автореферат диссертации по металлургии, 05.16.05, диссертация на тему:Разработка и исследование технологии беспрограммной прокатки на широкополосных станах

г

Ь № ^

На правах рукописи

КУДИЫОВ Сергей Владимирович .

РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ БЕСПРОГРАММНОЙ ПРОКАТКИ НА ШИРОКОПОЛОСНЫХ СТАНАХ

Специальность 05.16.05 «Обработка металлов давлением»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидат технических наук

Липецк 1997

Работа выполнена в Липецком государственном техническом университете

Научные руководители: академик, доктор технических наук, профессор КОЦАРЬ С.Л. кандидат технических наук, доцент ТРЕТЬЯКОВ В.А.

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор ПИМЕНОВ А.Ф.

Защита состоится 6 марта 1997 года в 12 часоа на заседании диссертационного совета Д 064.22.02 в Липецком государственном техническом университете, 398055 г. Липецк, ул. Московская, 30, зал Ученого совета.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке университе та.

кандидат технических наук КАПНШ1 В.В.

Ведущая организация: ВНИИМЕТМАШ им. А.И. Целикова, г. Москва

Автореферат разослан 6 февраля 1997 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

. сг

В.С. Зайцев

-3 -

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Современное развитие широкополосных станов )рячей прокатки идет по пути снижения энергозатрат и повышения качена металлопродукции. Работа в условиях рынка, постоянное поддержи-шие и расширение количества заказов требуют гибкости программы юизводства как всего металлургического комплекса, так и станов горя-:й прокатки непосредственно. Одной из высокоэффективных технологий, травленных на достижение указанных перспектив, является технология ;спрограммной прокатки.

Технология беспрограммной прокатки включает в себя две состав-тощие:

— увеличение количества прокатываемых полос одной ширины,

— прокатка без чередования полос "от широкого к узкому".

. При реализации технологии беспрограммной прокатки ограниче-1ями служат возникающие дефекты профиля и качества поверхности эоката. В первую очередь это уменьшение выпуклости поперечного сече-1я менее 20 мкм, приводящее к потере устойчивого прохождения полосы с эзникновением краевой неплоскостности, клиновидность более 30 мкм, гонение кромки полосы на длине более 40 мм и возникновение локальных эодольных утолщений более 5 мкм при ширине основания менее 200 мм.

Устранение указанных дефектов невозможно без модернизации обо-е'дования и применения современных конструкций клетей, гидравличе-;их нажимных устройств (ГНУ), изгиба и осевого перемещения валков.

Цель настоящей работы заключается в исслеловании формирования ометрии полос в условиях беспрограммной прокатки, разработка техно-нических приемов и методов управления, обеспечивающих экономию гергозатрат и потерь металла.

В работе решали следующие задачи:

1. Разработка элементов беспрограммной прокатки в черновой груп-: широкополосного стана с применением гидронажимных устройств на :ртикальных валках.

2. Исследование формирования профиля и планшетности в клетях с различными конструкциями валковых систем.

3. Разработка и исследование технологии беспрограммной прокатки в чистовой группе стана с применением осевой сдвижки валков.

Научная новизна. С применением метода конечных элементов решена задача трехмерной деформации сляба в вертикальных валках. Теоретически установлено явление отрыва передней грани с л* б а от поверхности валка до достижения оси центров валков.

Решена задача уширения полосы в горизонтальных валках, получена зависимость коэффициента уширения от геометрических параметров прокатки и коэффициента трения. .

Разработана методика определения оптимальной функции перемещения цилиндра ГНУ в вертикальных валках и характер? стики эффективности компоновок черновой группы в целом по компенсации дефекта "потери ширины".

Разработана модель упругой деформации шестивалковой системы с учетом осевого перемещения и противоизгибов рабочего и промежуточного валкоЕ. Разработана методика построения полей характеристик профиля и планшетности полос и оценки возможностей регулирования профиля в 4-х и 6-и валковых клетях

Разработана методика оценки локальных дефектен профиля и модель определения оптимального положения осевой сдвижкг, при котором дефекты минимальны.

Практическая ценность. Диссертация выполнена в рамках п.3.1. "Новые ресурсосберегающие металлургические технологии" перечня межвузовских научно-технических и инновационных программ, конкурсов грантов 1993-96 гг. по фундаментальным исследованиям в области металлургии. Полученные результаты могут быть использованы при разработке, технологии и выборе компоновки оборудования для реализации беспрограммной прокатки на широкополосных станах. Предложенные решения позволяют снизить потери металла, в концевую обрез ь и повысить точность геометрических размеров готового проката.

