автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Моделирование и исследование мощности процесса холодной прокатки для экономии энергии на непрерывных широкополосных станах

Иа правах рукописи

НИКИТИН Дмитрий Иванович

МОДЕЛИРОВАНИЕ И ИССЛЕДОВАНИЕ МОЩНОСТИ ПРОЦЕССА ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ ДЛЯ ЭКОНОМИИ ЭНЕРГИИ НА НЕПРЕРЫВНЫХ ШИРОКОПОЛОСНЫХ СТАНАХ

Специальность 05.02.13 -Машины, агрегаты и процессы металлургического

производства

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Череповец - 2004

Работа выполнена в Череповецком государственном университете.

Научный руководитель

Научный консультант

Официальные оппоненты

Ведущая организация

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

- кандидат технических наук Шадрунова Ирина Александровна

- доктор технических наук, профессор, заслуженный деятель науки РФ Дурнев Василий Дмитриевич

- кандидат технических наук Гончарский Аркадий Александрович

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

Защита диссертации состоится «14» мая 2004 г. в 14 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 « 8 » апреля 2004 г.

Ученый секретарь диссертационного совега

Никонова Е.Л.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы

Холодная прокатка широких стальных полос требует больших энергетических затрат, так как металл, деформируемый в холодном состоянии, имеет значительное сопротивление деформации, из-за наклепа изменяющееся от 250-300 МПа до 600-800 МПа. Суммарное обжатие на современных станах холодной прокатки достигает 75-85 %, а скорости -25-35 м/с. Эти условия требуют оснащения непрерывных станов двигателями главного привода с суммарной установочной мощностью 20000-40000 кВт и ежесуточным расходом электроэнергии, измеряемым сотнями тысяч киловатт-часов. Доля электроэнергии в расходах по переделу при производстве холоднокатаных полос и листов достигает 20 %, поэтому снижение энергозатрат в процессах холодной прокатки является одной из приоритетных задач листопрокатного производства.

Решение этой задачи возможно за счет оптимизации технологических режимов и конструктивных параметров станов холодной прокатки, для чего необходима достоверная методика расчета мощности процесса прокатки.

Методики расчета мощности, наиболее распространенные в конструкторской и технологической практике, создавались в середине 20 века, применение их для современных станов с изменившимися технологическими режимами и сортаментом приводит к погрешностям, достигающим 30-50 % и более относительно фактической мощности.

Столь значительные погрешности этих методик объясняются тем, что они не учитывают влияния на работу холодной прокатки напряженного состояния металла в упругих участках очага деформации, протяженность которых на современных станах достигает 30-40 % от общей длины дуги контакта, и, кроме того, пренебрегают работой переменных сил трения по длине очага деформации.

Учитывая изложенное, разработка достоверной методики расчета мощности холодной прокатки, обладающей минимальной погрешностью относительно данных измерений - актуальная научно-техническая задача.

Задачи работы

Задачами диссертационной работы являлись:

• разработка новой методики расчета мощности процесса холодной прокатки, учитывающей напряженное состояние металла как в пластических, так и в упругих участках очага деформации и работу сил трения, переменных по длине дуги контакта;

• промышленная апробация на действующих станах разработанной методики с целью оценки ее точности и достоверности;

• исследование с помощью разработанной методики влияния основных параметров стана и процесса прокатки на мощность прокатки;

• разработка оптимизированных режимов холодной прокатки для непрерывных станов по критерию минимизации затрат энергии;

• использование новой методики расчета мощности для определения конструктивных параметров валкового узла, обеспечивающих экономию энергии в рабочих клетях непрерывных станов.

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

1. Теоретические исследования:

• разработка новой методики расчета мощности процесса холодной прокатки;

• оценка достоверности разработанной методики путем статистической обработки результатов сопоставления данных измерений и расчетов мощности прокатки;

• компьютерное исследование влияния основных параметров стана и процесса прокатки на мощность прокатки;

• получение зависимостей мощности прокатки от факторов технологического процесса непрерывного стана.

2. Работы по совершенствованию оборудования и технологических процессов:

• разработка способа холодной прокатки на непрерывном стане, снижающего энергозатраты посредством корректировки технологических параметров;

• обоснование целесообразности использования на непрерывных станах холодной прокатки рабочих клетей с уменьшенным в 2,5-3 раза диаметром бочки рабочих валков по сравнению с существующими клетями.

3. Экспериментальные исследования:

• проведение промышленных исследований технологических и энергосиловых параметров на действующем 5-ти клетевом стане «1700» с целью получения экспериментальных данных о фактических режимах прокатки и расходах энергии;

• промышленная проверка на стане эффективности способа холодной прокатки, обеспечивающего снижение энергозатрат посредством корректировки технологических параметров.

Научная новизна

Научная новизна заключается в следующем: 1. Разработана новая методика расчета мощности процесса холодной прокатки, которая имеет следующие отличия от известных методик:

учитывает работы сил, возникающих в очаге деформации под в о з д с 1как нормшпянж; такчг касательных г н ы х напряжений;

* ¡ипопс.*** !

4 »т;'«^»«,:? {

■ Г-5 «

• раздельно учитывает работы сил, направленных вдоль оси прокатки и перпендикулярно к этой оси на каждом из упругих и пластических участков очага деформации;

• учитывает противоположное направление касательных напряжений в зонах отставания и опережения.

2. В результате исследований новой методики расчета мощности процесса холодной прокатки установлено:

• в зонах опережения пластического и второго упругого участков валки не совершают работу, напротив: полоса возвращает валкам часть энергии, полученной ею при прохождении первого упругого участка и зоны отставания пластического участка. При отсутствии в очаге деформации зоны опережения указанного возврата части энергии от полосы к валкам не происходит;

• преобладающее влияние на величину мощности прокатки положений нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей, изменяемых путем перераспределения между клетями обжатий и натяжений;

• зависимости мощности прокатки от коэффициента трения и заднего натяжения носят качественно иной характер, чем зависимости от этих параметров контактных напряжений и усилий прокатки: при увеличении коэффициента трения и заднего натяжения мощность прокатки может увеличиваться, уменьшаться или оставаться неизменной, в зависимости от изменения соотношений между протяженностями зон отставания и опережения в очаге деформации.

3. Анализ структурных составляющих удельной работы прокатки показал, что эту работу совершают только касательные контактные напряжения в очаге деформации, причем свыше 99,5 % всей работы приходится на долю проекций касательных напряжений на ось прокатки. Следовательно, формула Финка непригодна даже для приближенного расчета мощности, так как ее использование противоречит физической сущности процессов, происходящих в очаге деформации.

Практическая ценность

1. Новая методика расчета мощности процесса холодной прокатки реализована в виде компьютерной программы и апробирована на широком спектре промышленных режимов непрерывного стана, при этом со статистической достоверностью установлено, что погрешности расчета по новой методике в 5-7 раз меньше погрешностей расчета по наиболее распространенным из методик, используемым в конструкторской и технологической практике.

2. Разработан и оформлен в виде заявки на патент РФ способ холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающий снижение энергозатрат на 4-8 % посредством целенаправленной корректировки технологических параметров (перераспределение частных обжатии и натяжений между клетями).

3. С использованием новой методики расчета мощности холодной прокатки проанализированы зависимости энергозатрат непрерывного широкополосного стана от диаметра рабочих валков. При этом установлено, что уменьшение диаметра рабочих валков до 200 мм обеспечивает существенную экономию электроэнергии, составляющую, в зависимости от сортамента, 5-40 %. Эти результаты целесообразно учитывать при конструировании новых и реконструкции действующих станов.

Апробация работы

Основные результаты работы докладывались на научно-технической конференции «Теория и практика производства листового проката» (г. Липецк, март 2003 г.), на V конгрессе прокатчиков (г. Череповец, октябрь 2003 г.) и на IV Международной научно-технической конференции «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» (г. Череповец, декабрь 2003 г.).

Публикации

По материалам диссертации опубликовано 6 статей, подготовлена одна заявка на изобретение.

Структура и объем диссертации

Диссертация состоит из введения, 5 глав, заключения, списка литературы из 50 наименований. Объем диссертации составляет 88 страниц машинописного текста, 22 рисунка, 19 таблиц и приложения.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1. Состояние проблемы

Проанализированы наиболее известные методики расчета мощности холодной прокатки (А.И. Целикова, И.М. Павлова, А.В. Третьякова, И.А. Тиме, В.Н. Выдрииа и др.).

Наибольшее распространение в конструкторской и технологической практике получили методики, основанные на использовании формулы Финка, согласно которой удельную работу прокатки определяют как произведение среднего значения нормального контактного напряжения на логарифмическую относительную деформацию полосы по толщине.

Оценка погрешности этих методик в литературе последних десятилетий не публиковалась.

