получили регрессионную модель в виде зависимости коэффициентов трения качения от значимых силовых, технологических и конструкционных параметров работы клети «кварто». Ее применение показало, что коэффициент трения качения увеличивается с ростом контактных напряжений, шероховатости валков и скорости их вращения и уменьшается с ростом отношения диаметров опорного и рабочего валков.

8. Научная новизна работы заключается в следующем.

8.1. Впервые разработаны алгоритм определения коэффициентов и мощности трения качения с использованием баз данных АСУ ТП действующих станов, и методика определения этих величин в конструкторских и технологических расчетах.

8.2. Впервые разработана достоверная регрессионная модель, определяющая зависимость безразмерного коэффициента трения качения от основных энергосиловых, конструктивных и технологических параметров широкополосных станов: нормального контактного напряжения, относительной скорости вращения валков, шероховатости бочек рабочих валков и соотношения диаметров валков.

8.3. Впервые получены реальные значения коэффициентов трения качения в межвалковом контакте и затрат мощности на трение качения в рабочих клетях «кварто».

8.4. В результате анализа процесса трения качения рабочих и опорных валков в клетях «кварто» установлено, что мощность, затрачиваемая на трение качения, зависит от комплекса параметров, главными из которых являются: нормальное напряжение в контакте валков, относительная скорость вращения валков, шероховатость бочек рабочих валков, относительное частное обжатие, удельные заднее и переднее натяжения.

9. Предложено, при определении установочной мощности привода рабочих клетей широкополосных станов, отказаться от эмпирического коэффициента запаса («=2-3), а использовать разработанную методику, при этом коэффициент трения качения вычислять с помощью обобщенной регрессионной модели (4.6), учитывающей конструктивные и технологические параметры стана.

10. Полученные в работе результаты и предложенные рекомендации позволяют уточнить и оптимизировать затраты энергии на широкополосных станах.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Гарбер Э.А., Тимофеева М.А., Трайно А.И., Кожевникова И.А. к Моделирование энергосиловых параметров дрессировочных станов // Металлы.-2006.-№2.-С. 68-70.

2. Третьяков А.В. Теория, расчет и исследования станов холодной прокатки. М.: Металлургия. 1966 256 с.

3. Динамика и прочность прокатного оборудования. Ф.К. Иванченко, П.И. Полухин, М.А. Тылкин, В.П. Полухин. М.: Металлургия, 1970. 486 с.

4. Целиков А.И., Зюзин В.И. Современное развитие прокатных станов. М.: Металлургия, 1972. 399 с.

5. Прокатка на многовалковых станах. Полухин П.И., Полухин В.П., Пименов А.Ф. и др., М.: Металлургия, 1981. 248 с.t 6. Колчин Н.И. Механика машин: в 2 т. Т. 2. Л.: Машиностроение, 1972.-456 с.

6. Трение, изнашивание и смазка: Справочник. В 2-х кн./Под ред. И.В. Крагельского, В.В. Алисина. М.: Машиностроение, 1978 - Кн. 1.1978. - 400 с.

7. Коновалов Ю.В., Остапенко А.Л., Пономарев В.И. Расчет параметров листовой прокатки. Справочник. М.: Машиностроение, 1986. - 430 с.

8. Трение, смазка и износ в машинах. Костецкий Б.И. Киев: «Техника», 1970.-396 с.

9. Трение, износ и смазка (трибология и триботехника)/ А.В. Чичинадзе, Э.М. Берлинер, Э.Д. Браун и др. Под общ. ред. А.В. Чичинадзе. М.: Машиностроение, 2003. - 576 с.

10. Юденич В.В. Лабораторные работы по теории механизмов и машин. М.: Высшая школа, 1962. 216 с.

11. Красковский Е.Я. и др. Исследование трения качения на моделях валков. Сб. НИИТЯЖМАШа, Прокатные станы, Машгиз, 1965 345 с.

12. Гарбер Э.А. Станы холодной прокатки (теория, оборудование, технология). М.: ОАО «Черметинформация»; Череповец: ГОУ ВПО ЧТУ, 2004.-416 с.

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

14. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А. Энергосиловые параметры процесса холодной прокатки стальных полос толщиной менее 0,5 мм // Производство проката. 2002.- №3. - с. 13-18.