Апробация работы. Результаты работы доложены на научно-технической конференции "Теория и технология производства чугуна и стали", всероссийской научно-технической конференции "Перспективные информационные технологии в высшей школе", областной научно-практической конференции "Изобретательство и инновационное творчество в решении проблем развития Липецкой области", межгосударственной научно-технической конференции "Проблемы развития металлургии Урала на рубеже XXI века". Основное содержание работы отражено в десяти публикациях.

Опте л!1Ы• Диссертация состоит из введения, 4-х глав, заключения и списка литературы, изложена на 140 страницах машинописного текста. содержит 67 рисунков, 4 таблицы, список использованной литературы включает 101 наименование.

Краткое содержание работы

Во введении обоснована актуальность работы, цель и задачи исследовании, изложены основные положения, выносимые на защиту.

Первая глава посвящена литературному обзору, анализу основных методов получения проката с заданными геометрическими размерами и способов регулирования профиля и планшетности горячекатаных полос, определению составляющих технологии беспрограммной прокатки на широкополосных станах.

Во второй главе рассматриваются вопросы реализации беспрограммной прокатки в черновой группе широкополосного стана.

Беслоогряммная прокатка в черновой гт>уппе может быт*. пеяпизовя-на в виде посада слябов в методические печи без графика по чередованию ширины "от широкого к узкому" в пределах обжимной способности универсальных клетей по редуцированию ширины. Увеличение обжатий в вер-шкальных валках, с одной стороны, улучшает проработку кромок сляба, но с другой стороны, приводит к увеличению потерь металла в концевую обрезь. Установка гидронажимных устройств на вертикальных валках позволяет решить эту проблему.

Для анализа нестационарной деформации полосы при прокатке в вертикальных валках выбрана трехмерная конечно-элел ентная постановка задачи в перемещениях. Искомые перемещения записываются в виде совокупности пробных функций на каждом элементе, по которым определяются тензоры деформаций и напряжений. Затем перемещения, деформации и напряжения подставляются в основной функционал, используемый методом конечных элементов, записанный в приращениях перемещении

В качестве расчетной модели использовали 1/4 ча;ть сляба шириной' и толщиной равной половине соответствующих размеров сляба, и длиной 1400 мм. разбитую на 98 конечных элементов. По плоскостям симметрии были наложены закрепления. Нагрузки прикладывала к боковой грани сляба. Условие трения на участках контакта полосы и валков использовали в виде г = ^'г/!^ > I Де г - вектор напряжении зрения, /г - коэффициент трения, - вектор скорости скольжения металла по валку.

Модель построена в предположении деформации пластического ли-нейно-упрочняющсгося тела в абсолютно жестких валках с гладкой бочкой. Использовали параметры кривой упрочнения, характерной для деформации углеродистых сталей типа СтЗсп в диапазон; температур 10001100 °С: модуль Юнга £=2x105 МН/'м2, пластический модуль £,=7,5x102МН/м2, предел текучести ст, =20 МН/м2. Критерием перехода в пластическое состояние служит условие Треска-Сен-Венана с учетом упрочнен ня.

Для моделирования контакта сляба с валком разработана методика итерационного пересчета усилий в узлах элементов до достижения заданного перемещения. Выбираются начальные приближения усилий в узлах на контакте и выполняется расчет методом конечных элементов. Далее, по разнице полученных перемещений в узлах и перемещений, которые определяются геометрией валка, корректируются усилия в узлах на контакте

(1)

£ = 0,125 ■ к3Аа • А ■

(2)

"у®? °ё-®а &=ф_ «

где Да- напряжение, необходимое для деформации элемента, А'5 - коэффициент приложение силы, зависящий от расположения узла (/^- = 1,2,4), Н0,к - соответственно толщина сляба и шаг по длине сляба. Напряжения на грани элемента определяются из следующих соотношений

Дя = Е-{е1 -£■/). если¿у <с0и£■,. <е0

Дог - Е, • (е, - £г \, если е^ > с0 и г:, > еа ^

Д<т = Е ■ (¿д - | + £, • (с, - £0), если сг < е0 и г;, > Дсг = Е • (- е0) + Е, ■ {с0 - если ¿у > е0 и е, < е0

где ¿-..¿у требуемая, фактическая (полученная из расчета методом конечных элементов ¡деформации и деформация в точке смены напряженного состояния.

Расчеты выполнены для прокатки слябов шириной от 1500 до 1800 мм в вертикальных валках диаметром от 1000 до 1600 мм с обжатием до 100 мм и коэффициентом трения в диапазоне 0,1-0.5.