Выполненное нами сопоставление мощности прокатки, определенной по данным контроля электрических параметров двигателей главного привода непрерывных станов холодной прокатки, с мощностью, рассчитанной с использованием формулы Финка, показало, что средняя погрешность

б

расчета по этой формуле составляет 30-40 %, а максимальная достигает 100%.

Анализ причин столь значительных погрешностей показал, что они объясняются следующими недостатками известных методик расчета мощности:

1. Отсутствием учета влияния на работу прокатки касательных контактных напряжении, направления которых в зонах отставания и опережения очага деформации противоположны.

2. Принятым допущением о перпендикулярности нормальных контактных напряжений к оси прокатки, хотя на самом деле они направлены под некоторыми углами к оси, меняющимися по длине очага деформации.

3. Пренебрежением изменениями контактных напряжений в упругих участках очага деформации, в которых не действует условие пластичности.

В основу разработанной методики расчета мощности положена упруго-пластическая модель очага деформации и выражения для расчета средних значений нормальных контактных напряжений, предложенные и обоснованные в работах Э. А. Гарбера и И. А. Шадруновой.

2. Разработка попон методики расчета мощности процесса холодной прокатки

Вывод новых формул расчета мощности выполнен, исходя из следующих положений:

1. Учет работы сил, возникающих в очаге деформации под воздействием как нормальных, так и касательных напряжений;

2. Раздельный учет работы сил, направленных вдоль оси прокатки и перпендикулярно к этой оси;

3. Учет противоположного направления касательных напряжений в зонах отставания и опережения;

4. Вычисление составляющих удельной работы прокатки отдельно для каждого из упругих и пластических участков очага деформации, с использованием выражений для расчета средних значений нормальных контактных напряжений на этих участках

В качестве касательных напряжений на каждом из участков приняты их средние значения, вычисляемые согласно закону трения:

где - номер участка;

ц< - коэффициент трения в очаге деформации ьй рабочей клети (для определения коэффициента трения использовали модифицированную формулу А.П. Грудева).

Изменение условного предела текучести в функции суммарного относительного обжатия описывали формулой А.В. Третьякова:

где - условный предел текучести полосы в исходном состоянии;

А и В -эмпирические величины, определяемые пластическими

свойствами стали.

Для вычисления удельных работ прокатки, совершаемых нормальными и касательными силами на каждом участке, в соответствии с расчетной схемой (рис. 1), находят проекции каждого из напряжений ^д^на ось прокатки и

на направление, перпендикулярное этой оси, а затем от проекций напряжений переходят к проекциям соответствующих сил и, определив с помощью интегрирования для каждого участка путь соответствующей горизонтальной или вертикальной силы, вычисляют соответствующие удельные работы прокатки.

В качестве примера указанных преобразований ниже приведен вывод формул составляющих удельной работы прокатки для третьего участка очага деформации.

На расстоянии х от начала координат (рис. 1) выделен элемент протяженностью с/х по оси х. При ттлпгатср. толщина полосы в пределах этого элемента изменяется от до Их , т.е. обжатие составляет с/Л,.

Определим по отдельности работу горизонтального и вертикального смещения материала полосы, имеющей длину на выходе из валков и конечную толщину

Согласно закону постоянства объема:

где - длина, которую имеет полоса при прохождении через сечение с координатой х (при отсутствии уширения).

Работа вертикального смещения полосы в пределах выделенного элемента совершается каждым валком на пути при этом силы

вертикального смещения представляют собой произведения вертикальных проекции напряжений р3в на соответствующую площадь. Площадь

действия для этих напряжений равна: - ширина полосы,

т.к. через выделенный элемент проходит при прокатке вся полоса длиной , а поверхность контакта ее с валком отклонена от оси прокатки на угол

(2)

Рис. 1. Расчетная схема для определения мощности процесса холодной прокатки: Х\ущ, - длина первого упругого участка; -А^ от<:т - длина пластического участка, находящегося в зоне отставания; ХПЛ01кр - длина пластического участка, находящегося в зоне опережения; Xj - длина второго упругого участка; а - угол захвата полосы валками; Р - угол выхода полосы из валков; }ц.\ - толщина полосы на входе в клеть; Л|упр - толщина полосы в конце первого упругого участка; Л„ - толщина полосы в нейтральном сечении; Ihynp - толщина полосы в начале второго упругого участка; h¡ — толщина полосы на выходе из клети.

При определении работы прокатки необходимо учесть, что вертикальная составляющая касательного напряжения TJt действует в направлении, противоположном обжатию полосы, поэтому работа вертикального смещения со стороны одного валка при прохождении всей полосы через выделенный элемент составит:

(3)

С учетом расчетной схемы рис. 2 и закона трения (1) имеем:

Рз. = Pj cosY2; т„ = sin %. (4)

Подставив (2) и (4) в (3), после несложных преобразований получим выражение для работы вертикального смещения, совершаемой в пределах выделенного элемента двумя валками:

где V = //;£,£ - объем полосы.

Следовательно, удельная работа вертикального смещения полосы в зоне опережения будет равна:

Удельную работу горизонтального смещения полосы в зоне опережения определяют с помощью аналогичных преобразований:

Удельная работа прокатки равна:

Полученные выражения удельных работ прокатки, совершаемых валками на каждом из участков очага деформации, приведены в табл. 1.

Как видно из табл. 1, удельные работы прокатки на первом упругом участке и в зоне отставания положительные, а в зоне опережения и на втором упругом участке (при наличии зоны опережения) - отрицательные. Это значит, что в зонах опережения пластического и второго упругого участков валки не совершают работу, напротив: полоса возвращает валкам часть энергии, полученной ею при прохождении первого упругого участка и зоиы отставания пластического участка. Если же весь очаг деформации представляет собой зону отставания, то па всех участках работа прокатки положительная, т.е. «перекачивания» части энергии от валков к полосе и обратно не происходит.

Таблица 1

Расчетные формулы удельных работ прокатки полосы, совершаемых валками на каждом участке очага деформации

Номер участка Обозначение удельной работы прокатки Расчетная формула

1 Участок упругого сжатия полосы на входе в очаг деформации а, = \х,р, \ А,

2 Зона отставания пластического участка Ъ = \ , 1}1гпр „.

3 Зона опережения пластического участка а} = / N {<8а/2 ) / к 1)1 Кпр

2-3 Пластический участок, состоящий только из зоны отставания (зона опережения отсутствует) а:-з = У-ЛЬ- г * 1 у+'хУ ■ч , ^И-пр 1п ) Ь"?

4 Второй упругий участок (упругого восстановления части толщины полосы) а) при наличии зоны опережения:

б) при отсутствии зоны опережения:

Удельная работа прокатки полосы при прохождении ее через валки ьй клети ап . представляет собой сумму удельных работ, указанных в табл. 1:

а) при наличии зоны опесежения:

а„Р, =а1+а2+а}+а4М, (8)

б) при отсутствии зоны опепежения:

=а1+а2-}+а,(6). (9)

причем в формуле (8) величины а,, а} положительные, а величины а а4(а) отрицательные, а в формуле (9) все величины положительные.

Мощность прокатки полосы в ьй клети вычисляют по формуле:

Мя,=аяру„ (10)

где Ыяр, - мощность прокатки в i-й клети, МВт;

V, - объем полосы, прокатываемой в единицу времени, м3/с.

3. Исследование достоверности попой методики расчета мощности холодной прокатки

Достоверность новой методики, изложенной в п. 2, проверяли путем сопоставления расчетных и измеренных значений мощности двигателей на 5-тн клетевом стане «1700» производства холоднокатаного листа ОАО «Северсталь» и статистического анализа погрешностей расчета -расхождений между рассчитанными и измеренными значениями мощности.

Для этого, используя имеющуюся в АСУТП стана информацию о технологических и энергосиловых параметрах, создали базу данных о параметрах 50 режимов прокатки широкого диапазона профилеразмеров холоднокатаных полос. С учетом числа рабочих клетей, общее количество данных, использованных для сопоставления расчетов и измерений, составило 250. Сводные данные об исследованных марочном и профильном сортаментах представлены в табл. 2.

Таблица 2

Марочный и профильный сортаменты

Марочный сортамент Профильный сортамент

08ПС, БРСС, БЛЕ 1006, 08Ю Ширина, мм Толщина подката, мм Толщина проката, мм

865-1550 1,8-4,0 0,4-1,2

Главный привод каждой клети стана состоит из двух 2-х якорных двигателей постоянного тока с независимым возбуждением, характеристики которых представлены в табл. 3.

Параллельно с расчетом по новой методике мощность прокатки определяли по наиболее распространенной из известных методик, основанной па формуле Финка. Расчетную мощность двигателей

определяли по расчетной мощности прокатки, с учетом потери и передаточных механизмах глапных липни.

