автореферат диссертации по металлургии, 05.16.05, диссертация на тему:Разработка, теоретическое обоснование, исследование и внедрение эффективных технологий прокатки особо тонких стальных полос

На правах рукописи

005055288 ^^Ср/г^г^

КОЖЕВНИКОВА Ирина Александровна

РАЗРАБОТКА, ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ, ИССЛЕДОВАНИЕ И ВНЕДРЕНИЕ ЭФФЕКТИВНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ ПРОКАТКИ ОСОБО ТОНКИХ СТАЛЬНЫХ ПОЛОС

Специальность 05.16.05 - Обработка металлов давлением

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

2 2 НО Я 2012

Череповец - 2012

005055288

Работа выполнена в ФГБОУ ВПО «Череповецкий государственный университет».

Научный консультант - доктор технических наук, профессор,

заслуженный деятель науки и техники РФ Гарбер Эдуард Александрович Официальные оппоненты - Вельский Сергей Михайлович

доктор технических наук, ОАО «НЛМК», главный специалист по качеству

- Роберов Илья Георгиевич

доктор технических наук, ФГУП «НИИСУ», главный технолог

- Чиченев Николай Алексеевич доктор технических наук, профессор, НИТУ «МИСиС», профессор

Ведущая организация - Ордена Трудового Красного Знамени

Научно-исследовательский, проектный и конструкторский институт сплавов и обработки цветных металлов (ОАО «Институт Цветметобработка»)

Защита диссертации состоится 26 декабря 2012 г. в 14 часов на заседании диссертационного совета Д 002.060.02 при ФГБУН Институте металлургии и материаловедения им. A.A. Байкова Российской академии наук (ИМЕТ РАН) по адресу: 117334, г. Москва, Ленинский пр., 49.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ИМЕТ РАН.

Автореферат разослан «. 30 У, Си>7сЛ^/гЛ-2Ш1 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

доктор технических наук, профессор -— Шелест А.Е.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы

Под воздействием развития ряда отраслей машиностроения, особенно автомобильной промышленности, а также строительной индустрии, в сортаменте, технологии и оборудовании широкополосных станов горячей и холодной прокатки произошли большие изменения. Одно из них -уменьшение освоенной толщины как горячекатаных, так и холоднокатаных полос. На многих действующих станах стали прокатывать особо тонкие полосы, толщина которых меньше, чем было предусмотрено при их проектировании.

Так, на ряде широкополосных станов горячей прокатки освоили технологию производства стальных полос толщиной 0,8-1,5 мм, ранее относившихся к сортаменту станов холодной прокатки, так как многие предприятия машиностроения и строительной индустрии перешли на использование более дешевых тонких горячекатаных полос после того, как увеличились их прочность, пластичность и улучшилось качество поверхности. В 2010-2011 г.г. объем производства особо тонких горячекатаных полос на ЧерМК ОАО «Северсталь» составил 10-12% от общего объема выпускаемого металла. Следует отметить, что с 2008 г. спрос на горячекатаный прокат толщиной менее 1,5 мм увеличился в 2 раза.

На станах холодной прокатки, предназначенных для производства полос автомобильного и конструкционного сортамента с минимальной проектной толщиной 0,45-0,5 мм, например, на 5-клетевом стане «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь», освоили прокатку особо тонких полос с конечной толщиной 0,2-0,3 мм. В общем объеме производства холоднокатаного металла выпуск полос указанных толщин стабилен и составляет 35-40%, в то время как полосы толщиной 0,5-0,8 мм производятся в объемах, не превышающих 25%.

На Череповецком металлургическом комбинате ОАО «Северсталь» особо тонкий горячекатаный прокат производится по европейскому стандарту ЕК 10025-2 и техническим условиям ТУ 14-105-767-06, особо тонкий холоднокатаный прокат - по российским стандартам ГОСТ 9045-93, ГОСТ 19904-90 и ряду зарубежных стандартов (ЕЫ 10130-91, АБТМА 620, ЛБвЗ 141-90).

Одновременно с расширением сортамента тонколистовых станов, под воздействием требований потребителей продукции существенно уменьшены допуски на разнотолщинность и неплоскостность, установлены более жесткие нормативы чистоты поверхности полос.

Указанные изменения сортамента тонких листов и требований к показателям их качества привели к возникновению ряда проблем в эксплуатации действующих широкополосных станов. Отметим наиболее существенные из них.

1. Возросшие требования к точности размеров и плоскостности полос привели к необходимости повышения точности расчета режимов прокатки на непрерывных станах. Эти расчеты основывались на методах теории прокатки, разработанных в 40*-70х годах прошлого века применительно к сортаменту и технологии того периода. Проверка их точности при прокатке особо тонких полос ранее не производилась.

2. Уменьшение освоенной толщины полос привело к росту суммарных и частных обжатий на действующих станах, что вызвало увеличение усилий прокатки и расхода энергии, при этом в ряде случаев нагрузки на узлы рабочих клетей и мощность двигателей главного привода повысились до значений, превышающих допустимые, указанные в конструкторской документации разработчиков и изготовителей оборудования.

Необходимо было проанализировать точность наиболее распространенных методов энергосилового расчета процессов тонколистовой прокатки, оценить их пригодность для изменившихся условий работы широкополосных станов, чтобы на основании этого анализа решать вопросы о допустимости использования действующих узлов главных линий привода рабочих клетей или о необходимости их замены. Подобный анализ точности классических методов энергосилового расчета на широком диапазоне марок стали, ширин и толщин полос сортамента современных станов ранее не проводился. Как правило, точность расчета энергосиловых параметров проверяли либо на натурных моделях, либо на ограниченном объеме промышленных данных путем установки в рабочие клети специальных датчиков и измерительной аппаратуры.

Большинство современных станов оснащены стационарными автоматизированными системами контроля и управления параметрами технологии, что открывает новые возможности для совершенствования методов их энергосилового и технологического расчетов при прокатке особо тонких полос.

3. Основываясь на практическом опыте совершенствования технологии тонколистовой прокатки, специалисты ЧерМК ОАО «Северсталь» совместно с учеными Череповецкого государственного университета выдвинули гипотезу о влиянии положения нейтрального сечения в очаге деформации рабочей клети стана холодной прокатки на чистоту поверхности холоднокатаных полос. Перед учеными-прокатчиками была поставлена задача - проверить эту гипотезу в производственных условиях.

Для преодоления указанных проблем в эксплуатации и технологии широкополосных станов и для решения задачи повышения точности определения их технологических и энергосиловых параметров необходимо было разработать и применить для действующих станов такие методы расчета, которые определяли бы с минимальными погрешностями не только

усилия и мощность прокатки, но и положения нейтральных сечений в их очагах деформации.

Теория прокатки, созданная работами выдающихся отечественных ученых, обеспечила конструкторов прокатных станов и технологов прокатных цехов надежными методами расчета технологии и оборудования, благодаря чему в 20 веке в России, Украине и других республиках бывшего СССР были введены в действие и успешно работают высокопроизводительные прокатные станы, в том числе - широкополосные, производящие горячекатаные и холоднокатаные тонкие полосы.

Однако для решения изложенных выше новых задач листопрокатного производства потребовалось дальнейшее развитие теории листовой прокатки, особенно в части повышения точности расчета технологических и энергосшювых параметров широкополосных станов при производстве особо тонких полос. При этом необходимо было реализовать вновь открывшиеся возможности по использованию баз данных АСУ ТП действующих станов для отладки и обеспечения необходимой точности всех расчетных методик.

Цели работы.

1. Теоретическое обоснование и совершенствование методов энергосилового и технологического расчетов процессов горячей и холодной прокатки особо тонких широких полос.

2. Применение разработанных методов расчета для исследования и внедрения высокоэффективных технологий прокатки, обеспечивающих производство особо тонких высококачественных полос в необходимых объемах.

Задачи работы.

1. Анализ основных положений теории листовой прокатки для выявления причин, вызывающих уменьшение точности расчета энергосиловых и технологических параметров процессов производства наиболее тонких полос.

2. Разработка усовершенствованных методов расчета, обеспечивающих повышение точности вычисления технологических и энергосиловых параметров при горячей и холодной прокатке особо тонких полос на широкополосных станах.

3. Промышленная апробация и отработка усовершенствованных методов энергосилового и технологического расчетов процессов прокатки с использованием баз данных АСУ ТП действующих станов.

4. Исследование влияния основных факторов технологии на геометрические и энергосиловые параметры очагов деформации при прокатке особо тонких полос.

5. Использование результатов исследований и усовершенствованных методов расчета для разработки эффективных технологических режимов широкополосных станов, обеспечивающих экономию энергии и улучшение качества полос.

6. Испытания и внедрение на действующих станах эффективных технологических режимов.

Научная новизна результатов работы.

1. Разработана упруго пластическая модель напряженно-деформированного состояния полосы в очаге деформации при прокатке тонких полос на непрерывных широкополосных станах. Установлено, что при переходе действующих широкополосных станов на прокатку особо тонких полос существенно возрастает длина упругих участков очагов деформации рабочих клетей: при холодной прокатке до 50-70%, при горячей прокатке до 17-21% от общей длины очага деформации.

2. Разработаны уточненные методы расчета энергосиловых параметров непрерывных широкополосных станов горячей и холодной прокатки. Их отличие от известных методов состоит в том, что контактные напряжения и удельные работы прокатки определяются отдельно на каждом из участков очага деформации, при этом уравнение пластичности используется только на пластических участках, а на упругих участках оно заменено уравнением упругого состояния, структура которого впервые предложена в данной работе.

3. Установлено, что при холодной прокатке в промышленных условиях имеются такие очаги деформации, в которых зона опережения и нейтральное сечение отсутствуют. Предложены критерии идентификации типа очага деформации, позволяющие в процессе энергосилового расчета определить наличие или отсутствие в нем нейтрального сечения.