Расчетами установлено, что, еще не достигнув наименьшего сечения в зеве валков, передняя грань сляба отрывается от поверхности валка и перемещается под действием локальных сдвиговых деформаций последующих участков сляба, получая значительную вытяжку (до 1,5-2,0 раз) относительно середлнь; сляба. При этом пластическая деформация не проникает до середины сляба. Полное прилегание сляба к валку происходит лишь при выходе некоторого участка сляба го валков и возникновения передней внешней зоны. Та<им образом, экспериментальные данные немецких исследователей О. Панельски и В. Пибера, впервые описавших это явление, получили теоретическое полтве.пжление.

При деформации в вертикальных валках на краях сляба наблюдаются характерные утолщения (рис. 1), которые при последующей прокатке в горизонтальных вадхах являются причиной дополнительного возвратного уширения и тем ег мым снижают эффективность вертикального обжатия. Передний конец сляба имеет участок переменной ширины ("потери ширины"), характеризуемый величиной утонения / и стрелой вогнутости /.

Аппроксимацией результатов расчёта геометрических характеристик

переднего и заднего кондов сляоа с помощью метода наименьших квадратов получены зависимости:

- относительной высоты выпуклости

\0,54 / ,,/ \-0.d5/ /_ \-0,38 _

Нь/Но— 1 + 0,1б(АВ1Во) {М К/Во) (Но/Во)

- стрелы вогнутости

/ = 0,55{АВ1воУШ{»*1НоУ°-43-,

- утонения переднего концевого участка сляба

^П,04(АВ1ВоУ°'37{мЯ1НоГт.

Полученные данные удовлетворительно совпадают с данными экспериментов, приведенными в литературе.

Геометрия сляба после деформации в вертикальных валках

а)

(4)

(5)

(6)

б)

Рис. 1:

а) - поперечное сечение сляба до и после деформации;

б) - форма переднего конца сляба после обжатия.

Для компенсации дефекта "потери ширины" необходимо в процессе прокатки изменять величину обжатия кромки сляба. Это возможно только при применении на вертикальных валках гидронажимных устройств, т.к. механические нажимные устройства не обеспечивают требуемого быстродействия из-за длительного позиционирования.

На основе моделирования деформации сляба с переменным обжатием кромки разработаны режимы управления ГНУ, обеспечивающие минимальные потери прямоугольной формы сляба для разных диапазонов хода цилиндра. При использовании ГНУ с ходом цилиндра, перекрывающим весь диапазон обжатия, определяющими параметрами закона управления являются усилие и обжатие в стационарной стадии, длина участка потери ширины и модуль жесткости клети

где АВ3 - заданное значение обжатия, х, х3 - длина прокатанного участка сляба и длина участка потери ширины, Рст, Мк - усилие прокатки и модуль жесткости клети.

Для ГНУ, с коротким ходом цилиндра, закон управления включает две стадии. На первой стадии ГНУ работает на разведение валков

где Л'„- нижняя граница диапазона хода цилиндра, к - геометрический параметр; на второй стадии - на сведение валков до достижения заданного обжатия по закону (7).

Выбор ГНУ с длинным или коротким ходом цилиндра обусловлен конструкцией станины клети. В отличие от новых клетей, когда на стадии проектирования можно предусмотреть установку ГНУ с диапазоном хода цилиндра, перекрывающим все возможные величины обжатия в клети, при модернизации существующей клети, часто из-за ограниченности свободного места, возможно только размещение ГНУ с коротким ходом цилиндра.

Установка ГНУ в существующую вертикальную клеть требует её конструктивной доработки - фрезеровки в теле станины. Выполненный с при-

ст

(7)

у' = Зп+к-{х-х3)\

(8)

менением метода конечных элементов расчет деформации станины клети №1 стана 2000 "HJIMK" показал, что возникающие напряжения не превышают допустимых пределов и не снижают коэффициент запаса прочности.

При прокатке в горизонтальной клети полосы, предварительно обжатой в вертикальных валках, её ширина формируется из двух составляющих уширения: естественного ABh и возвратного АВь, вызнанного обжатием локальной выпуклости сляба

В,=Ве + АВ„ + Щ, (9)

где В„ - ширина полосы после вертикальной клети.

Возвратное уширение из наплывов в результате деформации по толщине представили в виде

ABb-^ri-&Be(l + ABh/Be), (Ю)

i дс АВе = Вг. - В., - обжатие в вертикальной клети.

Для коэффициента пропорциональности использовали известную экспериментальную зависимость

Г s „хШ/, \0.VS9,- 7.591"

г,-» J ¡Я4АВП (*«)

и — е.ф| — i.o / / - -— — I —

- i IВ J \ReJ \Bj уве)

Естественное уширеиие при обжатии в горизонтальных налках оаре-' деляли ypdGHei-'jitM

где S,, - b(8;/Br.y\n(H0i'H,) - коэффициент уширена*. Я„,Я/, В0,В1 -толщина и шипина до и после прохода в горизонтальной клети.