Таблица 3

Характеристика двигателей глапных приводов

Наименование Передаточное Паспортная Номинальное Номинальная

механизма число мощность, напряжение, сила тока

редуктора кВт В якоря.А

1 -я клеть 1 2*2000 2*930 2*2300

2-я клеть 0,78 2*2000 2*930 2*2300

3-я клеть 0,63 2*2000 2*930 2*2300

4-я клеть 0,52 2*2000 2*930 2*2300

5-я клеть 0,42 2*2000 2*930 2*2300

Значения мощности двигателей, рассчитанные для всех фактических режимов прокатки по двум методикам, были сопоставлены с фактическими Nде.ф.1■ В результате получили статистические ряды погрешностей расчета мощности двигателей, содержащие 250 членов.

Результаты сопоставления расчетных и фактической мощностей двигателей рабочих клетей 5-ти клетевого стана «1700» при холодной прокатке малоуглеродистой стали марки SAE 1006 толщиной 0,66 мм, шириной 1224 мм приведены в качестве примера в табл. 4.

Таблица 4

Результаты сопоставления расчетной и фактической мощности двигателей 5-ти клетевого стана «1700»

Е О/, N>ц.расч.1у paC4.fr

с 5 % МПа МПа кВт кВт % кВт %

¿1

1 24,0 57 157 1146 1417 23,65 1191 3,84

2 22,37 157 163 3043 1351 55,60 3304 8,58

3 26,27 163 171 3893 1952 49,86 4221 8,43

4 20,69 171 184 2900 1517 47,69 2917 0,59

5 4,35 184 40 2054 351 82,91 2355 14,65

В табл. 4 обозначены: ЛЛ^.ф,,,,,,, - погрешность расчета мощности по методике Финка относительно фактической мощности двигателей; Л№гв.Расч.1 - погрешность расчета по новой методике.

Ряды погрешностей расчета мощности двигателей были обработаны с помощью программного пакета «STATISTICA».

Рис. 2. Гистограмма распределения погрешностей расчета мощности прокатки по новой методике

Рис. 3. Гистограмма распределения погрешностей расчета мощности прокатки по методике, основанной на формуле Финка

Статистические распределения погрешностей представлены на рис. 2 и 3.

Анализ полученных данных позволил сделать следующие выводы.

1. При расчете мощности прокатки по новой методике максимальная погрешность составила 14,92 %. В 41,2 % случаев расхождения расчетных и измеренных значений мощности прокатки не превысили 5 %. В 32,4 % случаев погрешность составила свыше 5 %, по менее 10 %. :

2. При расчете мощности прокатки по методике, основанной на формуле Финка, максимальная погрешность расчета составила 94,78 %. В большей части случаев (85,6 %) погрешность расчета превысила 20 %.

3. Среднее кпадратическос отклонение погрешности расчета мощности прокатки составило:

- по новой методике - 4,4 %, то есть основная масса погрешностей (приблизительно 69,2 %) лежит в интервале 2,34 - 11,14 %;

- по методике, основанной на формуле Финка - 23,52 %, то есть основная масса погрешностей (приблизительно 65,6 %) лежит в интервале 25,44 -72,48 %.

Таким образом, средняя погрешность расчета по новой методике оказалась в 7 раз меньшей, чем по методике, основанной на формуле Финка, а среднее квадратическое отклонение в 5,3 раза меньшим.

Столь значительное увеличение точности расчета достигнуто за счет того, что новая методика в отличие от методики, основанной на формуле Финка, учитывает работу как нормальных, так и касательных сил на каждом упругом и пластическом участке очага деформации, совершаемую вдоль оси прокатки и перпендикулярно к этой оси, а также разные знаки работ, совершаемых вдоль оси прокатки в зонах отставания и опережения.

4. Исследование влияния основных параметров стана н процесса холодной прокатки на мощность холодной прокатки

Представляет интерес компьютерное исследование с помощью разработанной методики влияния параметров стана и процесса прокатки на мощность прокатки.

Процедура проведения указанных исследований заключалась в следующем: один из параметров изменяли с определенным шагом, а другие оставляли постоянными; производили эиергосиловой расчет и фиксировали зависимости мощности прокатки от изменяемого параметра. Таким методом исследовали влияние на мощность прокатки коэффициента трения, переднего и заднего натяжений. При исследовании влияния на мощность относительного обжатия изменяли и коэффициент трения, поскольку для его расчета использовали модифицированную формулу А. П. Грудева (одним из параметров, входящих в эту формулу, является частное обжатие).

Диапазоны параметров режима прокатки приняты на основании анализа базы данных действующего 5-ти клетевого стана «1700».

Исследованы режимы прокатки в клетях №№ 1, 3 и 5 (см. табл. 5), клети №№ 2 и 4 были исключены, поскольку они являются промежуточными, а условия прокатки в них похожи на условия в клети № 3.

Для определения положения нейтрального сечения в очаге деформации /-и клети и характеристики доли зоны отставания от общей протяженности пластического участка использовали параметр

где Хнлсст- длина зоны отставания;

-Гщ, - полная длина пластического участка.

Ниже изложены основные результаты указанных исследований.

Таблица 5

Режимы прокатки, для которых выполнены исследования

£ 7. Л Марка стали, ширина, конечная толщина полосы, мм £ 6 r; « м/с . h,.„ MM h„ MM 1. МПа МПа б/р

1 0810 b =1000 hs = l,5 1 2 3 4 5 3,76 5,08 6,64 8,28 8,55 4,648 3,443 2,601 1,997 1,580 3,443 2,601 1,997 1,580 1,522 32 141 143 149 159 141 143 149 159 42 0,0548 0,0241 0,0235 0,0231 0,0784

2 0810 b =1445 h5 =0,9 1 2 3 4 5 2,96 4,25 5,71 7,74 8,06 2,971 2,297 1,639 1,201 0,968 2,297 1,639 1,201 0,968 0,908 33,5 156 166 170 177 156 166 170 177 43 0,0553 0,0348 0,0334 0,0315 0,0659

3 08ПС b =1225 h} =0,57 1 2 3 4 5 5,12 7,21 9,78 13,3 14,1 2,127 1,505 1,060 0,758 0,476 1,505 1,060 0,758 0,576 0,569 59,9 187 192 190 180 187 192 190 180 43 0,0542 0,0331 0,0322 0,0311 0,0594

4 STB b =1010 hs =0.3 1 2 3 4 5 3,16 4,46 6,72 10,1 11,0 1,826 1,148 0,708 0,471 0,309 1,148 0,708 0,471 0,309 0,304 84 176 192 210 227 176 192 210 227 42 0,0614 0,0360 0,0338 0,0330 0,0444

4.1. Влияние на мощность прокатки коэффициента трепня

Зависимости мощности прокатки от коэффициента трения представлены на рис. 4. Они показывают, что традиционное представление о росте мощности прокатки при увеличении коэффициента трения, вытекающее из методик расчета мощности, основанных на формуле Финка, нуждается в пересмотре.

Из графиков рис. 4 видно, что в клетях №№ 1 и 5 мощность прокатки от коэффициента трения почти не зависит, в клети №3 при прокатке полос толщиной 0,9 мм эта заппепмость пмсегг максимум при значении |л3=0,025, и

лишь при прокатке полос толщиной 0,3 мм кривая N¡"/(^3) носит традиционный характер: мощность растет с увеличением коэффициента трения.

Рис. 4. Влияние коэффициента трения на мощность прокатки

Столь сложный характер влияния коэффициента трения на мощность прокатки объясняется тем, что при изменении коэффициента трения меняется соотношение между длинами зон отставания и опережения в очаге деформации. Если в очаге деформации отсутствует зона опережения (клеть № 3, режим № 2, ц<0,025), мощность прокатки с ростом коэффициента трения существенно возрастает. При дальнейшем увеличении коэффициента трения в очаге деформации появляется нейтральное сечение, и весь второй упругий участок оказывается в зоне опережения. В результате в структуре удельной работы прокатки появляются два отрицательных члена: а] и , что приводит к скачкообразному уменьшению мощности. При дальнейшем увеличении коэффициента трения (ц>0,03) на величину мощности прокатки

действуют два противоположных фактора: в зоне отставания удельная работа прокатки растет, а в зоне опережения, длина которой увеличивается, все большая часть работы прокатки возвращается от полосы валкам, уменьшая мощность, в результате мощность прокатки остается практически постоянной.

Аналогичные процессы с ростом коэффициента трения происходят в клетях №№ 1 и 5, в очагах деформации которых нейтральные сечения имеются во всем диапазоне коэффициентов трения.