4. При холодной прокатке статистически достоверно доказана зависимость чистоты поверхности холоднокатаных полос от положений нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей.

5. Получены математические выражения для соотношений между силами, действующими на узел рабочих валков, исключающих резонансные вибрации в рабочей клети. В отличие от работ зарубежных специалистов, предлагающих для борьбы с вибрациями методы конструктивного характера (изменение динамических свойств клети путем введения демпфирующих устройств или активных элементов) и технологические мероприятия (подача дополнительной смазки, снижение скорости прокатки), представленная в данной работе методика позволяет разрабатывать режимы прокатки, полностью исключающие возможность возникновения вибраций.

Практическая ценность результатов работы.

1. Разработана эффективная технология холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающая повышение чистоты поверхности полос посредством корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения в очаге деформации.

2. Разработан способ холодной прокатки, обеспечивающий снижение энергозатрат на 3-8% посредством целенаправленной корректировки

технологических параметров (перераспределения частных обжатий и натяжений между клетями).

3. Разработана технология холодной прокатки на 4-клетевом стане, обеспечивающая снижение обрывности, поверхностной загрязненности холоднокатаных полос и энергозатрат.

4. Разработаны усовершенствованные режимы холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающие устранение резонансных вибраций и существенное повышение скорости прокатки.

5. Разработаны усовершенствованные режимы горячей прокатки, обеспечивающие снижение уровня контактных напряжений, расхода энергии при прокатке и повышение точности размеров горячекатаных полос.

6. Разработана усовершенствованная методика настройки скоростного режима непрерывных станов холодной прокатки, в которой скорости вращения валков рассчитаны с использованием представленных в работе формул коэффициентов опережения, при этом, за счет стабилизации скоростного режима, обеспечено уменьшение колебаний толщины полосы в 1,5-2 раза.

Обоснованность и достоверность основных положений и результатов диссертации подтверждена комплексом исследований и экспериментов на действующих широкополосных станах горячей и холодной прокатки, использованием современных методов исследования и корректных методов статистической обработки данных измерений и расчетов. Сформулированные научные положения отвечают современным представлениям о природе деформирования металлов, положениям теории пластичности и теории продольной прокатки, а также согласуются с известными работами по рассматриваемой проблеме.

Личный вклад соискателя. Личное участие автора выразилось в постановке задач исследований, в получении основных научных результатов, в разработке, исследованиях, испытаниях и внедрении эффективных технологий горячей и холодной прокатки особо тонких полос.

Апробация работы.

Основные результаты работы докладывались и обсуждались на 21 международной научно-технической конференции, 6 из которых проходили за рубежом (см. список опубликованных работ).

Публикации.

По материалам диссертации опубликовано 67 статей, в том числе 19 в журналах, рекомендованных ВАК, 4 в журнале «Russian Metallurgy», 2 в монографии издательства «CRC Press Taylor & Francis Group» (США), 29 в сборниках трудов международных конференций, получено 3 патента на изобретения Российской Федерации и 1 патент на изобретение Украины, выпущена 1 монография и 3 учебных пособия с грифом Учебно-методического объединения по образованию в области металлургии,

получено положительное решение по заявке на патент Российской Федерации.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 7 глав, заключения, списка литературы из 223 наименований. Объем диссертации составляет 233 страницы машинописного текста, 42 рисунка, 60 таблиц и приложения.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Глава 1. Анализ технологии производства особо тонких полос на широкополосных станах горячей и холодной прокатки

Для выявления проблемных участков существующей технологии прокатки особо тонких полос и определения направлений ее совершенствования были собраны, систематизированы и проанализированы данные, в том числе - содержащиеся в АСУ ТП, о фактических режимах и энергосиловых параметрах действующих непрерывных широкополосных станов горячей и холодной прокатки.

В результате анализа установлены следующие особенности технологии прокатки особо тонких горячекатаных и холоднокатаных полос:

1. Суммарные обжатия в чистовых группах клетей широкополосных станов горячей прокатки при освоении производства полос с конечной толщиной менее 1,5 мм увеличились с 88-92% до 94-97%, что привело к увеличению частных обжатий в трех первых рабочих клетях с 25-50% до 50-63%, а в трех последних - с 15-30% до 25-40%.

При холодной прокатке полос с конечной толщиной 0,2-0,3 мм диапазоны суммарных обжатий возросли до 80-83%. Для поддержания обжатия в последней клети на уровне 2-5% увеличили до 35-40% частные обжатия в предыдущих клетях, что привело к их предельной загрузке. Уменьшить загрузку этих клетей можно, снизив суммарное обжатие, то есть применив для производства особо тонких холоднокатаных полос горячекатаный подкат толщиной менее 1,5 мм.

2. Величина межклетевых натяжений при горячей прокатке не превышает 2-5% от величины сопротивления металла деформации, вместо рекомендованных значений 10-15%, то есть стабилизирующая роль натяжений почти не используется.

При холодной прокатке полос толщиной менее 0,5 мм величины межклетевых удельных натяжений необходимо устанавливать в диапазоне 18-22% от предела текучести полосы в соответствующем межклетевом промежутке с целью снижения обрывности полос. Анализ базовой технологии показал, что на некоторых станах фактические величины удельных натяжений достигают 30-35% от предела текучести, что существенно превышает их оптимальные значения.

3. Фактическая температура подката перед чистовой группой на ряде станов горячей прокатки находится в диапазоне 980-1060 °С, что не позволяет в полной мере использовать температурный фактор для снижения контактных напряжений, усилий и мощности прокатки.

Рекомендованное значение температуры, позволяющее существенно снизить уровень контактных напряжений, не ухудшить микроструктуру и механические свойства готового проката толщиной менее 2,0 мм, составляет 1080 °С.

4. Нормальные контактные напряжения между полосой и валками в чистовых клетях станов горячей прокатки достигают значений 1300-1450 МПа, что соответствует уровню напряжений при холодной прокатке. Это существенно снижает стойкость рабочих валков, особенно в последних клетях.

5. При освоении производства особо тонких полос существенно увеличилась протяженность упругих участков в очагах деформации: при горячей прокатке - до 17-21%, при холодной прокатке - до 50-70% от общей длины очага деформации, что снизило точность расчетов режимов обжатий и натяжений с помощью методов теории прокатки, использующих уравнение пластичности на всей протяженности очага деформации.

6. Процесс холодной прокатки полос толщиной менее 0,5 мм на непрерывных широкополосных станах по производству автомобильных и конструкционных листов нередко сопровождается вибрациями в рабочих клетях, которые вызывают дефекты на поверхности полос (типа «поперечной ребристости») и не позволяют увеличивать скорость прокатки до проектных значений.

Таким образом, в силу указанных особенностей производство особо тонких полос по традиционным технологиям характеризуется высокой энергоемкостью, снижением стойкости валков, ухудшением ряда показателей точности и качества металла, невозможностью в ряде случаев вести прокатку на максимальных рабочих скоростях, предусмотренных проектными характеристиками оборудования.

Для преодоления этих негативных тенденций необходима разработка эффективных технологических режимов прокатки, которые должны основываться на усовершенствованных методах энергосилового расчета, учитывающих отмеченные изменения в геометрии очагов деформации и в условиях контактного трения между полосой и валками, а также включать методы исключения вибраций в рабочих клетях.

Глава 2. Анализ известных методов энергосилового и технологического расчетов процессов тонколистовой прокатки

На основании анализа технологии производства особо тонких полос на действующих широкополосных станах, выполнен литературно-

аналитический обзор научных работ в области теории и технологии тонколистовой прокатки.

Показан определяющий вклад в развитие теории и технологии листопрокатного производства, внесенный трудами разных поколений ученых и специалистов ВНИИМЕТМАШ, ЦНИИЧЕРМЕТ, МИСиС, ИМЕТ РАН, МГВМИ, МГТУ им. Н.Э. Баумана, СПГТУ, УГТУ, ЮУрГТУ, ЛГТУ, МГТУ им. Г.И. Носова, ЧТУ, Донецкого государственного технического университета, Новолипецкого металлургического комбината, Уралмашзавода.

Отмечено, что последние 15 лет ознаменованы серьезными достижениями в области энергосбережения, улучшения качества тонколистового проката, внедрения эффективных технологических и технических решений.

В аналитическом обзоре особое внимание уделено исследованиям, которые наиболее близки к тематике настоящей диссертации. Это -теоретические и экспериментальные исследования, позволившие принципиально оценить влияние упругого сжатия валков в контакте с полосой и упругой деформации полосы на границах очага деформации на основные характеристики процесса прокатки тонких полос и лент (широко известные работы В.К. Белосевича, Я.Д. Василева, А.В. Зиновьева, А.А. Королева, СЛ. Коцаря, ВЛ. Мазура, В.П. Полухина, С.Е. Рокотяна, Е.М. Третьякова, В.Н. Хлопонина).

Аналитический обзор показал, что технический прогресс листопрокатного производства, отмеченные выше тенденции изменения сортамента, выразившиеся в освоении производства на действующих станах горячей и холодной прокатки особо тонких полос с жесткими требованиями к качеству, к точности размеров и плоскостности, потребовали корректировки следующих положений теории тонколистовой прокатки:

- при расчете напряженно-деформированного состояния полосы условие пластичности, как правило, применяют для всей протяженности очага деформации, в том числе - для упругих участков, где оно не действует;

— в энергосиловом расчете процесса горячей прокатки коэффициент трения скольжения между полосой и валками используют на всей длине очага деформации, без учета того, что большую часть этой длины (от 79% до 99%) занимает зона прилипания, в которой трение скольжения между полосой и валками отсутствует, а напряжения трения зависят не от коэффициента трения скольжения, а от сопротивления чистому сдвигу материала полосы;

-в известных методиках отсутствует математический аппарат для определения геометрических и энергосиловых параметров очагов деформации рабочих клетей станов холодной прокатки, не имеющих нейтральных сечений;

-в энергосиловом расчете станов холодной прокатки отсутствует условие исключения резонансных вибраций в рабочих клетях;

- при расчете мощности прокатки в большинстве известных методов не учитывают работу сил, вызванных касательными напряжениями, противоположно направленными в зонах отставания и опережения.