15. Боровиков В.П., Боровиков И.П. STATISTICA: Статистический анализ и обработка данных в среде Windows. М.: Издательский дом «Филин», 1998. -608 с.

16. Статистика: учебное пособие/ Харченко Л.П., Долженкова В.Г., Ионин у В.Г. и др. М.: ИНФРА-М, 2005. - 384 с.

17. Э.А. Гарбер, С.Н. Самарин, В.В. Ермилов. Определение затрат энергии на трение качения в клетях «кварто» // Производство проката. 2007. - № 2. -С. 25-32.

18. Э.А. Гарбер, С.Н. Самарин, А.И. Трайно, В.В. Ермилов. Моделирование трения качения в рабочих клетях широкополосных станов // Металлы. 2007. №2.-С. 36-43.

19. Гарбер Э.А., Ермилов В.В. Установка и методика экспериментального исследования трения качения в межвалковом контакте рабочих клетей1 листовых станов // Производство проката. 2005. - № 2. - С. 9 - 13.

20. Кравцов А.В. Электрические измерения. М.: Агропромиздат, 1988. -239 с.

21. Савчук В.П. Обработка результатов измерений. Физическая лаборатория. Ч 1: Учеб.пособие для студентов вузов. Одесса: ОНПУ, 2002. -54 с.

22. Э.А. Гарбер, С.Н. Самарин, В.В. Ермилов. Определение затрат энергии на трение качения в клетях «кварто» на натурной модели валкового узла // Производство проката. 2007. - № 4. - С. 25 - 32.

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

24. Полухин П. И., Железнов Ю.Д., Полухин В.П. Тонколистовая прокатка и служба валков. М.: Металлургия, 1967. 388 с.

25. Полухин В.П. Математическое моделирование и расчет на ЭВМ листовых прокатных станов. М.: Металлургия, 1972. 512 с.

26. Машины и агрегаты металлургических заводов. В 3 т. Т. 3. Машины и агрегаты для производства и отделки проката. Учебник для вузов/ Целиков

27. A.И., Полухин П.И., Гребенник В.М. и др. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Металлургия, 1988. - 680 с.

28. Айвазян С. А. Статистическое исследование зависимостей (применение методов корреляционного и регрессионного анализов к обработке результатов эксперимента). М.: Металлургия, 1968. - 326 с.

29. Статистика: учебное пособие / Харченко Л.П., Долженкова В.Г., Ионин

30. B.Г. и др.; Под ред. канд. экон. наук В.Г. Ионина. Изд. 2-е, перераб. и доп. -М.: ИНФРА-М, 2005. - 384 с.

31. Э.А. Гарбер, С.Н. Самарин, В.В. Ермилов. Анализ размеров и формы площадки межвалкового контакта в клетях «кварто» листовых станов // Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства:

32. Материалы Международной научно-технической конференции. Череповец: Северсталь, 2005. - С. 153 - 157.

33. Э.А. Гарбер, С.Н. Самарин, М.А. Тимофеева, В.В. Ермилов. Определение коэффициентов трения качения в межвалковом контакте клетей дрессировочного стана // Вестник Череповецкого государственного университета. 2006. - № 2. - С. 52 - 55.

34. Казакевич Г.С., Рудской А.И. Механика сплошных сред. Теория упругости и пластичности. СПб.: Изд-во СПбГПУ, 2003. 264 с.

35. Справочник по электрическим машинам: В 2 т. / Под общ. ред. И.П. Копылова и Б.К. Клокова. Т. 1. М.: Энергоатомиздат, 1988. - 456 с.

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

37. Артоболевский И.И. Теория механизмов и машин. М.: Наука. 1988. -640 с.

38. Н.В. Смирнов, И.В. Дунин-Барковский. Курс теории вероятностей и математической статистики для технических приложений. М.: Наука, 1969. -511с.

39. Пенегин С.В. Трение качения в машинах и приборах. М.: Машиностроение, 1976.-264 с.

40. Крагельский И.В., Виноградова И.Э. Коэффициенты трения. М., Машгиз, 1962.-220 с.

41. Турчак Л.И., Плотников П.В. Основы численных методов: Учебное пособие. М.: ФИЗМАТЛИТ, 2003. - 304 с.98