4.2. Влияние на мощность прокатки относительного обжатия

Как видно из графиков, представленных на рис. 5, с ростом обжатия

мощность прокатки увеличивается во всех клетях при всех режимах

прокатки.

Рис. 5. Влияние частных обжатий в клетях на мощность прокатки

Эта закономерность качественно не противоречит зависимостям мощности от обжатий, вытекающим из формул Финка, однако, интенсивность увеличения мощности существенно зависит от толщины полосы и степени деформации:

- при А3=1,5 мм в клети № 3 с увеличением обжатия в 3 раза мощность прокатки увеличилась в 2,5 раза.

- при //5=0,3 мм в клети № 5 с увеличением обжатия в 5 раз мощность прокатки увеличилась лишь в 1,3 раза.

4.3. Влияние па мощность прокатки межклетевых натяжений

Зависимости мощности прокатки от заднего (ая) и переднего (о<) удельных натяжений представлены на рис. 6 и 7.

N1, кВт

3200 3000 2800 2600 2400 2200 2000 1800 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200

У /

/ / /

/ / / V

/ / / /

/ / / /

/ / I

/ / -Клеть №1

/" / /

/ /

/ /

/ /

/ / , Клеть №1

/ г

-Клоть № 5

, Клеть № 3

■ Клеть N»3

■Клеть №5

0,1 Сол

0,2с«

О.Зс.,1 СИ, МПа

режим №1 (Ь|>1,5 мм) режим №4 (Ьа=0,3мм)

Рис. 6. Влияние заднего натяжения на мощность прокатки

Из графиков (рис. 6) видно, что зависимости мощности прокатки от заднего удельного натяжения полосы имеют принципиальные отличия от взаимосвязей между этими параметрами, вытекающих из классических методик расчета мощности, основанных на формуле Финка. Согласно этим методикам, при увеличении удельных натяжений мощность прокатки уменьшается, т.к. уменьшается величина среднего удельного давления.

Рис. 7. Влияние переднего натяжения на мощность прокатки

Новая методика в отношении заднего натяжения дает прямо противоположный результат: с его ростом мощность прокатки не уменьшается, а, как правило, увеличивается. Это объясняется тем, что на величину мощности большее влияние, чем значение оказывает

изменение соотношения между длинами зон отставания и опережения в очаге деформации, фактор, который методики, основанные на формуле Финка, не принимают во внимание. С ростом заднего натяжения растет длина зоны отставания за счет сокращения длины зоны опережения, в результате, несмотря на уменьшение величины суммарные затраты энергии на прокатку возрастают.

Если увеличение заднего натяжения привело к полному исчезновению зоны опережения (как это произошло в клети № 3 при прокатке полосы толщиной 1,5 мм при ©¡.1=02=0,200,2, (см. рис. 6), то при дальнейшем, увеличении заднего натяжения мощность прокатки не растет, а снижается, так как фактор изменения соотношения между длинами зон отставания и опережения прекращает свое действие: это соотношение достигло предела и остается далее постоянным.

В отличие от заднего натяжения, влияние на мощность прокатки переднего натяжения (рис. 7) качественно такое же, как и при расчете по классическим методикам: с ростом переднего натяжения мощность прокатки уменьшается, однако темпы снижения мощности при расчете по новой методике на порядок более высокие.

Как видно из рис. 7 (режим №1, клеть №5) при увеличении Oj от 0,1оо,з до 0,2со,2, т.е. в 2 раза, мощность прокатки в пятой клети уменьшается с 1400 кВт до 400 кВт, т.е. в 3,5 раза, а при дальнейшем увеличении Oj до 0,3оод мощность прокатки становится отрицательной (-711 кВт), т.е. двигатель 5-й клети начинает работать в генераторном режиме, процесс прокатки осуществляется силой переднего натяжения, создаваемой моталкой.

Такое значительное влияние переднего натяжения на мощность прокатки объясняется тем, что оба фактора, в наибольшей степени определяющих мощность - изменение величины рср и соотношение между длинами зон отставания и опережения - при росте переднего натяжения в 5-й клети действуют в одном направлении, их эффект суммируется: рср уменьшается, а длина зоны опережения растет. Если второй фактор (соотношение длин указанных зон) не действует, темп снижения мощности под воздействием уменьшения pq, многократно уменьшается. Об этом свидетельствует график изменения мощности в третьей клети при прокатке полосы толщиной hj=l,5 мм (режим №1, рис. 7). При увеличении переднего натяжения от 0,1со,2 ДО 0,2оо.2, т.е. в 2 раза, мощность прокатки в этой клети уменьшилась всего на 3,5 %, так как в указанном диапазоне натяжений зона опережения отсутствует (на изменение мощности действует только величина рср). При дальнейшем увеличении натяжения от 0,2оо.2 до О.Зоод, т.е. в 13 раза, мощность прокатки уменьшилась на 58 % ( в очаге деформации появилось нейтральное сечение и темп уменьшения мощности многократно возрос).

4.4. Анализ соотношений междуработами сил, создаваемых нормальными и касательными напряжениями а очаге деформации

Этот вопрос представляет большой теоретический интерес, он важен для понимания механизма реализации работы процесса холодной прокатки и уточнения методики энергосилового расчета станов.

Анализ структуры формул для расчета удельной работы прокатки, позволяет сделать следующие выводы:

1. Удельную работу прокатки совершают только касательные напряжения, действующие в очаге деформации, а нормальные напряжения работу прокатки непосредственно не совершают. Их роль состоит лишь в том, что от их величины зависит величина касательных напряжений.

2. Свыше 99,5 % всей работы прокатки совершают горизонтальные составляющие касательных напряжений, а работой их вертикальных составляющих можно пренебречь.

Для иллюстрации этих выводов в табл. 6 приведены результаты расчета составляющих удельной работы прокатки, совершаемых нормальными напряжениями (вертикальной арг и горизонтальной арг) и касательными напряжениями (вертикальной а„и горизонтальной сг„). Как видно из таблицы, работы, совершаемые вертикальной и горизонтальной составляющими нормальных контактных напряжений, взаимно компенсируют друг друга.

Таблица б

Значения удельных второй работ для клети стана (режим №2, табл. 5)

Первый упругий участок Пластический участок в зоне опережения

МДж/м3 0,00035 арг, МДж/м3 10,74095

ар,, МДж/м3 0,60833 аи, МДж/м3 -0,00619

°хг • ИЦж/м3 0,78050 , МДж/м3 -13,78085

ар1, МДж/м3 -0,60833 арг, МДж/м3 -10,74095

Пластический участок в зоне отставания Второй упругий участок

я,., МДж/м3 0,09397 ар„ МДж/м3 -0,59854

а,., МДж/м3 162,95344 аи, МДж/м3 -0,000013

аи, МДж/м3 209,07234 арг, МДж/м3 0,59854

арг, МДж/м3 -162,95344 аи, МДж/м3 -20,35025

Сумма рные значения удельных работ

аи • 0,09 ар> • МДж/м3 МДж/м5 173,70 175,72 МДж/м5 арг> -173,70 МДж/м5

Эти результаты показывают, что формула Финка непригодна даже для приближенного расчета мощности прокатки, так как ее использование

противоречит физической сущности механизма реализации работы прокатки в очаге деформации.

5. Применение разработанной методики расчета мощности для совершенствования оборудования и технологии холодной прокатки 5.1. Разработка и промышленная апробация режимов прокатки, обеспечивающих экономию энергии двигателей главного привода рабочих клетей

В теоретической части (п. 2) диссертации было показано, что в зоне опережения очага деформации валки не затрачивают энергию на пластическую деформацию полосы, напротив, полоса возвращает валкам часть энергии, полученной ею при прохождении зоны отставания, т.е., расход энергии в рабочей клети зависит от соотношения длин зон отставания и опережения: чем длиннее последняя, тем меньше мощность прокатки и расход энергии.

В процессе компьютерного исследования (п. 4) было установлено, что эффективное воздействие на положение нейтрального сечения в каждой рабочей клети, которое и определяет соотношение длин зон отставания и опережения, можно оказать, изменяя частное обжатие, заднее и переднее натяжения полосы.

Учитывая эту особенность процесса холодной прокатки, был разработан новый метод оптимизации технологического режима непрерывного стана, сущность которого состоит в том, чтобы, методом имитационного моделирования, целенаправленно изменяя распределение между клетями частных обжатий и межклетевых натяжений, увеличивать протяженность зон опережения в наиболее энергоемких рабочих клетях и тем самым обеспечивать экономию энергии при прокатке. Критерием оптимизации является стремление значения

При разработке указанного метода учитывали, что другой критерий оптимизации - повышение чистоты поверхности полос - требует противоположного воздействия; сдвига нейтрального сечения в сторону выхода полосы из валков. В данном случае критерием оптимизации является стремление X/ к Л"/„1аг=1.