Глава 3. Развитие теории процесса холодной прокатки

Теоретические положения и их обоснование

В теорию процесса холодной прокатки предложено ввести следующие положения:

а) Контактные напряжения рассчитываются отдельно на каждом упругом и пластическом участке очага деформации (рисунок 1).

Л,.,, А/ - толщина полосы на входе и выходе из 1-й клети; А„ - толщина полосы в нейтральном сечении; а,_ь а, - заднее и переднее удельные натяжения; р„ хх -нормальные и касательные контактные напряжения; а - угол захвата; р - угол, характеризующий участок упругого восстановления; у - нейтральный угол; ДЛ^, Дй4упр - максимальные величины абсолютных упругих деформаций полосы по толщине на участках с длинами Х\ и х4

Рисунок 1 - Схема очага деформации

Согласно представленной схеме, очаг деформации аппроксимирован двумя отрезками прямых АВ и ВС (такая аппроксимация для условий тонколистовой прокатки, когда угол захвата а < 3...8°, а соотношение ДА//« < 0,003-0,04, не вносит сколько-нибудь существенных погрешностей в

расчет) и состоит из трех участков:

1) упругого сжатия полосы длиной Х\;

2) пластической деформации длиной х™, включающего две зоны: отставания длиной х2 = дготст и опережения длиной хъ = *опер;

3) упругого восстановления части толщины полосы на выходе из очага деформации длиной х4.

б) При расчете контактных напряжений на упругих участках, вместо условия пластичности, применено уравнение упругости.

Для условий плоской деформации металла уравнение пластичности может быть записано в виде:

Oi - о3 = 2т„

где oi, о3 - главные нормальные напряжения; т5 - сопротивление чистому сдвигу, 2т, = 1,15оф; оф - сопротивление металла пластической деформации.

Так как угол захвата при тонколистовой прокатке мал, в качестве главных нормальных напряжений А.И. Целиков предложил принять: = ох, о3 = -рх, тогда уравнение пластичности примет вид:

Рх~Ох = 1,150ф. (1)

Определение сопротивления металла деформации на упругих и пластических участках очага деформации в данной работе предложено выполнять на основе схематического графика изменения оф по длине очага, представленного на рисунке 2 (ломаная б). Особенность этого графика состоит в том, что на упругих участках длиной xi и х4 нет пластической деформации, там имеют место упругие деформации и изменение сопротивления деформации полосы на этих участках подчиняется закону Гука:

<гф1Ю = ЕПек=ЕП^-; сгфъ{Их) = Епек=Еп^, (2)

"i-1 п,

где Еп - модуль упругости материала полосы; Ah„ - абсолютная и относительная упругие деформации полосы по толщине на упругих участках.

С учетом формул (2), уравнения упругости для участков упругого сжатия полосы длиной jc, и упругого восстановления длиной х4 могут быть выражены, по аналогии с уравнением пластичности, следующим образом:

A-o-.-US^l-A-J; (3)

На пластическом участке изменение сопротивления деформации представлено функцией, предложенной A.B. Третьяковым: а0,2(е)=сто,2Исх+^ей-С целью упрощения расчетов на этом участке значение сопротивления деформации усреднено:

где Сод«« - предел текучести материала полосы в исходном,

недеформированном состоянии; А, В - эмпирические величины,

определяемые пластическими свойствами стали; еь, еь-1 - суммарное относительное обжатие за /-й и (/-1)-й проходы.

«а» - согласно существующим методикам; «б» - фактическая зависимость Рисунок 2 - Изменение сопротивления деформации по длине очага деформации 1-й

клети непрерывного стана

в) В развитие существующих положений теории листовой прокатки, решена задача расчета контактных напряжений в очаге деформации не только с нейтральным сечением (рисунок 1), но и без нейтрального сечения.

Тип очага деформации определяет характер изменения средней в поперечном сечении скорости полосы по длине этого очага. Возможные варианты схематизированных графиков изменения средней по сечению скорости полосы их представлены на рисунке 3, на этом же графике в виде прямой показана окружная скорость бочки валка и./.

Скорость полосы в любом поперечном сечении х очага деформации (рисунок 1) определяется из закона постоянства секундного объема:

где и, - скорость прокатки в г'-й клети; А, - толщина полосы на выходе из /-й клети; Лх — толщина полосы в сечении с координатой х.

Согласно выражению (5), средняя в поперечных сечениях скорость полосы и, увеличивается из-за уменьшения толщины от сечения АА до сечения ВВ (рисунки 1 и 3). Возможны следующие варианты увеличения скорости.

Вариант «А» - увеличение скорости происходит по линии 1. В этом случае скорость полосы и,, увеличиваясь по мере обжатия, достигает вел^-

X

1а

А X)tf=COnSt 1 \ ^^^ ____ в 11), с

W/-1 "Т 2

h ^-

h° К Amin А,

1-е нейтральным сечением; 2 - без нейтрального сечения

Рисунок 3 - Изменение средней в поперечном сечении скорости полосы по длине очага деформации /'-й клети

чины и, = ив, на значительном удалении от сечения, проходящего через вертикальную осевую плоскость рабочих валков, в котором толщина полосы минимальна (7/mi„). На участке ВС скорость полосы уменьшается из-за некоторого увеличения ее толщины вследствие упругого восстановления. Очаг при таком графике изменения скорости полосы имеет нейтральное сечение толщиной Ан и состоит из 4* участков: двух упругих с длинами хх и и двух пластических - зон отставания и опережения с длинами х2 = х,^ хз = *опер- Скорость полосы на выходе из валков г», больше окружной скорости вращения валков ив,:

ии t)„

Критериями идентификации очага деформации по варианту «А» h h

являются неравенства: —Si->1, — >1.

hmn k

Вариант «5» - увеличение скорости происходит по линии 2. В данном случае скорость полосы, увеличиваясь от сечения АА к сечению ВВ, не успевает достичь величины, равной скорости валков, а на втором упругом участке скорость уменьшается из-за некоторого увеличения толщины полосы. Поэтому такой очаг деформации не имеет нейтрального сечения и зоны опережения, он состоит только из трех участков - тех же двух упругих и одного пластического длиной дг23 = хт, а скорость полосы на выходе и, меньше окружной скорости валков:

и и

-=-<1, -¡-<1.

Критериями идентификации очага деформации по вариашу «Б» Лн1 , Лн, ,

являются неравенства: —— < 1, —^ < 1.

г) Установлено, что на современных станах холодной прокатки, использующих эффективные смазочно-охлаждающие жидкости новых поколений, зоны прилипания в очагах деформации рабочих клетей полностью отсутствуют, что, в отличие от станов горячей прокатки, позволило распространить закон трения скольжения на всю протяженность очага деформации.

Прилипание возникает в той части длины очага деформации, где касательные контактные напряжения хх, возрастающие пропорционально нормальным контактным напряжениям рх по закону трения скольжения Тг = МА, достигают максимально возможной величины т^^ = Ъ- Расчеты показали, что максимальные значения касательных напряжений в очаге деформации при холодной прокатке в 4-17 раз меньше сопротивления чистому сдвигу материала полосы, это и является доказательством отсутствия зоны прилипания в очагах деформации современных станов холодной прокатки.

Методика определения протяженности участков очага деформации

Длина очага деформации в 1-й клети определяется по формуле:

*пл+ Х4.

Протяженности первого упругого и пластических участков можно определить, выполнив геометрические вычисления (рисунок 1):

2___А^Ос.+дО .

■АЛ.™ '

(6)

-ё

АЛ,+АЛ4уц)

~4 " 3 ~ Ща/2) ' 2 Х™ где £)р — диаметр бочки рабочего валка; ДЛ, — абсолютное обжатие в /-й клети.

Протяженность второго упругого участка х4 определяется с учетом реальных особенностей контакта полосы и валков по модифицированной формуле Герца:

где Pcpi - среднее значение нормальных контактных напряжений; R - радиус бочки рабочего валка; vB, vn - коэффициент Пуассона материала валков и полосы; Ев - модуль упругости материала валков; К, - поправочный коэффициент, введенный в данной работе с целью учета факторов, отличающих движущуюся полосу от неподвижного полупространства (наклеп полосы, ее толщину и коэффициент трения между полосой и валками):

- если Ао0,2i • А/ Ц, > 5200 МПа-мм, то К, = 1;

- если Дсто,2, • hj ц, < 5200 МПа-мм, то Kt рассчитывается по регрессионному уравнению:

где Да0,2/ - наклеп полосы; Да0,2« - базисное значение наклепа полосы, До0,2в = 300 МПа; И^ - минимальная толщина прокатываемых полос, Лпш, = 0,2 мм; Цтош - минимальное значение коэффициента трения в очаге деформации, ц™, = 0,03.

Расчет нормальных контактных напряжений с раздельным учетом

напряженного состояния на упругих и пластических участках

В соответствии с принятым подходом, для расчета контактных напряжений, по аналогии с методом А.И. Целикова, составляют систему трех уравнений, однако, в отличие от этого метода, делают это отдельно для каждого упругого и пластического участков.

Первое уравнение - дифференциальное уравнение равновесия полосы в очаге деформации.

Второе уравнение - закон трения скольжения Амонтона.

Третье уравнение - уравнение, выражающее условие упругости или пластичности (выражения (3), (1)).

В результате решения системы получают расчетные формулы нормальных контактных напряжений рх.

Формулы для расчета средних значений нормальных контактных напряжений на каждом участке очага деформации получают путем интегрирования выражений р^у.

где р) — среднее значение р^ нау'-ом участке; йу_ь Ау — толщины полосы на границах этого участка.