Для определения коэффициента уширения была разработана математическая модель, в которой ширина и толщина прокатываемой полосы в очаге деформации изменяются по следующим законам:

В - В, - АВх/1 = В0{1 + J3-у?.т/7), (12)

ii = h, + Дй(я/7): - Ця + six!if , (13!

где ¡3 •= &%;B0, a=h,/h0, г-Ah/lb,, Ah-f^-h;, I - дойна с-чы а деформации.

. Построили К1 нематически возможное поле скоростей. Скорость вертикального перемещения на контакте с валком

= (14)

Скорость поперечного течения металла в очаге деформации

где р - варьируемый показатель степени. Скорости деформаций:

( л

s _ dK _ , I _ ___Ml______ J^li

dx

, (16)

A ( ' V~'

(18)

T* Ту

Г

ната неи-

где Л = cosy ■ (l + р - р-х„//) ■ + c(xjiy\, у и хн - угол и координат

трального сечения.

Пренебрегая касательными деформациями, интенсивность скоростей деформаций вычис ;яли по уравнению

09)

Применили вариационный принцип Журдена к очагу пластической деформации

Г » 1

л! Шт-нж- Игг V л.с-и V ГГт Ц«!^

; л- JJ-' ' " а-л— чг ( " - ¡21)1

I ¡" ' 5 ¡=1 Я, ] К '

где Т - интенсивность касательных напряжений, для жесткопластического тела равная г, - пределу текучести на сдвиг, у1 - скорости действующих на границах очага деформации напряжений сг;;. Ду,- - скачок скоростей на /-той поверхности среза .

В мощность сил, действующих на границах очага деформации, входит мощность скольжения между валками и полосой

-12в I_____(21

Лт4* = 4>"' г, ¡¿у^Ау2х+у2у + \>Ых, о о

где ¡и - коэффициент трения, Аух = (ух -1) - скорость скольжения металл; относительно валка в направлении прокатки.

В качестве варьируемых параметров использовали величину ушире ния А В и показатель степени р в соотношении (15). Функционал (20) ми нимизировали численными методами.

Расчетные данные по уширеншо были аппроксимированы мегодо» наименьших квадратов, что позволило получить зависимость для опреде лення коэффициента уширения. параметрами которой являются геометри ческие размерь! полосы, коэффициент трения и радиус валков:

5И, = ехр

• т°'2\В01Ь)'тб т{Н01к)0т7"% где М = ц ■ В/Н0. (22

При внедрении технологии беспрограммной прокатки важно знап возможности по формированию ширины полосы в черновой группе стана Применительно к стану 2000 АО "НЛМК" были рассмотрены две компо новки черновой группы стана: существующая н компоновка с двумя ревер сивными клетями, как предложение для реконструкции. В существующе» компоновке рассматривались две технологии прокатки: последовательна; прокатка сляба в клетях черновой группы и с дополнительным реверсив ным проходом в первой клети. При этом на 1-ой и 5-ой вертикальных кле тях при прокатке по 2-ой технологии работают ГНУ с максимальным хо дом цилиндра 45 мм для управления формой раската.

Установлено, что суммарная возможность изменения ширины пр1 прокатке по обычной технологии составляет 111 мм, а величины утоненш и стрелы вогнутости составляют соответственно 187 и 119 мм. При прокатке по 2-ой технологии суммарная возможность изменения ширины увеличивается до 200 мм, а величины утонения и вогнутости уменьшаются дс 172 и 92 мм, т.е. на 7 и 23 % соответственно.

При прокатке в двух реверсивных клетях, по 3 прохода в каждой суммарная эффективность редуцирования несколько снижается (183 мм) но величины утонения и вогнутости практически равны нулю за счет рабо-

гы ГНУ в каждом вертикальном проходе (эффективность применения ГНУ - 95 %). В пределах суммарной обжимной способности компоновки может быть осуще ствлен беспрограммный посад слябов в печи стана.

В третьей главе исследуется эффективность регулирования профиля и планшетности по; ос в клетях с разными конструкциями валковых систем.

Разработана математическая модель упругой деформации шестивал-ковой системы на основе численного решения системы дифференциальных уравнений прогибов рабочего, промежуточного и опорного валков.

Связь сплющивания у,.(г) валков и межвалкового давления приняли в соответствии с гипотезой Винклера

ц = [у,+ с, -(2- 1/2)1 ' (23)

гдех=--|+0,407 \ + —-?--{\^ + 0,407\ , яг | К, о ; Ь2 V Ь )

Е1У !:■- - модули Юнг;:, V,., г2 - коэффициенты Пуассона и О,, В2 - диаметры соответственно нижнего и верхнею валков в контактной паре, Ь - полуширина птощадки контакта, ус{~) - сближение осей валков, которое представили в виде:

у°{£) = гр,(г) + га{:) + у„ (г) - ув(г) - (24)

для пары "опорный-промежуточный" валок;

- 2р(г) + грг{2) + ур(:) - ур, (г) - (25)

для пары "промежуточный-рабочий" валок. Здесь гр,гр,,20, уе, ур,,уа - соответственно профилировки и прогибы рабочего, промежуточного и опорного валков.