Поэтому было решено распределить между рабочими клетями непрерывного стана функции обеспечения чистоты поверхности полос и экономии энергии следующим. образом. В последних клетях (для 5-ти клетевого стана - в клетях №№ 4 и 5), от которых в наибольшей степени зависит чистота поверхности, сдвигать нейтральное сечение к выходу из валков, максимально приблизив показатель Х\ к значению Л'|Я01=1, тем самым улучшать чистоту поверхности полос.

В промежуточных клетях, обладающих максимальной энергоемкостью (для 5-ти клетевого стана - в клетях №№ 2 и 3), сдвигать нейтральное сечение назад, уменьшая показатель до значений, допускаемых технологическими ограничениями, и тем самым уменьшать суммарные затраты энергии на стане.

Некоторое ухудшение чистоты поверхности полос на выходе ИЗ промежуточных клетей, являющееся следствием такого воздействия, компенсируется и исправляется в последних клетях.

В качестве примера реализации изложенного метода в табл. 7 и 8 приведены реальные режимы прокатки полосы толщиной 0,9 мм из подката толщиной 3 мм и шириной 1075 мм - по операционной карте и оптимизированный, а также затраты энергии, характеризующие эти режимы.

В этих таблицах приняты следующие обозначения: а,.|, с, - заднее и переднее удельные натяжения полосы; - расчетное усилие прокатки;

- среднее удельное давление; - мощность двигателей главного привода i-той клети, Nr - суммарная мощность двигателей всех рабочих клетей, ц, - коэффициент трения.

Сопоставление значений суммарной мощности двигателей, приведенных в табл. 7 и 8, показало, что при прокатке по оптимизированному режиму уменьшение мощности составляет 774 кВт, что обеспечивает экономию электроэнергии при прокатке около 5 %.

Таблица 7

Режим прокатки полосы по операционной карте (Nj= 17136 кВт)

№ 3,, м/с а ы. о» е» Ш, V

клети МПа МПа % б/р Л1 кВт

1 7,71 46,5 138 26,06 0,0508 0,6566 1381

2 10,58 138 156 27,10 0,0273 1 4661

3 14,24 156 175 25,73 0,0268 0.9362 4075

4 18,24 175 184 21,98 0,0263 0,8817 3736

5 19 184 45 3,95 0,0610 0,8710 3283

Таблица 8

Оптимизированный режим прокатки (NE=16362 кВт)

№ клети 9,, м/с о 1-1, МПа <*„ МПа % Pi. б/р х, кВт

1 7,84 46,5 130 27,30 0,0513 0,6826 1741

2 10,54 130 163 25.63 0,0272 0,9461 3348

3 14,05 163 190 24,97 0,0268 0,9194 3772

4 18,27 190 200 23,09 0,0264 0,8942 3937

5 19 200 45 3.85 0,0611 0,8906 3564

В табл. 9 приведены данные АСУТП стана за 1-е полугодие 2003 г. о затратах энергии при прокатке полос толщиной 0,9 мм и шириной 915-1445 мм по реальным режимам: базовому и оптимизированному по мощности, из которых видно, что оптимизация обеспечивает реальную экономию электроэнергии в диапазоне 4,57- 8 %.

Таблица 9

Фактический расход энергии на 5-ти клетевом стане «1700» при прокатке полос толщиной 0,9 мм (данные за 1-е полугодие 2003 г.)

Профилеразмер Тип режима А,..-,, кВт'ч/т ДА„,%

3x0,9-1445 Базовый режим 46,32

Оптимизированный режим 42,72 7,77

3x0,9-1200 Базовый режим 51,46

Оптимизированный режим 49,11 4,57

3x0,9-915 Базовый режим 58,3

Оптимизированный режим 53,63 8,00

Ауд. " удельный расход энергии, кВт-ч/т; ДАуя. - изменение удельного расхода энергии, %.

Итак, промышленными данными подтверждено, что оптимизация режимов холодной прокатки на непрерывных станах по критерию минимальных затрат энергии на основе изложенного метода позволяет обеспечить экономию электроэнергии в объеме 4-8 % без ухудшения качества поверхности холоднокатаных полос.

5.2. Использование новой методики расчета мощности дляразработки экономичной рабочей клети стана холодной прокатки

Представляет интерес сопоставительный анализ рабочих клетей традиционной конструкции (диаметр рабочих валков £>р=400-600 мм, диаметр опорных валков £)ОП=1300-1500 мм, главный привод - через рабочие валки) и клетей нового типа (Df=200-300 м £)мЦ00-м50(к , главный привод - через опорные валки), введенных в действие в 80-х - 90-х годах 20 века на ряде широкополосных станов холодной прокатки стран Европы и Азии.

Для выполнения сопоставительного анализа выполнен расчет мощности прокатки на 5-ти клетевом стане «1700» для тех же четырех режимов, которые приведены в табл. 5, при диаметрах бочки рабочих валков 600 мм, 400 мм, 200 мм. Подробные результаты расчета приведены в диссертации. Их анализ показал, что при уменьшении диаметра возможны два альтернативных варианта изменения мощности. Первый относится к случаю, когда при изменении диаметра показатель в рабочей клети остается

постоянным (очаг деформации состоит только из зоны отставания). В этом случае с уменьшением диаметра рабочих валков мощность прокатки существенно уменьшается из-за уменьшения среднего удельного давления и зависящих от него касательных контактных напряжений.

Второй вариант относится к случаю, когда в очаге деформации рабочей клети имеются обе зоны - отставания и опережения. В этом случае уменьшение диаметра приводит, наряду с уменьшением величины к

относительному росту длины зоны отставания и соответственно, показателя

X,.

Таким образом, как и при изменении задних натяжений, во втором варианте на величину мощности при уменьшении диаметра бочки действуют два противоположных фактора: уменьшающаяся величина рср снижает мощность, а увеличивающийся показатель X/ вызывает ее рост. В итоге мощность прокатки в той или иной клети может как уменьшаться, так и увеличиваться или оставаться практически постоянной.

Расчеты показали, что суммарная мощность прокатки на непрерывном стане при переходе с диаметра бочки 600 мм на диаметры 400 мм и 200 мм уменьшается при прокатке полос толщиной и увеличивается при

прокатке более тонких полос.

Если в сортаменте стана преобладает автомобильный лист (hj>0,7 -0,9 мм), то переход на меньшие диаметры бочки рабочих валков даст существенную экономию энергии. Например, при переходе на диаметр 200 мм (рис. 8) эта экономия составит от 5 до 40 %.

0

X

о.

¡¡а?

ф О

11 О) о

1 О)

з «

з:

1 05 >4S^ 1.5 2

Толщина проката,мм

Рис. 8. Изменение суммарной мощности прокатки в зависимости от толщины проката при уменьшении диаметра рабочих валков от 600 до 200 мм

Если в сортаменте стана процентное распределение толщин равномерно, то переход на диаметр бочки 400 мм существенной экономии энергии не даст, а при переходе на диаметр 200 мм средняя экономия энергии составит 15-20 %. С учетом выводов данной работы о зависимости от диаметра рабочих валков мощности холодной прокатки можно сделать общее заключение о том, что переход на рабочие клети нового типа с диаметром рабочих валков 200-250 мм является перспективным направлением совершенствования конструкции станов, особенно предназначенных для производства автолиста, обеспечивающим экономию электроэнергии.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

Методами математического моделирования и промышленных экспериментов проведены исследования мощности процесса холодной прокатки с целью совершенствования технологических режимов и конструкции непрерывных станов по критерию обеспечения минимальных энергозатрат.

Результаты проведенной работы заключаются в следующем:

1. Выполнен анализ существующих методик расчета мощности холодной прокатки, сделано заключение о невозможности их использования в конструкторской и технологической практике современного листопрокатного производства в связи со значительными расхождениями результатов расчета с данными измерений.

2. Разработана новая методика расчета мощности процесса холодной прокатки, которая имеет следующие отличия от известных:

• учитывает работы сил, возникающих в очаге деформации под воздействием как нормальных, так и касательных контактных напряжений;

• раздельно учитывает работы сил, направленных вдоль оси прокатки и перпендикулярно к этой оси на каждом из упругих и пластических участков очага деформации;

• учитывает противоположное направление касательных напряжений в зонах отставания и опережения.

3. Выполнена промышленная апробация новой методики с целью оценки ее достоверности. Для этого создана базы данных, содержащая информацию о 50 фактических режимах прокатки на непрерывном стане бесконечной прокатки. С использованием статистических методов доказано, что новая методика обеспечивает расчет мощности прокатки со средней погрешностью в 7 раз меньшей и средним квадратическим отклонением в 5,3 раза меньшим, чем при расчете по известной методике, основанной на формуле Финка.