К, = 0,718-0,024- -^iL+o,164- А. -0,132-

Да0.2 б Лтт

2

(8)

Анализ формул контактных напряжений на упругих участках показывает, что эти напряжения прямо пропорциональны модулю упругости материала полосы, а не сопротивлению пластической деформации, существенно зависят от коэффициента трения в очаге деформации и уменьшаются с ростом натяжений полосы. Сопротивление пластической деформации также влияет на величину средних удельных давлений на этих участках, но по сложной функциональной зависимости.

Анализ формул контактных напряжений для пластического участка показывает, что они прямо пропорциональны сопротивлению пластической деформации, в сложной зависимости растут при увеличении коэффициента трения и уменьшаются с ростом натяжений полосы. Эти выводы качественно (но не количественно) совпадают с результатами, известными из классического решения. Однако, в отличие от этого решения, новые расчетные формулы учитывают (через модуль упругости полосы) влияние на контактные напряжения в пластической области упругих деформаций на входе в очаг деформации и выходе из него.

По известным средним значениям нормальных контактных напряжений на каждом участке средние для каждой схемы очага деформации значения вычисляют по формулам:

- вариант «А» (с нейтральным сечением):

Рср, =Т-{РЛ +Р2ХЖЯ +Р}хжр +рАх4)\

С1

- вариант «2>» (без нейтрального сечения): рф = -^(р,*, + р23хпл + р4х4).

1а

Изложенную методику реализуют с помощью итерационного алгоритма.

Для расчета усилия прокатки используют известную формулу:

Р =РсрЛЛ (9)

где Ь — ширина прокатываемой полосы.

Определение мощности прокатки

В отличие от известных методик, составляющие работы прокатки вычисляют отдельно для каждого из упругих и пластических участков очага деформации.

Работу нормальных и касательных сил на каждом участке, в соответствии с расчетной схемой (рисунок 4), вычисляют отдельно в горизонтальном (вдоль оси прокатки) и вертикальном (перпендикулярно к оси прокатки) направлениях, для чего находят проекции каждого из напряжений рр т, на указанные оси, а затем от проекций напряжений переходят к проекциям соответствующих сил и, найдя с помощью

интегрирования для каждого участка путь соответствующей горизонтальной или вертикальной силы, определяют значения работы прокатки.

Анализ полученных зависимостей дает основания для следующих выводов:

1) Работа и мощность прокатки зависят от касательных сил, вызванных касательными напряжениями; нормальные контактные напряжения влияют на мощность прокатки через принятый закон трения.

2) Полезную работу валки совершают только на первом упругом участке и в зоне отставания, а в зоне опережения и на втором упругом участке полоса возвращает валкам часть затраченной энергии (величины а3 и а* отрицательны).

Удельную работу прокатки в целом для очага деформации /-й клети рассчитывают по формуле:

(10)

У=1

где а, - удельная работа прокатки нау'-м участке очага деформации.

Мощность прокатки полосы в /-й клети вычисляют по формуле:

Л'пр, = ащн-ЪгИгЬ. (11)

Определение коэффициентов опережения при прокатке

Коэффициент опережения характеризует количественную оценку расхождения скорости полосы и валков:

Если задана скорость прокатки в /-й клети, то, зная величину коэффициента опережения 5/, можно определить скорость вращения валков:

60ц

Точность определения величины п, зависит от погрешности расчета коэффициента опережения Б,.

Анализ наиболее известных методик расчета показал, что для очагов деформации с нейтральным сечением они позволяют вычислить но со значительными погрешностями, так как не учитывают напряженно-деформированное состояние полосы в упругих участках очага деформации. Для очага деформации без нейтрального сечения формулы для расчета 5, отсутствуют.

Для получения расчетных формул коэффициента опережения использовали изложенный выше метод энергосилового расчета. Преимущество этого метода состоит в том, что он позволяет с минимальными погрешностями определить толщину полосы в нейтральном сечении при его наличии в очаге деформации, а также рассчитать параметры очага деформации без нейтрального сечения.

Применив к нейтральному сечению и к выходному сечению закон постоянства секундных объемов полосы, получили расчетную формулу 5/ для очага деформации с нейтральным сечением:

5 К__!

Для очага деформации без нейтрального сечения применили закон постоянства секундных объемов полосы к выходному сечению и сечению с минимальной толщиной полосы. В результате получили формулу Sí для очага данного типа:

5( 1,

Ь

где к — коэффициент, зависящий от коэффициента трения в очаге деформации, к = 0,96 -5- 0,98.

Глава 4. Развитие теории процесса горячей прокатки тонких широких полос

Теоретические положения и их обоснование

В теорию процесса горячей прокатки тонких широких полос предложено ввести теоретические положения, общие для горячей и холодной прокатки, обоснованные в главе 3, и ряд принципиально новых положений, следующих из особенностей напряженно-деформированного состояния металла в очаге деформации при горячей прокатке.

Общие положения следуют из того, что в рабочих клетях широкополосных станов горячей прокатки очаг деформации состоит, как и в клетях станов холодной прокатки, из двух упругих участков и пластического, расположенного между ними. Поэтому контактные напряжения рассчитывают отдельно по участкам, причем в упругих участках, вместо уравнения пластичности, используют уравнения упругости (3).

В очаге деформации широкополосного стана горячей прокатки всегда есть нейтральное сечение, то есть по классификации, предложенной в главе 3, этот очаг относится к варианту «Л».

Главное же отличие метода энергосилового расчета процесса горячей прокатки на широкополосных станах следует из существенной особенности напряженного состояния полосы, состоящей в том, что бблыпая часть протяженности очага деформации при горячей прокатке представляет собой зону прилипания, в которой действует трение покоя, а не трение скольжения1.

Исходя из изложенных положений, в данной работе принята схема напряженного состояния полосы в очаге деформации широкополосного стана горячей прокатки, согласно которой очаг состоит из трех участков (рисунок 5):

1) упругого сжатия полосы на входе в валки длиной дг1упр;

2) пластической деформации длиной х^ представляющего целиком зону прилипания;

3) упругого восстановления части толщины полосы на выходе из валков длиной х2.

По отношению к средней скорости по толщине полосы пластический участок состоит из двух зон - отставания длиной х^ о^,. и опережения

ДЛИНОЙ Хпл.огер.

1 H.A. Соболевским, А.И. Целиковым и А А Королевым в работах 1930-40-х годов было отмечено, что зона прилипания при определенных условиях может простираться по всей дуге захвата.

Протяженность первого упругого и пластических участков очага деформации определяется по формулам (6), протяженность второго упругого участка определяется по формуле (7) при $ = 1.

Определение сопротивления деформации

Сопротивление деформации при горячей прокатке зависит от химического состава материала полосы, деформационных, температурных и скоростных параметров процесса. Точность определения этого параметра обуславливает точность прогнозирования контактных напряжений и, следовательно, энергосиловых, а через них геометрических и кинематических параметров процесса.

Изменение сопротивления деформации по длине очага в данной работе принято следующим образом:

— на упругих участках, как и при холодной прокатке (рисунок 2), сопротивление деформации изменяется линейно (по закону Гука);

- на пластическом участке среднее значение сопротивления остается постоянным, так как по мере продвижения полосы происходит его изменение одновременно по двум противоположным направлениям: из-за обжатия сопротивление растет в результате наклепа, а из-за высокой температуры уменьшается в результате рекристаллизации.

Для определения сопротивления деформации на пластическом участке использована формула Л.В. Андреюка, ее достоинства заключаются в очень широком наборе марок сталей и сплавов и возможности подсчитать сопротивление деформации по химическому составу стали: ^=^"(10^)4^/1000)%

где Б, а, Ь, с- постоянные числа, определяемые для каждой марки стали по результатам испытаний на пластометре; а^ - базисное значение сопротивления деформации; и — скорость деформации; - температура полосы на выходе из /-й клети.

Принятый закон распределения напряжений трения по длине очага

деформации

Особенностью условий трения в зоне прилипания является то, что нормальные и касательные контактные напряжения в ней не зависят от коэффициента трения скольжения, а определяются величиной сопротивления чистому сдвигу материала полосы и разностью между средней в поперечных сечениях скоростью полосы и окружной скоростью бочки валков.

С учетом этого в данной работе принят схематизи- т»МПа рованный график изменения напряжений трения в очаге деформации при горячей прокатке (см. рисунок 5):

- на упругих участках очага деформации действует закон трения скольжения Амонтона:

т* = Ю>*; (12)

- на пластическом участке, согласно работам Е.П. Утесова, касательные напряжения изменяются линейно от максимального значения т^щ« = т5 до минимального значения

Рисунок 5 — Изменение касательных контактных напряжений в очаге деформации

Т» ^ -т» проходя через значение тх = 0 в нейтральном сечении, в соответствии с выражением:

( к-к 1

т*=т- ~Г-7" ' (13)

где //¡ухф - толщина полосы на границе первого упругого и пластического участков.

Определение нормальных контактных напряжений и усилия прокатки

Для расчета нормальных контактных напряжений, возникающих в очаге деформации при горячей прокатке, использован подход, обоснованный в главе 3, однако, в отличие от процесса холодной прокатки, где касательные контактные напряжения на протяжении всего очага деформации подчиняются закону трения скольжения, при горячей прокатке изменение касательных напряжений по длине очага принято по закону, выраженному формулой (13), в соответствии с графиком рисунка 5.

По известным средним значениям напряжений на каждом из трех участков среднее для всего очага деформации нормальное контактное напряжение вычисляют по формуле:

Ра = + А*». + Рз*г) ■

а

Изложенную методику реализуют с помощью итерационного алгоритма, расчет усилия прокатки производят по формуле (9),

Определение мощности прокатки

Методика расчета мощности горячей прокатки аналогична методике, разработанной для станов холодной прокатки (см. главу 3), однако, ее основное отличие состоит в принятом законе изменения касательных напряжений по длине очага деформации.