Численное решение задачи включает в себя итерации по силам и моментам сил, действующих на валок, для рабочего и промежуточного валков с учетом их поворота в вертикальной плоскости. Находятся прогибы рабочего, промежуточного и опорного валков. Итерации по прогибу выполняются до тех лор, пока относительное изменение максимума и точки положения максимума прогиба не станет меньше заданной малой положительной величины

у'р 1 - соответственно максимальное значение текущего и предыдущего значений прогиба рабочего валка, ,¥- число ячеек расчетной сетки.

Были проведены расчеты для 3-х вариантов профилировки промежуточного валка (параболическая, со скосами конусностью 5 мм на длине 200 мм, ^-образная профилировка -0,29-^+0,29 мм) при ширине полосы 1850 и 950 мм в диапазоне сдвижки промежуточного валка -400++400 мм.

Для сравнения диапазонов регулирования профиля и планшегности в клетях разной конструкция профиль полосы представили полиномом вида с1п{г)^аг\1-4-{;1В)2\ + а4-{1-16-{-Л))4), ' (27>

где коэффициенты а г и ал определяются по результатам ¡расчетов упругой деформации валковой системы клети.

Коэффициенты я,, а^ можно представить в виде поля характеристик планшетности, в котором по оси абсцисс отложен коэффициент а4, а по оси ординат - коэффициент а2. При этом по положению точки в поле характеристик можно легко судить о распределении относительных удлинений и тем самым о форме возможных дефектов планшетности.

Методика построения поля характеристик планшетности следующая. Для каждого параметра (изгиб, осевая сдвижка), влияющего на изменение прогиба валков, в поле характеристик строятся отрезки, крайние точки которых определяются значениями а, и а4 для максимальной и минимальной величин влияющего параметра. Область, ограниченная этими отрезками, является полем характеристик планшетности для заданной конструкции клети.

- На ряс. 2 представлено сравнение возможности регулирования профиля и планшетности полосы в четырех- и шестивалковых клетях.

Расчеты показывают, что наибольший диапазон воздействия на профиль и планшетность имеет шестивалковая клеть со сдвижкой 5-образных рабочих валков, который составляет по коэффициенту а2 [-0,25-г+0,8 мм], а

по коэффициенту а4 - [-0,15^+0,09 мм]. Диапазон четырехвалковой клети со сдвижкой 5-образных рабочих валков составляет по коэффициенту а, [0,25-г+0,3 мм], а по коэффициенту а4 - [0,005+0,02 мм]. Требуемые диапазоны по профилю и планшетности, построенные в координатах а2, а,, сформулированы в виде:

по планшетности \а2 <(К + 0/ГТ)-/г-а4, \а2 >(-К + 1)/Н) • А - а,, (28)

К< [17.84-(Ь!В/ +1-]0~3 ///7, где а, - зад-»иное значение профиля, / - требования по плоскостности полосы в единице,*. / (единица/=10 мкм/м). Д //, </, И - соответственно профиль и голщиН'Т полосы на входе и на выходе из клети, В - ширина полосы, р - коэффициент ослабления продольных напряжений, (/< р<1.

по профилю а2 >0,ау>0, а: > 0, а4< 6, о ,> -2-а4,

а4 < (!, -

Г1рОТИВОН?П1Г> рабочего палку

Поле характеристик 4-х и 6-ти валковых клетей

■2» 0.8 -о

—!

6-ти валковая клеть (рабочий валок с 8-оирдзной профп'тшрозкоГ))

6-Т1! валковая }■ (промежуточный Т5ят'о" с й-образной профилировкой)

Зала ннын диапачск профи;м

6-гц валко:! а я :;чств'' (промежуточный со скосом) Протирсн". пц'межуточи ь;.лма

чего ва тка с

профилировки Г)

Рис. 2

Проведен анализ влияния соотношения диаметроЕ промежуточного и рабочего валков на изменение поля характеристик плгншетности. Диапазон поля характеристик планшетности 6-ти валковой клети с ¿'-образными промежуточными валками большей частью находится и верхней полуплоскости и в основном воздействие осуществляется на выпуклость полосы. В то время как 6-ти валковая клеть, имеющая промежуточные валки со скосами, воздействует на оба коэффициента. При увеличении отношения диаметров, когда диаметр рабочего валка постоянен, а диаметр промежуточного изменяется - поле характеристик расширяется, а е обратном случае -при фиксированном диаметре промежуточного валка и изменении диаметра рабочего поле характеристик сужается, причем воздействие на а4 уменьшается в большей степени, чем на аг.