4. С использованием разработанной методики выполнено компьютерное исследование влияния основных параметров непрерывного стана и процесса прокатки на мощность прокатки, в результате которого установлено следующее:

• в зонах опережения очагов деформации рабочих клетей валки не совершают работу, напротив: полоса возвращает валкам часть энергии, полученной ею при прохождении зоны отставания. При отсутствии в очаге деформации зоны опережения указанного возврата части энергии от полосы к валкам не происходит,

• преобладающее влияние на величину мощности прокатки оказывают положения нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей, изменяемые путем перераспределения между клетями обжатий и натяжений;

• зависимости мощности прокатки от коэффициента трения и заднего натяжения носят качественно иной характер, чем зависимости от этих параметров контактных напряжений и усилий прокатки: при увеличении коэффициента трения и заднего натяжения мощность прокатки может увеличиваться , уменьшаться или оставаться неизменной, в зависимости от изменения соотношений между протяженностями зон отставания и опережения в очаге деформации.

5. Анализ структурных составляющих удельной работы прокатки показал, что эту работу совершают только касательные контактные напряжения в очаге деформации, а работы составляющих нормальных контактных напряжений, параллельных и перпендикулярных оси прокатки, взаимно компенсируют друг друга. Следовательно, формула Финка непригодна даже для приближенного расчета мощности, так как ее использование противоречит физической сущности процессов, происходящих в очаге деформации.

6. На основе результатов теоретических исследований разработан в виде заявки на патент РФ способ непрерывной прокатки полос на многоклетевом станс, обеспечивающий минимальные энергозатраты посредством целенаправленной корректировки параметров процесса прокатки.

7. С использованием новой методики расчета мощности холодной прокатки проанализированы зависимости энергозатрат непрерывного широкополосного стана от диаметра рабочих валков. При этом установлено, что уменьшение диаметра рабочих валков до 200 мм обеспечивает существенную экономию электроэнергии, составляющую, в зависимости от сортамента, 5-40 %. Эти результаты целесообразно учитывать при конструировании новых и реконструкции действующих станов.

Основное содержание диссертации опубликовано в работах

1. Гарбер Э.А., Никитин Д.И. Новая методика расчета мощности холодной прокатки. Теория и практика производства листового проката: Сб. науч. тр. -Липецк: ЛГТУ, 2003. -С.119-123.

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

3. 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.бО- 67.

4. Garber E.A., Nikitin D.I., Shadrunova I.A., Traino A.I., Calculation of the Cold-Rolling Power with Allowance for the Variable Work of Friction along a Deformation Zone// Russian Metallurgy. - Vol. 2003. - No. 4. - P. 340-346.

5. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А., Никитин Д.И. Зависимость мощности процесса холодной прокатки от параметров очага деформации// Материалы IV Международной научно-технической конференции, посвященной 120-летию И.П. Бардина «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства». - Череповец, 2003. - С. 201-207.

6. Никитин Д.И. Исследование режимов холодной прокатки на 4-х клетевом стане «1700» на основе анализа параметров очага деформации с целью повышения чистоты поверхности полос// Материалы научно-технической конференции «Северсталь - пути к совершенствованию». -Череповец, 2002. - С. 100-102.

»-7057

НИКИТИН Дмитрий Иванович

Моделирование и исследование мощности процесса холодной прокатки для экономии энергии на непрерывных широкополосных станах

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Подписано к печати

Заказ № т. Объем 1,2уч.-изд. л. Тираж 100 экз.

Отпечатано в РИО Череповецкого государственного университета 162600, г. Череповец, пр. Луначарского, 5

Введение.

Глава 1. Актуальность разработки уточненного расчета мощности станов холодной прокатки.

1.1. Проблема повышения точности расчета мощности процесса холодной прокатки.

1.2. Анализ существующих математических методик расчета мощности холодной прокатки.

1.2.1. Анализ методики, основанной на формуле Финка.

1.2.2. Анализ методики В.Н. Выдрина.

1.3. Основные положения методики расчета контактных напряжений [26-34], взятой за основу для разработки новой методики расчета мощности процесса холодной прокатки.

Выводы по главе 1.

Глава 2. Разработка методики расчета мощности холодной прокатки на широкополосных станах, основанной на упруго-пластической модели очага деформации [35-39].

Выводы по главе 2.

Глава 3. Исследование достоверности новой методики расчета мощности холодной прокатки.

3.1. Промышленная апробация разработанной методики расчета мощности холодной прокатки.

3.2. Оценка точности новой методики и ее сопоставительный анализ с наиболее распространенной из существующих методик расчета мощности холодной прокатки.

Выводы по главе 3.

Глава 4. Исследование влияния основных параметров стана и процесса холодной прокатки на мощность холодной прокатки.

4.1. Влияние на мощность прокатки коэффициента трения.

4.2. Влияние на мощность прокатки относительного обжатия.

4.3. Влияние на мощность прокатки межклетевых натяжений.

4.4. Анализ соотношений между работами сил, создаваемых нормальными и касательными напряжениями в очаге деформации.

Выводы по главе 4.

Глава 5. Применение разработанной методики расчета мощности для совершенствования оборудования и технологии холодной прокатки.

5.1. Разработка и промышленная апробация режимов прокатки, обеспечивающих экономию энергии двигателей главного привода рабочих клетей.

5.2. Использование новой модели расчета мощности для разработки экономичной рабочей клети стана холодной прокатки.

Выводы по главе 5.

Актуальность работы

Холодная прокатка широких стальных полос требует больших энергетических затрат, так как металл, деформируемый в холодном состоянии, имеет значительное сопротивление деформации, из-за наклепа изменяющееся от 250-300 МПа до 600-800 МПа. Суммарное обжатие на современных станах холодной прокатки достигает 75-85 %, а скорости — 25-35 м/с. Эти условия требуют оснащения непрерывных станов двигателями главного привода с суммарной установочной мощностью 20000-40000 кВт и ежесуточным расходом электроэнергии, измеряемым сотнями тысяч киловатт-часов. Доля электроэнергии в расходах по переделу при производстве холоднокатаных полос и листов достигает 20 %, поэтому снижение энергозатрат в процессах холодной прокатки является одной из приоритетных задач листопрокатного производства.

Решение этой задачи возможно за счет оптимизации технологических режимов и конструктивных параметров станов холодной прокатки, для чего необходима достоверная методика расчета мощности процесса прокатки.

Методики расчета мощности, наиболее распространенные в конструкторской и технологической практике, создавались в середине 20 века, применение их для современных станов с изменившимися технологическими режимами и сортаментом приводит к погрешностям, достигающим 30-50 % и более относительно фактической мощности.

Столь значительные погрешности этих методик объясняются тем, что они не учитывают влияния на работу холодной прокатки напряженного состояния металла в упругих участках очага деформации, протяженность которых на современных станах достигает 30-40 % от общей длины дуги контакта, и, кроме того, пренебрегают работой переменных сил трения по длине очага деформации.

Учитывая изложенное, разработка достоверной методики расчета мощности холодной прокатки, обладающей минимальной погрешностью относительно данных измерений — актуальная научно-техническая задача.

Задачи работы

Задачами диссертационной работы являлись:

- разработка новой методики расчета мощности процесса холодной прокатки, учитывающей напряженное состояние металла как в пластических, так и в упругих участках очага деформации и работу сил трения, переменных по длине дуги контакта;

- промышленная апробация на действующих станах разработанной методики с целью оценки ее точности и достоверности;

- исследование с помощью разработанной методики влияния основных параметров стана и процесса прокатки на мощность прокатки;

- разработка оптимизированных режимов холодной прокатки для непрерывных станов по критерию минимизации затрат энергии;

- использование новой методики расчета мощности для определения конструктивных параметров валкового узла, обеспечивающих экономию энергии в рабочих клетях непрерывных станов.

Все исследования и разработки по теме диссертации проводились по трем основным направлениям. 1. Теоретические исследования:

- разработка новой методики расчета мощности процесса холодной прокатки;

- оценка достоверности разработанной методики путем статистической обработки результатов сопоставления данных измерений и расчетов мощности прокатки;

- компьютерное исследование влияния основных параметров стана и процесса прокатки на мощность прокатки;

- получение зависимостей мощности прокатки от факторов технологического процесса непрерывного стана.

2. Работы по совершенствованию оборудования и технологических процессов:

- разработка способа холодной прокатки на непрерывном стане, снижающего энергозатраты посредством корректировки технологических параметров;

- обоснование целесообразности использования на непрерывных станах холодной прокатки рабочих клетей с уменьшенным в 2,5-3 раза диаметром бочки рабочих валков по сравнению с существующими клетями.