Средние значения касательных напряжений на упругих участках вычисляются на основе закона трения (12):

= т4 = -

Знак минус в выражении для определения т4 указывает на противоположное по отношению к первому участку направление касательных напряжений.

По той же причине средние значения касательных напряжений на пластическом участке определяют в каждой из зон отдельно путем интегрирования в соответствующих границах выражения (13): т„

в зоне отставания: г, = —;

2 2

/

в зоне опережения: г3 = —^

К

Ку^-К)

Удельная работа прокатки полосы при прохождении ее через валки /й клети представляет собой сумму удельных работ, вычисленных для каждого участка очага деформации:

Ощ>= «1 + аг + аъ + щ. Мощность прокатки полосы в 1-й клети вычисляют по формуле (11).

Глава 5. Оценка точности методов энергосилового расчета процессов горячей и холодной прокатки

Точность методов, изложенных в главах 3 и 4, проверяли путем сопоставления расчетных и измеренных усилий прокатки и мощности двигателей главного привода рабочих клетей чистовой группы полунепрерывного комбинированного стана «2800/1700» производства горячекатаного проката, 4-клетевого и 5-клетевого непрерывных станов «1700» производства холоднокатаного проката ЧерМК ОАО «Северсталь» (Россия, г. Череповец), 4-клетевого стана холодной прокатки «1700» ММК им. Ильича (Украина, г. Мариуполь), и статистического анализа погрешностей расчета - расхождений между рассчитанными и измеренными значениями.

Для определения фактических усилий прокатки и мощностей двигателей использовали базы данных АСУ ТП указанных станов. Всего было использовано около 1000 фактических данных об усилиях и

мощностях по станам холодной прокатки и около 200 аналогичных данных по станам горячей прокатки.

Результаты статистической оценки точности разработанных методов энергосилового расчета представлены в таблице 1.

Таблица 1 - Погрешности расчета усилий прокатки и мощностей двигателей главного привода рабочих клетей станов горячей и холодной прокатки, %

Параметр Значение погрешности Тип прокатки

горячая холодная

Усилие прокатки среднее 4,8 5,7

максимальное 11,1 12,7

Мощность электродвигателей среднее 5,7 7

максимальное 12,9 14,9

Из таблицы 1 видно, что усовершенствованные методы обеспечивают точность вычисления энергосиловых параметров процессов горячей и холодной прокатки особо тонких полос с максимальными погрешностями 11-15%, что в 4-20 раз меньше погрешностей расчета с применением известных методов, использующих условие пластичности на всей протяженности очага деформации.

В работе выполнено сопоставление результатов расчета геометрических и силовых параметров очагов деформации при горячей прокатке особо тонких полос в клетях чистовых групп, полученных с применением усовершенствованного метода и метода конечных элементов, реализованного в модуле БЕРСЖМ-ЗО. В процессе сопоставительного анализа установлено, что расхождения в расчетах геометрических параметров очагов деформации двумя методами не превышают 15%, а в расчете усилий прокатки - 10%.

Таким образом, представленные в работе методы обеспечивают достаточную для практики точность и оперативность расчета геометрических и энергосиловых параметров процессов горячей и холодной прокатки, что позволяет использовать их для разработки энергоэффективных технологий производства особо тонких полос.

Глава 6. Исследование влияния основных факторов процессов горячей и холодной прокатки на геометрические и энергосиловые параметры очагов деформации

С помощью разработанных моделей процессов горячей и холодной прокатки на непрерывных широкополосных станах выполнен комплекс исследований влияния параметров процесса прокатки (коэффициента трения, межклетевых натяжений, относительного обжатия, температуры подката) на геометрические и энергосиловые параметры очагов деформации.

Горячая прокатка

Стойкость рабочих валков последних клетей непрерывных широкополосных станов горячей прокатки и, частично, расход энергии на деформацию определяются уровнем контактных напряжений.

В результате исследований установлено, что при горячей прокатке наиболее эффективными средствами воздействия на контактные напряжения и усилия являются относительные обжатия и температура подката. Варьирование и перераспределение обжатий между клетями широкополосных станов горячей прокатки, увеличение температуры подката позволяют снизить напряжения в последних клетях на 20-30%.

Межклетевые натяжения, почти не влияя на силовые параметры (их увеличение даже в 2 раза приводит к снижению р^ всего лишь на 1-2%), оказывают значительное воздействие на расход энергии, позволяя изменить мощность привода рабочей клети на 6-17%.

Холодная прокатка

Чистота поверхности холоднокатаных полос и расход энергии на процесс пластической деформации определяются положением нейтрального сечения в очаге деформации, которое характеризуется параметром

х

- (*отст - длина зоны отставания; дгщ, - полная длина пластического участка):

- при X, приближающемуся к Хтлх = 1, зона отставания занимает преобладающую часть пластического участка очага деформации, что благоприятно отражается на чистоте поверхности холоднокатаных полос;

- при X, стремящемуся к минимальному значению Хща = 0,55, протяженность зон отставания и опережения становится примерно одинаковой, что приводит к снижению расхода энергии на прокатку, за счет возврата в зоне опережения валкам части энергии, затраченной на деформацию полосы в зоне отставания.

В результате исследований установлено, что во всех клетях непрерывного стана значения параметра X, увеличиваются при снижении коэффициента трения и переднего натяжения и при увеличении заднего натяжения. С ростом частного относительного обжатия значения исследуемого параметра увеличиваются для первой и промежуточных клетей, а в последней клети — уменьшаются.

Регулировать положение нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей с помощью коэффициента трения не представляется возможным, поскольку на его величину влияет много разнообразных факторов. Наиболее эффективными средствами воздействия на геометрию

очага деформации являются межклетевые натяжения и относительные обжатия. Особенно эффективно регулирование переднего натяжения, обеспечивающее самый широкий диапазон воздействия на положение нейтрального сечения.

Наиболее существенные новые закономерности изменения мощности прокатки, установленные благодаря учету показателя X,, заключаются в следующем:

- С ростом коэффициента трения мощность не обязательно увеличивается; в зависимости от изменения типа очага деформации она может уменьшаться, оставаться постоянной или скачкообразно изменяться. Такой, на первый взгляд, парадоксальный характер зависимости Л^ от ц объясняется тем, что при определенном значении коэффициента трения в очаге деформации может исчезнуть нейтральное сечение.

— При увеличении переднего удельного натяжения полосы мощность прокатки снижается, что не противоречит известным закономерностям, однако, если показатель X, < 1, темп снижения мощности многократно больше, чем получается при расчете по известным методикам.

Глава 7. Применение разработанных методов энергосилового расчета для совершенствования технологии прокатки на листовых станах

Влияние положения нейтрального сечения в очаге деформации на качество

холоднокатаных листов

Источниками снижения чистоты поверхности являются продукты износа поверхностных слоев полосы и валков в очаге деформации и продукты разложения смазочно-охлаждающей жидкости. Главные причины появления этих продуктов — контактное трение и высокий уровень нормальных контактных напряжений.

В производстве холоднокатаного проката ЧерМК ОАО «Северсталь» был выполнен комплекс исследований с целью установить влияние технологических параметров прокатки на чистоту поверхности полос. Основой исследований являлась гипотеза о зависимости чистоты поверхности полос от положения нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей. Это предположение объясняется тем, что в зоне отставания напряжения трения направлены по ходу прокатки, в результате чего продукты износа и разложения активно выносятся валками из очага деформации, который тем самым непрерывно самоочищается; в зоне опережения напряжения трения направлены против хода прокатки, поэтому вынос из очага деформации этих продуктов затруднен, они накапливаются в очаге, приводя к увеличению количества грязи на полосе (рисунок 6, а). Следовательно, обеспечивая максимально возможный сдвиг нейтрального

сечения в сторону выхода полосы из валков, можно добиться лучшей чистоты поверхности полосы (рисунок 6, б).

а)

направление^прокатки продукты износа и разложения

валки

б)

загрязнения беспрепятственно удаляются из очага деформации

направление сил трения в зоне отставания

прокатываемая полоса

направление сил трения в зоне опережения

направление сил трения в очаге деформации без нейтрального сечения

Рисунок 6 - Влияние направлений сил трения на самоочищение очага деформации

Для проверки гипотезы был проведен регрессионный анализ факторов технологического процесса, оказывающих наибольшее влияние на загрязненность холоднокатаных полос, в результате получены регрессионные уравнения в виде зависимостей степени отражения светового потока (С,)2, характеризующей чистоту поверхности полосы, от факторов технологического процесса.

Регрессионные зависимости от значимых факторов представлены в таблице 2.

Итоговое регрессионное уравнение для определения чистоты поверхности готовой полосы, объединяющее все 4 уравнения таблицы 2, имеет вид:

С4 = 3,4~ +3,5-

+ 10,8Х2 + 9,1Х3 + 19,8X4.

2 Чистоту поверхности полосы в процентах отражения светового потока определяют с помощью рефлектометра. Сущность метода состоит в следующем: скотч наклеивают на поверхность полосы, затем снимают и наклеивают на чистый белый лист бумаги, подносят рефлектометр и направляют на скотч световой поток, так как на скотч перешли загрязнения с поверхности полосы, то от него отражается только часть светового потока, которая улавливается прибором и высвечивается на цифровом табло в процентах (100 %- абсолютно чистая поверхность).

Таблица 2 - Степень отражения светового потока после каждой клети (С„ %) в функции параметров процесса прокатки на 4-клетевом стане «1700»_

Номер клети 0) Регрессионное уравнение Примечание

1 С, = 31,9* +32,3 С К Сщщ к — число омыления эмульсола; кб - базисное значение числа омыления эмульсола, кб = 95 мг КОН на 1 г; С - степень отражения светового потока на подкате; Стк — максимальное значение степени отражения светового потока, Сщщ = 100%; X, — показатель, характеризующий положение нейтрального сечения.