Передаточные коэффициенты противоизгиба рабочих валков на а2 составляет (-0,17 т/мкм), на а4 - (0,625 т/мкм), противоизгиба промежуточных ^алков на а2 - (-0,27 т/мкм), на а4 - (1,25 т/мкм), сдвижки рабочих валков на а2 - (0,69 мм/мкм), на а4 - (-3,0 мм/мкм), сдвижки промежуточных •валков на а2 - (1,2 мм/мкм), на а4 - (-4,0 мм/мкм).

Одним из решающих шагов в реализации беспрограммной прокатки в чистовой группе является выбор технологии сдвижки рабочих валков. На 10-ой клети стана 2000 АО "НЛМК", оснащенной гидравлическими системами осевой сдвижки рабочих валков в диапазоне ±150 мм и изгиба валков до 120 т на подушку, были выполнены экспериментальные исследования по отработке технологии прокатки с циклической сдвкжкой и сдвижкой ¿'-образных валков (профилирование валков по полиномам 3 и 5 степени).

При Циклический Сдьиулкс с пиешянным ш<иим ни лсему 1 [шфику

прокатки наблюдается некоторое сглаживание профиля изношенного валка, но, как показали исследования, такая технология имеет ограничения по воздействию на локальные утолщения профиля полосы из-за неравномерности теплового профиля валков.

Установлено, что применение сдвижки ¿-образных валков на 10-ой клети позволяет получать заданное значение профиля [20-65 мкм] для полос толщиной более 3 мм по всему графику прокатки.

По результатам экспериментов адаптирована модель формирования профиля и планшегности, которую использовали для разработки.техноло-пш беспрограммной прокатки в чистовой группе широкополосного стана.

Четвертая глава посвящена разработке технологии сдвижки рабочих валков в условиях беспрограммной прокатки.

В настоящее время график прокатки на широкополосных станах может состоять из значительного количества полос одной ширины (на стане 2000 АО "НЛМК" до 20 в середине кампании, и до 40-50 к концу кампании). Это приводит к возникновению локальных утолщений на полосе, для

и

устранения которых применяют циклическую сдвижку валков. Применение сдвижки с малым шагом [5-10 мм] не устраняет полностью дефекты профиля полос из-за резко выраженной неснмметрии износа и теплового профиля валков. При увеличении шага до [20-25 мм] гарантировано прохождение всего диапазона сдвижки при любом достаточно большом количестве полос одного типоразмера (15-20 шт.), при котором износ на ширине полосы становится заметным, однако при этом не достигается равномерного сглаживания износа, который получается выраженными "ступеньками". Поэтому шаг цикличе;кой сдвижки свыше 25 мм является максимальным.

Проведенные исследования показали, что шаг циклической сдвижки зависит от графика прокатки. В работе предлагается способ прокатки с циклической сдвижкой рабочих валков, при котором шаг сдвижки выбирается из условия:

^C = DIN мм, (29)

где О - допустимый диапазон сдвижки, N - число полос одной ширины.

Проведенные расчеты показали, что профили прокапываемых полос при шаге сдвижки 5 и 25 мм содержат локальные утолщения 5-20 мкм на краях полосы, а также утонение кромки на длине 50-70 мм. Для предложенного режима сдвижки локальные дефекты полос не превышают 1-2 мкм с утонением кромки на длине менее 40 мм.

При реализации беспрограммной прокатки возникает необходимость создания новых рекимов работы сдвижки рабочих валков, которые соединяли бы в себе достоинства циклической сдвижки по сглаживанию износа

валков, а также обеспечивали бы прокатку полос с минимальными локальными дефектами поперечного профиля.

В диссертации разработан способ минимизации локальных дефектов профиля полос осевой сдвижкой рабочих валков с параболическими про-филировками, реализация которого возможна в составе системы управления профилем и плащиетностью полос в режиме реального времени. До тех пор, пока профиль полосы остается удовлетворительным, сдвижка валков работает в циклическом режиме. Как только локальные дефекты профиля становятся выше допустимых (5-10 мкм на 150-200 мм), алгоритм расчета величины осевой сдвижки производит поиск положения сдвижки, при котором локальные дефекты минимальны.