3. Экспериментальные исследования:

- проведение промышленных исследований технологических и энергосиловых параметров на действующем 5-ти клетевом стане «1700» с целью получения экспериментальных данных о фактических режимах прокатки и расходах энергии;

- промышленная проверка на стане эффективности способа холодной прокатки, обеспечивающего снижение энергозатрат посредством корректировки технологических параметров.

Научная новизна заключается в следующем:

1. Разработана новая методика расчета мощности процесса холодной прокатки, которая имеет следующие отличия от известных:

- учитывает работы сил, возникающих в очаге деформации под воздействием как нормальных, так и касательных контактных напряжений;

- раздельно учитывает работы сил, направленных вдоль оси прокатки и перпендикулярно к этой оси на каждом из упругих и пластических участков очага деформации;

- учитывает противоположное направление касательных напряжений в зонах отставания и опережения.

2. В результате исследований новой методики расчета мощности процесса холодной прокатки установлено:

- в зонах опережения пластического и второго упругого участков валки не совершают работу, напротив: полоса возвращает валкам часть энергии, полученной ею при прохождении первого упругого участка и зоны отставания пластического участка. При отсутствии в очаге деформации зоны опережения указанного возврата части энергии от полосы к валкам не происходит.

- преобладающее влияние на величину мощности прокатки положений нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей, изменяемых путем перераспределения между клетями обжатий и натяжений.

- зависимости мощности прокатки от коэффициента трения и заднего натяжения носят качественно иной характер, чем зависимости от этих параметров контактных напряжений и усилий прокатки: при увеличении коэффициента трения и заднего натяжения мощность прокатки может увеличиваться, уменьшаться или оставаться неизменной, в зависимости от изменения соотношений между протяженностями зон отставания и опережения в очаге деформации.

3. Анализ структурных составляющих удельной работы прокатки показал, что эту работу совершают только касательные контактные напряжения в очаге деформации, причем свыше 99,5 % всей работы приходится на долю проекций касательных напряжений на ось прокатки. Следовательно, формула Финка непригодна даже для приближенного расчета мощности, так как ее использование противоречит физической сущности процессов, происходящих в очаге деформации.

Практическая ценность

1. Новая методика расчета мощности процесса холодной прокатки реализована в виде компьютерной программы и апробирована на широком спектре промышленных режимов непрерывного стана, при этом со статистической достоверностью установлено, что погрешности расчета по новой методике в 5-7 раз меньше погрешностей расчета по наиболее распространенным из методик, используемым в конструкторской и технологической практике.

2. Разработан и оформлен в виде заявки на патент РФ способ холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающий снижение энергозатрат на

4-8% посредством целенаправленной корректировки технологических параметров (перераспределения частных обжатий и натяжений между клетями).

3. С использованием новой методики расчета мощности холодной прокатки проанализированы зависимости энергозатрат непрерывного широкополосного стана от диаметра рабочих валков. При этом установлено, что уменьшение диаметра рабочих валков до 200 мм обеспечивает, существенную экономию электроэнергии, составляющую, в зависимости от сортамента, 5-40 %. Эти результаты целесообразно учитывать при конструировании новых и реконструкции действующих станов.

Аннотация диссертационной работы по главам.

В первой главе рассмотрена актуальность проблемы повышения точности расчета мощности прокатки. Проведен анализ существующих математических моделей для расчета мощности холодной прокатки. Сделано заключение о невозможности их использования в конструкторской и технологической практике современного производства холоднокатаного листа из-за ряда недостатков, наиболее существенные из которых - пренебрежение напряженным состоянием упругих участков и работой переменных сил трения в очаге деформации.

Вторая глава содержит основные положения новой методики расчета мощности процесса холодной прокатки и выводы всех необходимых формул как для традиционной структуры очага деформации, так и для случая отсутствия нейтрального сечения.

В третьей главе представлены данные о фактических режимах прокатки различных марко- и профилеразмеров на 5-ти клетевом стане холодной прокатки «1700» ОАО «Северсталь», соответствующих им расчетных и фактических значений мощности двигателей главного привода рабочих клетей.

Представлены результаты статистической оценки точности новой методики, кроме того, выполнена сопоставительная оценка точности расчета мощности прокатки по новой и известным методикам.

В четвертой главе изложены результаты компьютерного исследования влияния на мощность прокатки коэффициента трения, относительного обжатия и межклетевых натяжений.

В пятой главе представлены результаты использования теоретических разработок для совершенствования технологии и оборудования станов холодной прокатки: способ прокатки на непрерывном стане, обеспечивающий снижение энергозатрат посредством корректировки технологических параметров и результаты исследования влияния уменьшения диаметра рабочих валков на мощность прокатки.

Произведено обоснование целесообразности использования на непрерывных станах холодной прокатки рабочих клетей с диаметром рабочих валков 200-250 мм, вместо 500-600 мм.

Апробация работы

Основные результаты работы докладывались на научно-технической конференции «Теория и практика производства листового проката» (г. Липецк, март 2003 г.), на V конгрессе прокатчиков (г. Череповец, октябрь 2003 г.) и на IV Международной научно-технической конференции «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» (г. Череповец, декабрь 2003 г.).

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 6 статей, подготовлена одна заявка на патент Российской Федерации.

Работа выполнялась в Череповецком государственном университете в период с 2001 г. по 2004 г.

Промышленные исследования проводились на ОАО «Северсталь».

1. Актуальность разработки уточненного расчета мощности станов холодной прокатки

Выводы по главе 5

1. Промышленными данными подтверждено, что оптимизация режимов холодной прокатки на непрерывных станах по критерию минимальных затрат энергии на основе изложенного метода позволяет обеспечить экономию электроэнергии в объеме 4-8 % без ухудшения качества поверхности холоднокатаных полос.

2. Исследование зависимостей мощности прокатки от диаметра бочки рабочих валков в реальном диапазоне диаметров современных станов (200-600 мм) показало наличие двух альтернативных вариантов этих зависимостей. В первом варианте, имеющем место, когда в рабочей клети показатель Х(=1 (зона опережения отсутствует) с уменьшением диаметра происходит существенное уменьшение мощности. Во втором варианте, когда показатель Xt<l, с уменьшением диаметра мощность может увеличиваться, уменьшаться или оставаться постоянной.

Изменение суммарной мощности непрерывного стана при уменьшении диаметра рабочих валков с 600 мм до 200 мм зависит от толщины полос, преобладающих в сортаменте стана:

- если в сортаменте преобладает автомобильный лист (h=0,7-l мм) суммарная мощность уменьшается на 15-20 %.

- если в сортаменте преобладают более тонкие профили (h=0,2-0,4 мм и менее) суммарная мощность может возрасти на 3-5 % или остаться без изменения.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Методами математического моделирования и промышленных экспериментов проведены исследования мощности процесса холодной прокатки с целью совершенствования технологических режимов и конструкции непрерывных станов по критерию обеспечения минимальных энергозатрат.

Результаты проведенной работы заключаются в следующем:

1. Выполнен анализ существующих методик расчета мощности холодной прокатки, сделано заключение о невозможности их использования в конструкторской и технологической практике современного листопрокатного производства в связи со значительными расхождениями результатов расчета с данными измерений.

2. Разработана новая методика расчета мощности процесса холодной прокатки, которая имеет следующие отличия от известных:

- учитывает работы сил, возникающих в очаге деформации под воздействием как нормальных, так и касательных контактных напряжений;

- раздельно учитывает работы сил, направленных вдоль оси прокатки и перпендикулярно к этой оси на каждом из упругих и пластических участков очага деформации;

- учитывает противоположное направление касательных напряжений в зонах отставания и опережения.

3. Выполнена промышленная апробация новой методики с целью оценки ее достоверности. Для этого создана базы данных, содержащая информацию о 50 фактических режимах прокатки на непрерывном стане бесконечной прокатки. С использованием статистических методов доказано, что новая методика обеспечивает расчет мощности прокатки со средней погрешностью в

7 раз меньшей и средним квадратическим отклонением в 5,3 раза меньшим, чем при расчете по известной методике, основанной на формуле Финка.

4. С использованием разработанной методики выполнено компьютерное исследование влияния основных параметров непрерывного стана и процесса прокатки на мощность прокатки, в результате которого установлено следующее:

- в зонах опережения очагов деформации рабочих клетей валки не совершают работу, напротив: полоса возвращает валкам часть энергии, полученной ею при прохождении зоны отставания. При отсутствии в очаге деформации зоны опережения указанного возврата части энергии от полосы к валкам не происходит;

- преобладающее влияние на величину мощности прокатки оказывают положения нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей, изменяемые путем перераспределения между клетями обжатий и натяжений;

- зависимости мощности прокатки от коэффициента трения и заднего натяжения носят качественно иной характер, чем зависимости от этих параметров контактных напряжений и усилий прокатки: при увеличении коэффициента трения и заднего натяжения мощность прокатки может увеличиваться, уменьшаться или оставаться неизменной, в зависимости от изменения соотношений между протяженностями зон отставания и опережения в очаге деформации.