2 С2= 35,3-^- +34,9*2 ^тах

3 с Сз = 64,8 —— + 19,6*3 ^"тах

4 С4 = 46,7-^-+ 19,8А^ ^тах

Разработка и внедрение в производство режимов прокатки, обеспечивающих повышение чистоты поверхности холоднокатаных полос

На основе результатов проведенных исследований были разработаны усовершенствованные режимы прокатки, в которых значения X, максимально приближены к 1.

Эти режимы были успешно апробированы на действующих 4-клетевом и 5-клетевом станах «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь». После апробации была проведена работа по внедрению новой технологии в производство.

Первоначально была выполнена корректировка промышленных режимов обжатий и натяжений для всего сортамента непрерывных станов «1700» по критерию * = шах с использованием новой модели очага деформации и определение допустимых отклонений от оптимальных параметров прокатки, не приводящих к ухудшению чистоты поверхности полосы.

Прокатку по усовершенствованным режимам производили на 4-клетевом и 5-клетевом станах «1700». Контроль качества металла по чистоте поверхности полос осуществляли по данным отдела технического контроля (ОТК) ЧерМК ОАО «Северсталь».

Оценку эффективности выполняли путем сопоставления данных ОТК о загрязненности металла, прокатанного за одинаковые периоды времени до внедрения и после внедрения усовершенствованных режимов. Результаты этой оценки представлены в таблицах 3 и 4.

Из таблиц 3 и 4 видно, что усовершенствованные режимы прокатки, по сравнению с базовыми, обеспечивают значительное снижение среднего

количества механических загрязнений на поверхности холоднокатаных полос и общее сокращение металла, оцененного по 4му баллу загрязненности.

Таблица 3 - Среднее количество механических загрязнений на поверхности холоднокатаного отожженного металла, мг/м2_

Показатель загрязненности Место контроля Базовый режим Усовершенствованный режим

Среднее количество механических загрязнений, мг/м2 травленый подкат 103 162

5-клетевой стан 95 81

4-клетевой стан 349 279

Разность количества загрязнений холоднокатаного и травленого металла, мг/м2 5-клетевой стан -8 -81

4-клетевой стан + 246 + 117

Таблица 4 — Данные ОТК о распределении холоднокатаного отожженного

металла по баллам загрязненности, %

Баллы загрязненности Место контроля Базовый режим Усовершенствованный режим Изменение количества металла, %

1Й-2Й баллы С = 70-100% 5-клетевой стан 32,1 31,4 -2,2

4-клетевой стан 16,8 20,7 + 23

3й балл С = 45-69% 5-клетевой стан 66,7 68,3 + 2,4

4-клетевой стан 63,5 76,8 + 21

4й балл С <45% 5-клетевой стан 1,2 0,3 -75

4-клетевой стан 19,7 2,5 -87

Экономический эффект от внедрения мероприятий в производство холоднокатаного проката ЧерМК ОАО «Северсталь» составил 2 млн.руб./год.

На способ прокатки, положенный в основу усовершенствованных режимов, получен патент Российской Федерации № 2238809.

Разработка и промышленная апробация на 5-клетевом стане «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь» режимов прокатки, обеспечивающих экономию энергии двигателей главного привода рабочих клетей

Из работ В.Н. Выдрина и др. известно, 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, то есть расход энергии в рабочей клети зависит от соотношения длин зон отставания и опережения: чем длиннее последняя, тем меньше мощность прокатки и расход энергии. Эффективное воздействие на это соотношение можно оказать, изменяя частное обжатие, заднее и переднее натяжения полосы.

Учитывая эту особенность процесса холодной прокатки, был разработан и оформлен в виде заявки на патент Российской Федерации метод усовершенствования технологического режима непрерывного стана, сущность которого состоит в том, чтобы, целенаправленно изменяя распределение между клетями частных обжатий и межклетевых натяжений, уменьшить протяженность зон отставания в наиболее энергоемких рабочих клетях и тем самым обеспечивать экономию энергии при прокатке. Критерием усовершенствования является стремление значения X, к А'щщ = 0,55.

При разработке указанного метода учитывали, что другой критерий усовершенствования - повышение чистоты поверхности полос - требует противоположного воздействия, сдвига нейтрального сечения в сторону выхода полосы из валков.

В связи с этим было решено распределить между рабочими клетями непрерывного стана функции обеспечения чистоты поверхности полос и экономии энергии следующим образом. В последних клетях (для 5-клетевого стана - в клетях №№ 4 и 5), от которых в наибольшей степени зависит чистота поверхности, сдвигать нейтральное сечение к выходу из валков, максимально, с учетом технологических ограничений, приблизив показатель Х1 к 1, тем самым повысить чистоту поверхности полос.

В первой и промежуточных клетях, обладающих максимальной энергоемкостью, следует сдвигать нейтральное сечение назад, уменьшая показатель и тем самым снижая 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.

На основе этого метода были разработаны и успешно испытаны усовершенствованные режимы прокатки.

В таблице 5 приведены данные АСУ ТП 5-клетевого стана «1700» о затратах энергии при прокатке полос толщиной 0,48 мм и 0,9 мм по базовому и усовершенствованному режимам, из которых видно, что усовершенствование обеспечивает реальную экономию электроэнергии в диапазоне 4,1-8%.

Планируемый экономический эффект от внедрения способа в производство холоднокатаного проката составляет более 100 млн.руб./год.

Таблица 5 - Фактический расход энергии на 5-клетевом стане «1700»

Профилеразмер Тип режима Луд, кВт-ч/т ЛЛУД, %

2,1->0,48 Базовый 59,5 4,1

Усовершенствованный 57,06

3,0-»0,9 Базовый 58,3 8,00

Усовершенствованный 53,63

Примечание. Луя - удельный расход энергии, кВтч/т; ДАуд - изменение удельного расхода энергии, %.

Моделирование и усовершенствование режимов прокатки на 4-клетевом стане «1700» «ММК им. Ильича»

Прокатка металла на 4-клетевом стане «1700» ОАО «ММК им. Ильича» (Украина, г. Мариуполь) по фактическим режимам, характеризующимся высоким уровнем межклетевых натяжений и частных относительных обжатий в последней клети, сопровождалась повышенной обрывностью полос, значительной отсортировкой металла по чистоте поверхности и высокими энергозатратами на процесс пластической деформации.

Для устранения этих негативных явлений были проведены следующие технологические мероприятия:

- относительное обжатие в 1* клети установлено, исходя из условия загрузки электродвигателей главного привода по мощности в диапазоне 8095% от максимального паспортного значения мощности этих двигателей;

- относительное обжатие в 4й клети установлено в диапазоне 5-15%;

- оставшаяся часть суммарного обжатия распределена поровну между 2 иЗ клетями;

- удельные натяжения полосы на выходе из Iй клети установлены в диапазоне 18-20% от предела текучести в этой клети;

- удельные натяжения полосы на выходе из 2й и 3й клетей установлены в диапазоне 21-22% от предела текучести в этих клетях.

На основе изложенных рекомендаций были рассчитаны, а затем испытаны и внедрены в производство усовершенствованные режимы холодной прокатки.

Внедрение эффективной технологии холодной прокатки обеспечило снижение обрывности полос в 4 раза; уменьшение загрязненности поверхности на 15-19%; уменьшение расхода электроэнергии на процесс прокатки на 12-17%.

На способ прокатки, обеспечивающий повышение чистоты поверхности холоднокатаных полос и экономию энергии при прокатке на 4-клетевом стане, получены патент Российской Федерации № 2325241 и патент Украины № 20060869.

Разработка и промышленная апробация режимов прокатки, исключающих возникновение резонансных колебаний в рабочих клетях

Прокатка полос толщиной 0,25-0,5 мм со скоростью выше 15 м/с сопровождается повышением - колебаний основных технологических параметров: межклетевых натяжений, усилий прокатки до 25%. Такая нестабильность технологического процесса приводит к перемещению рабочих валков с подушками в пределах зазоров в окнах станин и возникновению вибраций. Для их исключения необходимо, чтобы подушка валка была постоянно прижата к передним или задним вертикальным плоскостям окна станин, то есть направление горизонтальных сил, действующих на подушки рабочих валков, должно быть неизменным (рисунок 7).

Условие исключения вибраций, предложенное в данной работе на основе анализа устойчивости положения рабочих валков с подушками в пределах зазоров в окнах станин и учеты- „ _ „

с _ Рисунок 7 — Узел рабочих валков с подушками

вающее колебания основных IV

технологических параметров, имеет вид:

где Яртма - минимально возможная суммарная сила, действующая на подушки рабочего валка; 5 - погрешность расчета усилия прокатки; Гм, Т, -заднее и переднее полные натяжения полосы; кр, кт — коэффициента нестабильности усилия прокатки и межклетевых натяжений; -

максимальное приращение горизонтальной сипы FItч„ действующей на валки в очаге деформации.

Для его использования в инженерной практике получено выражение горизонтальной силы, действующей на полосу в очаге деформации, путем суммирования горизонтальных проекций нормальных и касательных сил на каждом участке очага деформации, рассчитанных на основе упруго-

^т/2

а/2

I Направление

прокатки -►

пластической модели напряженно-деформированного состояния полосы в очаге деформации.

С помощью усовершенствованной модели процесса холодной прокатки и методики расчета горизонтальных сил в очаге деформации была разработана методология устранения резонансных вибраций, заключающаяся в том, чтобы в рабочей клети, наиболее склонной к вибрациям, были проведены следующие мероприятия:

- увеличено частное относительное обжатие до предела, установленного с учетом ограничений по усилию, мощности прокатки и критериям, связанным с качеством продукции;

- уменьшено заднее удельное натяжение до нижней границы нормативного диапазона;

- увеличено переднее удельное натяжение до верхней границы нормативного диапазона;

- максимально ограничены колебания натяжений и усилий прокатки, с учетом возможностей систем автоматического регулирования, которыми оснащен стан;

- увеличено ускорение разгона стана с учетом возможностей и особенностей линий главного привода.