Для реализации алгоритма выработан критерий определения качества кокгура поперечного профиля полос с использованием представлений (27). (28). ■

Расчет профиля полос проводится в предположении, -что профиль полосы з г'-ой клети формируется под влияние.« как активной образующей рабочих валков данной клети, так и профиля полосы на входе в клеть в соответствии с зависимостью

d, = ( 1 - к) ■ h, fh,_} • + к ■ à, (30)

где к - коэффициент влияния /-ой клети на профиль полосы, зависящий от толщины согласно функции

k(h) = {(LOI■ h3)Д 7 + 0.01 h3). (у] )

Коэффициенты в формуле (31) были найдены методом наименьших квадратов по экспериментам, описанным в третьей главе.

На примере стана 2000 АО "НЛМК" рассмотрены этапы внедрения беспрограммной прокатки в чистовой группе широкополосных станов. Существующая компоновка включает противоизгиб в 10-12 клетях и осевую сдвижку рабочих валков 10-ой клети, которая может работать с S-образными валками и в режиме циклической сдвижки. При установке сдвижки в 8 и 9 клетях возможно несколько разработанных вариантов управления.

При оснащении сдвижкой всех клетей, кроме первой, наиболее приемлемой является технология прокатки с регулированием в 7-9 клетях профиля полосы сдвижкой ¿"-образных валков и минимизацией или устранением локальных дефектов профиля в 10-12 клетях осевой сдвижкой параболически профилированных валков.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ

1. С применением метода конечных элементов разработана трехмерная модель деформации сляба в вертикальных валках, позволяющая определить его геометрические характеристики в зависимости от начальной толщины и ширины, обжатия, радиуса валков и коэффициента трения. Расчетами установлено, что под действием локальных сдвиговых деформаций передняя грань сляба отрывается от поверхности валка до достижения наименьшего сечения в зеве валков и получает значительную вытяжку (до 1.5-2,0 раз) относительно середины сляба. Такой характер деформации обуславливает наличие участка переменной ширины, который увеличивает расход металла п обрезь.

2. Предложены зависимости, определяющие перемещение цилиндра ГНУ в процессе обжатия сляба в вертикальных палках с учетом его конструктивных особенностей, (максимальный ход цилиндра) для компенсации эффекта "потери ширины". Показано, что изменяя величину обжатия переднего конца сляба при помощи ГНУ, можно получить передний конец сляба с минимальным отклонением от прямоугольной формы.

3.На основе вариационного принципа Журдена для жестко-пластической среды решена задача уширения прямоугольной полосы в горизонтальных валках для условий прокатки в диапазоне 0,8 < 1/Нср < 5. Получена зависимость коэффициента уширения от геометрических параметров прокатки и коэффициента трения. Показана удовлетворительная сходимость расчетов уширения по разработанной теории в сравнении с известными исследованиями для разных 1/Нер.

4. На основе полученных моделей формирования ширины исследо-

вана эффективность применения ГНУ для режимов беспрограммной прокатки в черновой группе стана 2000 АО "НЛМК". Показано, что для существующей схемы прокатки в 5 проходов максимальное изменение ширины составляет Ш мм при значениях утонения и стрелы вогнутости концевых участков раската 187 и 119 мм. Добавление реверсивного прохода в клети №1 и применение ГНУ на вертикальных хлетях №1 и Лэ5 с максимальным ходом цилиндра 45 мм позволяет увеличить обжимную способность черновой группы до 200 мм и снизить утонение и вогнутость до 172 мм и 92 мм, т.е. на 7% и 23% соответственно. Одним из перспективных направлений реконструкции является переход к компоновке из 2-х реверсивных клетей с ГНУ на вертикальных валках, что позволит, не снижая обжимную способность черновой группы (Г83 мм), уменьшить расход металла в обрезь при ^ эффективности работы ГНУ до 95%.

5. Разработана модель упругой деформации 6-ти валковой клетй с учетом осевого перемещения и изгиба рабочих и промежуточных валков и методика построения поля характеристик профиля и лланшетности. Установлено, что диапазон регулирования профиля и планшетности по полю характеристик (а,, а4) с применением противоизгиба -40-+50 т и осевой сдвижки -120++32Q мм составляет для 4-х валковой клети (-0,25^+0,3; 0,005+0,02 мм), для шеетивалховой клети (-0,25++0,8; -0.15-;-+0,09 мм),

6.'Установлено, что передаточные коэффициенты противоизгиба рабочих. валков на а: составляет (-0,17 т/мкм), на а4 - (0,625 т/мкм), противоизгиба промежуточных валков на а2 - (-0,27 т/мкм), на а4 - (1,25 т/мкм), сдвижки рабочих валков на а2 - (0,69 мм/мкм), на а4 - (-3,0 мм/мкм), сдвижки промежуточных валков на a¡ - (1,2 мм/мкм), на а4 - (-4,0 мм/мкм) для ^-образных профилировок рабочего и промежуточного валков с параметрами (-0,29^+0,29мм), Установлено, что уменьшение отношения диаметров рабочего и промежуточного валков приводит ¡с расширению диапазона регулирования по параметру а4. Показано, что для регулирования общей выпуклости полосы наиболее целесообразна слвижка ¿"-образных промежуточных валков из-за их меньшего износа, чем у рабочих валков.