5. Анализ структурных составляющих удельной работы прокатки показал, что эту работу совершают только касательные контактные напряжения в очаге деформации, а работы составляющих нормальных контактных напряжений, параллельных и перпендикулярных оси прокатки, взаимно компенсируют друг друга. Следовательно, формула Финка непригодна даже для приближенного расчета мощности, так как ее использование противоречит физической сущности процессов, происходящих в очаге деформации.

6. На основе результатов теоретических исследований разработан в виде заявки на патент РФ способ непрерывной прокатки полос на многоклетевом стане, обеспечивающий минимальные энергозатраты посредством целенаправленной корректировки параметров процесса прокатки.

7. С использованием новой методики расчета мощности холодной прокатки проанализированы зависимости энергозатрат непрерывного широкополосного стана от диаметра рабочих валков. При этом установлено, t что уменьшение диаметра рабочих валков до 200 мм обеспечивает, существенную экономию электроэнергии, составляющую, в зависимости от сортамента, 5-40 %. Эти результаты целесообразно учитывать при конструировании новых и реконструкции действующих станов.

84

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

2. Павлов И.М. Теория прокатки: Общие основы обработки металлов давлением. М.: Металлургиздат, 1950. - 610 с.

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

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

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

6. Смирнов B.C. Теория прокатки. — М.: Металлургия, 1967. — 460 с.

7. Коновалов Ю.В., Остапенко A.JI., Пономарев В.И. Расчет параметров листовой прокатки. Справочник. М.: Металлургия, 1986. - 430 с.

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

9. Королев А.А. Механическое оборудование прокатных цехов черной и цветной металлургии. 3-е изд., перераб. и доп. - М.: Металлургия, 1976. — 544 с.

10. Машины и агрегаты металлургических заводов. В 3-х томах. Т. 3. Машины и агрегаты для производства и отделки проката. А.И. Целиков, П.И. Полухин, В.М. Гребеник и др. М.: Металлургия, 1981. - 576 с.

11. П.Коновалов Ю.В., Налча Г.И., Савранский К.Н. Справочник прокатчика. -М.: Металлургия, 1977. 312 с.

12. Крейндлин Н.Н. Расчет обжатий при прокатке цветных металлов. М.: Металлургиздат, 1963. - 407 с.

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

14. Целиков А.И., Гришков А.И. Теория прокатки. М.: Металлургия, 1970. -356 с.

15. Королев А.А. Механическое оборудование прокатных и трубных цехов. — 4-е изд., перераб. и доп. — М.: Металлургия, 1987. — 480 с.

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

17. Кучеряев Б.В., Зиновьев А.В., Крахт В.Б., Донцов К.Н. Применение разрывного поля скоростей для оценки технологических параметров листовой прокатки// Производство проката. — 2001. — № 7. С. 6-9.

18. Кучеряев Б.В., Зиновьев А.В., Крахт В.Б., Румянцева JI.B., Донцов К.Н. Экспериментальная проверка формул для расчета энергосиловых параметров процесса листовой прокатки// Производство проката. — 2002. — №4.-С. 2-9.

19. Выдрин В.Н. Новые разработки энергетической теории прокатки// В Сб. «Теоретические проблемы прокатного производства». Тезисы доклада IV Всесоюзного научно-технического конгресса, Днепропетровск, 21 -25 ноября 1988г., Днепропетровск, 1988.- С. 41-45.

20. Выдрин В.Н., Федосиенко А.С., Крайнов В.И. Процесс непрерывной прокатки. М.: Металлургия, 1970. - 456 с.

21. Ключев В.И. Выбор электродвигателей для производственных механизмов.

22. М.: Металлургия. 1974. — 48 с.

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

24. Кацман М.М. Электрические машины. — 4-е изд., перераб. и доп. М.: Металлургия, 2003. - 469 с.

25. Гольдберг О.Д. Испытания электрических машин. — 2-е изд., испр. М.: Высш. шк., 2000. - 255 с.

26. Гольдберг О.Д., Турин Я.С., Свириденко И.С. Проектирование электрических машин. — 2-е изд., перераб. и доп. — М.: Высш. шк., 2001. — 430 с.

27. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А., Трайно А.И. Определение энергосиловых параметров холодной прокатки тончайших полос// Черная металлургия. Бюллетень научно-технической и экономической информации. 2002. — №2.-С. 47-49.

28. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А. Новая модель очага деформации при холодной прокатке тонких широких полос// Материалы международной научно-технической конференции «Современные сложные системы управления». Липецк, 2002 - С. 137-140.

29. 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.

30. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А., Трайно А.И., Юсупов B.C. Анализ очага деформации и уточненный расчет усилий холодной прокатки полос толщиной менее 0,5 мм на непрерывных станах// Металлы. 2002. - № 4. — С. 32-38.

31. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А. Математическая модель очага деформации при холодной прокатке стальных полос толщиной менее 0,5 мм. Обработка сплошных и слоистых материалов: Межвуз. сб. науч. тр./ Под ред. Г.С. Гуна. Магнитогорск: МГТУ, 2002. - С. 43-51.

32. Garber E.A., Shadrunova I.A., Traino A.I., Yusupov V.S. Analysis of a Deformation Zone and the Refined Calculation of the Forces for Cold Rolling of Strips Thinner than 0.5 mm in a Continuous Mill// Russian Metallurgy. Vol. 2002.-No. 4.-P. 340-345.

33. Гарбер Э.А. Расчет энергосиловых параметров широкополосных станов холодной прокатки // Сталь. 1998. - № 8. - С. 37-41.

34. 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.

35. Гарбер Э.А., Никитин Д.И. Расчет мощности процесса холодной прокатки на основе упругопластической модели очага деформации// Производство проката. 2003. - № 5. - С. 12-17 . Сталь. - 1998. - № 8. - С. 37-41

36. 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.

37. Garber Е.А., Nikitin D.I., Shadrunova I.A., Traino A.I., Calculation of the Cold-Rolling Power with Allowance for the Variable Work of Friction along a Deformation Zone// Russian Metallurgy. Vol. 2003. - No. 4. - P. 340-346.

38. Грудев А.П., Зильберг Ю.В., Тилик В.Т. Трение и смазки при обработке металлов давлением. — М.: Металлургия, 1982. — 312 с.

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

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

41. Баврин И.И. Высшая математика. — М.: Просвещение, 1980. — 384 с.

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

43. 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 ЧТУ. 2002. - № 1. — С. 47-57.

44. 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.

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

46. Третьяков А.В. Валки обжимных, сортовых и листовых станов/ Справочник. М.: СП Интермет инжиниринг, 1999. - 80 с.

47. 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.

48. Алгоритм расчета мощности прокатки по новой методике

49. Частное относительное обжатие:hbizh.iooo/01. Ki1. Коэффициент трения:1 + (0,4 + 0,01е,)Яа Hi =--от-2(l + 9t) + 39f1 + 0,25^ -0,005vso Суммарное относительное обжатие:hzhliooo/0К

50. Среднее значение сопротивления деформации на пластическом участке очага деформации:л FB+I-FB+I ^ л ьп ьП-1аф2 ~ а0,2исх + „ , . .1. B + I £B-es,

51. Максимальные величины абсолютных упругих деформаций полосы по толщине на участках очага деформации с длинами лг|>мр и хг'аф2 А, . °~Ф21. Ah\ynP = КI -тг-; ^ = ^ .ьп ьп

52. Толщина полосы в конце первого упругого участка:h/y„p=hi.J-Ah/ynp. Толщина полосы в начале второго упругого участка:h2ynP=h,-bh2ynp.

53. Среднее значение нормальных контактных напряжений без учета упругого сплющивания валков и полосы:1. P'cpi = .

54. Длина участка упругого восстановления части толщины полосы на выходе из очага деформации:*PcpiR1 -yfiжЕв жЕп

55. Длина упругопластического участка:х I .1. Длина дуги контакта:hi ~ + х2 •

56. Тангенсы углов, характеризующих очаг деформации:и Ahj+Ah2 Ah2iga/2 = -——,tgP =1. Коэффициенты:St

57. Длина участка упругого сжатия толщины полосы на входе в очаге1. Ah\ynpX 1деформации: xiynp =1. Ah; + Ah2ynp

58. Длина пластического участка:1. Хпл Х\ Х\упр •

59. Параметры: D = —^—; L=E" °фг.1. En ~аф2ф 2

60. Среднее значение нормальных контактных напряжений на участке упругого сжатия полосы длиной JC|ynp:1. Pi =1,15£я<! — + L