Согласно этой методике были разработаны и внедрены в производство усовершенствованные режимы прокатки в 4й клети 5-клетевого стана «1700», наиболее склонной к вибрациям.

Это мероприятие позволило увеличить скорость прокатки полос проблемного сортамента с 10-12 м/с до 17-20 м/с и за счет этого увеличить часовую производительность стана на 23%. Экономический эффект составил более 8 млн.руб./год.

На способ прокатки, исключающий возникновение резонансных колебаний в рабочих клетях стана холодной прокатки, получен патент Российской Федерации № 2259896.

Совершенствование настройки скоростного режима непрерывных станов

холодной прокатки

Настройка скоростного режима - одна из основных функций АСУ ТП непрерывного стана. Ее задача - по заданной скорости полосы на выходе из последней клети, исходя из режима обжатий и закона постоянства секундных объемов, рассчитать скорости полосы в каждой клети, а затем - с учетом опережений - определить и задать скорости вращения валков.

Опыт настройки непрерывных станов холодной прокатки показал, что алгоритмы АСУ ТП, как правило, не обеспечивают точного определения скоростей вращения валков. Погрешности их расчета в отдельных клетях приводят к нарушениям закона постоянства секундных объемов и - как следствие - к нестабильности межклетевых натяжений полосы. Колебания

натяжений приводят к изменениям усилий прокатки и упругих деформаций валков, в результате увеличивается продольная и поперечная разнотолщинность, а также нарушается плоскостность полос.

Для устранения этих погрешностей операторы корректируют скорости вручную, в процессе указанных корректировок часть длины полос прокатывают с увеличенными отклонениями от заданных размеров и плоскостности.

Как отмечалось в главе 3, скорость вращения валков может быть определена через скорость прокатки в /-й клети с учетом коэффициента опережения, следовательно, точность определения скорости валков зависит от точности расчета этого коэффициента.

В главе 3 представлены новые формулы для расчета коэффициента опережения, которые позволили достоверно рассчитать скоростной режим прокатки полосы из стали марки 08пс шириной Ь - 1242 мм с исходной толщины И0 = 2,00 мм на конечную толщину А3 = 0,51 мм.

Для определения эффективности усовершенствованного (опытного) скоростного режима были проведены промышленные эксперименты.

Анализ экспериментальных данных показал, что при опытном скоростном режиме диапазоны колебаний натяжений в межклетевых промежутках уменьшились, по сравнению с рабочим режимом, на 5,7-60,9% (в среднем на 35,8%). Несмотря на то, что при опытном режиме колебания толщины подката составляли 0,075 мм, а при рабочем режиме 0,065 мм, колебания толщины полосы при прокатке по опытному скоростному режиму уменьшились, по сравнению с рабочим, в клетях №№ 1, 2, 3 на 2,3-14,4%, а в клетях №№ 4 и 5 - на 45,4 и 56% (в среднем на 35,3%).

В абсолютных значениях колебания толщины готовой полосы при рабочем режиме составили 0,022-0,056 мм, а при опытном режиме 0,0150,03 мм, то есть в 1,5-1,9 раза меньше.

Разработка и промышленные испытания эффективных режимов горячей прокатки особо тонких полос в чистовой группе клетей полунепрерывного комбинированного стана «2800/1700» ЧерМКОАО «Северсталь»

При освоении производства особо тонкого горячекатаного проката в чистовой группе клетей полунепрерывного комбинированного стана «2800/1700» ЧерМК ОАО «Северсталь» технологи столкнулись с рядом проблем, связанных с ростом затрат энергии на процесс прокатки, ухудшением качества поверхности готового проката и снижением стойкости рабочих валков последних клетей.

Устранение этих негативных явлений осуществлялось учеными Череповецкого государственного университета путем усовершенствования режимов обжатий, межклетевых натяжений, а также температурного режима прокатываемых полос.

Усовершенствование режима обжатий заключается в уменьшении в 4 , 5й и 6я клетях частных обжатий на 10-30% относительно значений, принятых по существующей технологии, что приводит к снижению в них максимальных контактных напряжений на 20-60%, то есть до менее опасного уровня 800-1200 МПа. Чтобы сохранить при этом толщину подката и суммарное обжатие, увеличили частные обжатия в трех первых клетях на 2-10%. Это не представляет опасности для валков, так как контактные напряжения в первых трех клетях в два-три раза меньше, чем в трех последних.

Температуру подката увеличили до максимально возможного значения 1080 °С, не ухудшающего микроструктуру и механические свойства готового проката толщиной до 2,0 мм.

Межклетевые удельные натяжения увеличили до 10-15% от величины сопротивления деформации, это мероприятие за счет повышения устойчивости движения полосы, способствует лучшему ее удержанию на оси прокатки и оказывает дополнительное влияние на уменьшение разноширинности полос.

На основе изложенных рекомендаций, с помощью метода расчета технологических и энергосиловых параметров процесса горячей прокатки, представленного в главе 4, были разработаны, а затем испытаны усовершенствованные режимы прокатки. В результате испытаний установлено, что усовершенствованная технология горячей прокатки, по сравнению с базовой, обеспечила снижение уровня нормальных контактных напряжений в среднем на 16%; суммарной мощности двигателей главного привода стана на 3-8%; продольной разноголщинности и разноширинности полос в 1,7-2 раза и колебаний усилий прокатки почти в 2 раза.

Планируемый экономический эффект от внедрения усовершенствованных режимов только на одном широкополосном стане составил более 200 млн.руб./год. По заявке на патент Российской Федерации «Способ горячей прокатки тонких полос в непрерывной чистовой группе клетей широкополосного стана» получено положительное решение № 2009100429/02(000561) от 27.02.2009 г.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. На основе теоретических и экспериментальных исследований разработан ряд новых научных положений и практически значимых решений, которые в совокупности представляют собой теоретическое обоснование и решение проблемы разработки эффективной технологии прокатки особо тонких высокоточных широких горячекатаных и холоднокатаных полос на непрерывных станах, имеющей важное значение для российского листопрокатного производства. Разработанные

технологические решения защищены патентами на изобретения РФ и Украины.

2. Выполнен литературно-аналитический обзор научных работ в области теории и технологии тонколистовой прокатки, в результате установлено, что технический прогресс листопрокатного производства, тенденции изменения сортамента, ужесточение требований к качеству, к точности размеров и плоскостности полос, потребовали корректировки ряда положений теории тонколистовой прокатки в части повышения точности расчета технологических и энергосиловых параметров широкополосных станов при производстве особо тонких полос.

3. Предложена упругопластическая модель напряженно-деформированного состояния полосы в очаге деформации при прокатке тонких полос на непрерывных широкополосных станах. На основе этой модели разработаны усовершенствованные методы расчета технологических и энергосиловых параметров процессов горячей и холодной прокатки.

4. Выполнена промышленная апробация усовершенствованных методов с целью оценки их точности и достоверности. Для этого созданы базы данных, содержащие информацию о более чем 260 фактических режимах прокатки на непрерывных станах. С использованием статистических методов доказано, что усовершенствованные методы обеспечивают точность вычисления усилий прокатки со средней погрешностью 4,8-5,7%, мощностей электродвигателей главного привода рабочих клетей - 5,7-7%, что в 4—20 раз меньше погрешностей расчета с применением известных методов, использующих условие пластичности на всей протяженности очага деформации.

5. С использованием разработанных упругопластических моделей напряженного состояния полосы и основанных на них методов расчета энергосиловых параметров установлены закономерности, уточняющие и корректирующие ряд представлений теории листовой прокатки о влиянии основных технологических параметров на усилие и мощность прокатки, на чистоту поверхности холоднокатаных полос.

6. Получены математические зависимости для соотношений между силами, действующими на узел рабочих валков, исключающих резонансные вибрации в рабочей клети. Разработанная методика позволяет моделировать режимы прокатки, полностью исключающие возможность возникновения вибраций.

Внедрение усовершенствованных режимов в производство холоднокатаного проката ЧерМК ОАО «Северсталь» позволило повысить скорость прокатки на 5-кпетевом стане «1700» с 10-13 м/с до 17-20 м/с, увеличить производительность стана на 23 %.

7. С использованием усовершенствованной математической модели процесса холодной прокатки разработана, испытана и внедрена эффективная технология, обеспечивающая снижение обрывности холоднокатаных полос в

4 раза, поверхностной загрязненности на 15-20%, расхода энергии на процесс пластической деформации на 4-17%.

8. Разработаны и реализованы усовершенствованные режимы настройки скоростного режима непрерывных станов холодной прокатки, в которых скорости вращения валков рассчитаны с использованием предложенных зависимостей коэффициентов опережения, за счет стабилизации скоростного режима обеспечено, уменьшение колебаний толщины полосы в 1,5-2 раза.

9. На основе усовершенствованных теоретических положений и математической модели процесса горячей прокатки разработаны и успешно испытаны эффективные режимы, обеспечивающие снижение уровня контактных напряжений на 16 %, расхода энергии при прокатке на 3-8% и повышение точности размеров особо тонкого горячекатаного проката в 1,7-2 раза.

10. Суммарный экономический эффект от внедрения технических решений (за девять лет использования разработок на ЧерМК ОАО «Северсталь») составил более 90 млн.руб. Планируемый экономический эффект от внедрения испытанных разработок составляет 300 млн.руб./год.

Основное содержание диссертации опубликовано в работах

Публикации в научных журналах, рекомендованных ВАК

1. Кожевникова, И.А. К вопросу о контактном трении при прокатке / И. А. Кожевникова // Вестник ЧТУ. -2011.-№4.ТЗ.-С.17-21.

2. Кожевникова, И.А. Проблемные вопросы развития методов энергосилового расчета процессов тонколистовой прокатки (в порядке обсуждения) / И.А. Кожевникова, Э.А. Гарбер // Производство проката. -2010.-№ 12.- С.23-34.