7. Проведены экспериментальные исследования по прокатке с осевой сдвижкой рабочих валков 10-ой клети стана 2000 АО "НЛМК". Прокатано 227 полос с циклической сдвижкой рабочих валков с шагом 5 мм, имеющих параболическую профилировку (-0,2 мм). Установлено, что профиль активной образующей рабочего валка становится неравномерным из-за отсутствия зависимости сдвижки от типоразмера и, следовательно, неравномерного изнашивания и теплового расширения. Установлено, что при регулировании профиля осевой сдвижкой валков с профилировками 3-еvi и 5-он степени профиль 75-80% полос толщиной более 3 мм попадает в диапазон 20-65 мкм.

8. Предложены способы регулирования формы поперёчного профиля полосы сдвижкой рабочих валков с целью минимизации или устранения локальных дефектов профиля: а) циклическая сдвижка в пределах одного типоразмера ширины с шагом, обеспечивающим прохождение всего допустимого диапазона сдвижки: б) регулирование контура образующей валка, при котором для формы поперечного профиля, удовлетворяющего критерию качества по а:. а4. используется циклическая сдвижка, в противном случае выбирается оптимальное положение сдвижки, ;при котором локальные дефекты минимальны. Реализация этих способов возможна в системе управления профилем и плашпетностью чистовой группы стана в режиме реального времени.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Коцарь СЛ., Третьяков В.А., Барышев В.В., Кудинов C.B. Моделирование "динамических характеристик прокатных клетей // Сб. тр. науч-но-техн. конф. "Теория и технология производства чугуна и стали", поев. 90-легию со дня рождения Шарова С.И. Липецк. 1995. С. 459-464.

2. Коцарь С.Л., Третьяков В.А., Барышев В.В., Кудинов C.B. Методика расчета упругих деформаций шестивалковых систем с осевой сдвижкой валков // Сб. тр. научно-техн. конф. "Теория и технология производства чугуна и стали", поев. 90-летию со дня рождения Шарова С.И. Липецк. 1995. С. 465-470.

3. Коцарь С.Л., Третьяков В.А., Кудинов C.B., Маз)р И.П. Вариационный метод решения задачи упругого контакта двух цилиндров // Технология машиностроения. Сборник научных трудов. Липецк. 1996. С. 67-73.

4. Третьяков В.А., Барышев В.В., Кудинов C.B. Методика расчета упругих деформаций четырех- и шестивалковых систем с осевой сдвижкой валков // Технология машиностроения. Сборник научных трудов. Липецк. 1996. С. 83-93.

5. Третьяков В.А., Варшавский Е.А., Барышев В.В., Кудинов C.B. Способ управления профилем прокатываемой полосы // Материалы областной научно-практической конференции "Изобретательство и инновационное творчество в решении проблем развития Липецкой области" (10 апреля 1996 г.) - Часть 2. - Липецк. 1996. С. 24-26

6. Мазур И.П., Третьяков В.А., Кудинов C.B. Методы моделирования при проектировании металлургического и машиностроительного оборудования. // Сб. тезисов док. Всероссийской научно-техн. конф., поев. 40-летию ЛГТУ. Липецк. 1996. С. 35-36.

7. Коцарь С.Л., Третьяков В.А., Барышев В.В., Кудинов C.B. Расчёт деформации сляба в вертикальных валках методом конечных элементов // Сб. тезисов док. Всероссийской научно-техн. конф., поев. 40-летию ЛГТУ. Липецк. 1996. С. 86-88.

8. Коцарь С.Л., Третьяков В.А., Барышев В.В., Кудинов C.B. Циклическая сдвижка рабочих валков как элемент беспрограмной прокатки // Сб. тезисов док. Всероссийской научно-техн. конф., поев. 40-летию ЛГТУ. Липецк. 1996. С. 84-86.

9. Коцарь C.JL, Третьяков В.А., Мазур И.П., Кудинов C.B. Решение задачи контакта упругих тел с неизвестной границей при наличии проскальзывания и ее приложения // Межвуз. сб. "Обрабогка сплошных и слоистых материалов". Магнитогорск. 1996. С. 112-121.

10. Тпетьяков R.A. Капыпгев В В. Купиной С R Трунпппгия ппгш-ят-

* * ' - ■ ■ д. -- -

ки полос с циклической сдвижкой рабочих валков // Межвуз. сб. "Обработка сплошных и- слоистых материалов". Магнитогорск. 1996.

С. 14-20.