3. Гарбер, Э.А. Энергосиловые параметры процесса холодной прокатки стальных полос толщиной менее 0,5 мм / Э.А. Гарбер, И.А. Шадрунова3 // Производство проката. - 2002. - № 3. - С. 13-18.

4. Гарбер, Э.А. Эффективность уменьшения диаметра рабочих валков и переноса главного привода на опорные валки станов холодной прокатки / Э.А. Гарбер, И.А. Шадрунова3 // Производство проката. - 2003. -№4.-С. 9-14.

5. Гарбер, Э.А. Сопоставительный анализ напряженно-деформированного состояния металла и энергосиловых параметров процессов горячей и холодной прокатки тонких широких полос / Э.А. Гарбер, И.А. Кожевникова // Производство проката. - 2008. - № 1. - С. 1015.

3 С 23 июля 2004 г. Кожевникова И.А

6. Гарбер, Э.А. Анализ очага деформации и уточненный расчет усилий холодной прокатки полос толщиной менее 0,5 мм на непрерывных станах / Э.А. Гарбер, И.А. Шадрунова3, А.И. Трайно, B.C. Юсупов // Металлы. - 2002. - № 4. - С. 32-38.

7. Гарбер, Э.А. Улучшение качества поверхности холоднокатаных полос путем воздействия на положения нейтрального сечения в очаге деформации / Э.А. Гарбер, И.А. Шадрунова3, В.В. Кузнецов, Д.И. Никитин, Е.В. Дилигенский // Производство проката. - 2003. - № 2. - С. 16-19.

8. Гарбер, Э.А. Расчет усилий горячей прокатки тонких полос с учетом напряженно-деформированного состояния в зоне прилипания очага деформации / Э.А. Гарбер, И.А. Кожевникова, П.А. Тарасов // Производство проката. - 2007. - № 4. - С. 7-15.

9. Гарбер, Э.А. Уточненный расчет мощности двигателей главного привода широкополосных станов горячей прокатки / Э.А. Гарбер, И.А. Кожевникова, П.А. Тарасов // Производство проката. - 2007. - № 10. - С. 512.

10. Гарбер, Э.А. Повышение качества поверхности листовой стали на основе новых решений в теории холодной прокатки / Э.А. Гарбер, С.И. Павлов, И.А. Кожевникова, М.А. Тимофеева, В.В. Кузнецов // Вестник ЧТУ. -2010,-№2.-С. 76-86.

11. Гарбер, Э.А. Влияние химического состава и упругих свойств полосы и валков на энергосиловые параметры широкополосных станов горячей прокатки / Э.А. Гарбер, И.Д. Поспелов, И.А. Кожевникова // Производство проката. - 2011. - № 8. - С. 2-7.

12. Гарбер, Э.А. Энергосиловой расчёт широкополосных станов горячей прокатки с учётом влияния температуры на упругие свойства горячекатаных тонких полос / Э.А. Гарбер, И.Д. Поспелов, И.А. Кожевникова // - Вестник ЧГУ. - 2011.-№3.T1.-C.9-13.

13. Гарбер, Э.А. Расчет мощности процесса холодной прокатки с учетом работы переменных сил трения по длине очага деформации / Э.А. Гарбер, Д.И. Никитин, И.А. Шадрунова3, А.И. Трайно // Металлы. - 2003. -№4.-С. 60-67.

14. Гарбер, Э.А. Моделирование напряженного состояния полосы при холодной прокатке в очаге деформации с двумя нейтральными сечениями / Э.А. Гарбер, Д.Л. Шалаевский, И.А. Кожевникова, А.И. Трайно // Металлы. - 2007. - № 4. - С. 41-53.

15. Гарбер, Э.А. Совершенствование силового расчета процесса холодной прокатки на основе нового метода учета упругого сплющивания в очаге деформации / Э.А. Гарбер, Д.Л. Шалаевский, И.А. Кожевникова // Производство проката. - 2008. - № 5. - С. 13-18.

16. Гарбер, Э.А. Расчет мощности процесса холодной прокатки с учетом количества нейтральных сечений в очаге деформации. / Э.А. Гарбер,

Д.Л. Шалаевский, И.А. Кожевникова // Производство проката. - 2008. - № 8 -С. 8-17.

17. Гарбер, Э.А. Исследование, моделирование и устранение вибраций в рабочих клетях станов холодной прокатки / Э.А. Гарбер, A.B. Кожевников, В.П. Наумченко, И.А. Шадрунова3, С.И. Павлов // Производство проката. - 2004. - № 6. - С. 34-41.

18. Гарбер, Э.А. Моделирование контактных напряжений и усилий горячей прокатки тонких широких полос с учетом зоны прилипания и упругих участков очага деформации / Э.А. Гарбер, И.А. Кожевникова, П.А. Тарасов, A.A. Завражнов, А.И. Трайно // Металлы. - 2007. - № 2. - С. 26-34.

19. Гарбер, Э.А. Эффективные режимы горячей прокатки тонких полос на широкополосных станах / Э.А. Гарбер, И.А. Кожевникова, П.А. Тарасов // Производство проката. - 2009. -№ 1. - С. 10-16.

Монография

20. Кожевникова, И.А. Развитие теории тонколистовой прокатки для повышения эффективности работы широкополосных станов: Монография / И.А. Кожевникова, Э.А. Гарбер. - Череповец: ГОУ ВПО ЧГУ, 2010.-275 с.

Патенты на изобретения

21. Патент № 2238809 Российская Федерация, МПК7 В21В 1/28. Способ непрерывной прокатки тонких полос на многоклетевом стане / Гарбер Э.А., Шадрунова3 И.А., Кузнецов В.В. и др. - № 2003100674/02; заявлено 08.01.2003; опубл. 27.10.2004, Бюл. № 30.

22. Патент № 2259896 Российская Федерация, МПК7 В21В 1/28. Способ непрерывной холодной прокатки полосы с натяжением / Гарбер Э.А., Кожевников A.B., Наумченко В.П., Шадрунова3 И.А. и др. - № 2004103226/02; заявлено 04.02.2004; опубл. 10.09.2005, Бюл. № 25.

23. Патент № 2325241 Российская Федерация, МПК7 В21В 1/28. Способ непрерывной холодной прокатки тонких полос на многоклетевом стане / Степаненко В.В., Павлов С.И., Веселков Г.В., Антонов В.Ю., Кузнецов В.В., Гарбер Э.А., Дшшгенский Е.В., Кожевникова И.А. - № 2006120719/02; заявлено 20.12.2006; опубл. 27.05.2008, Бюл. № 15.

24. Патент. Украина, МПК (2006) В21В 1/22. Способ холодной прокатки тонких полос на многоклетевом стане / Бойко B.C., Шебаниц Э.Н., Климанчук В.В., Гарбер Э.А., Будников В.И., Норка С.П., Побегайло О.А.| Медведев Н.П., Кожевникова И.А., Дилигенский Е.В. - № 200608699; заявлено 03.08.2006.

Публикации в зарубежных журналах и монографиях

25. Garber, Е.А. Analysis of a Deformation Zone and the Refmed Calculation of the Forces for Cold Rolling of Strips Thinner than 0.5 mm in a

Continuous Mill / E.A. Garber, I.A. Shadrunova3, A.I. Traino, V.S. Yusupov // Russian Metallurgy. - Vol. 2002. - No. 4. - P. 300-315.

26. Garber, E.A. Calculation of the Cold-Rolling Power with Allowance for the Variable Work of Friction along a Deformation Zone / E.A. Garber, D.I. Nikitin, I.A. Shadrunova3, A.I. Traino // Russian Metallurgy. - Vol. 2003. - No. 4 -P. 340-346.

27. Garber, E.A. Simulation of the State of Stress in a Deformation Zone with Two Neutral Section during Cold Rolling / E.A. Garber, D.L. Shalaevskii, I .A. Kozhevnikova, A.I. Traino // Russian Metallurgy. - Vol. 2007. - No. 4. - P. 293-303.

28. Garber, E.A.. Procedure and Algorithms for the Energy-Force Calculation of Cold Rolling for the Number of Neutral Section in the Deformation Zone / E.A. Garber, D.L. Shalaevskii, I.A. Kozhevnikova, A.I. Traino // Russian Metallurgy. - Vol. 2008. - No. 4. - P. 316-326.

29. Garber, E. Improvement of Schedules for Hot Rolling of Thin Wide / E. Garber, A. Traino, I. Kozhevnikova // Flat-rolled steel processes: advanced technologies. Editor V.B.Ginzburg. - USA: CRC Press Taylor & Francis Group, 2009.-P. 115-125.

30. Garber, E. Novel Mathematical Models for Cold Rolling Process/ E. Garber, A. Traino, I. Kozhevnikova // Flat-rolled steel processes: advanced technologies. Editor V.B.Ginzburg. - USA: CRC Press Taylor & Francis Group, 2009.-P. 179-189.

Публикации в трудах научно-технических конференций

31. Кожевникова, И.А. Сопоставление результатов энергосилового расчета процесса горячей прокатки тонких полос аналитическим методом и методом конечных элементов / И.А. Кожевникова // Сборник докладов международной научно-технической конференции «Инновационные технологии обработки металлов давлением», посвященной 100-летию со дня рождения проф. д.т.н., академика АН КазССР, Героя Социалистического Труда П.И. Полухина. - М.: Изд. Дом МИСиС, 2011. - С. 362-369.

32. Кожевникова, И.А. Развитие теории тонколистовой прокатки / И.А. Кожевникова, Э.А. Гарбер // Вторая международная научно-техническая конференция «Павловские чтения». - Москва. ИМЕТ РАН. 2627 октября 2010 г.

33. Гарбер, Э.А. Совершенствование методов математического моделирования процессов горячей и холодной прокатки для повышения качества тонких листов и экономии производственных затрат / Э.А. Гарбер, И.А. Кожевникова // Проблемы фундаментальной механики в теории обработки давлением. Тезисы докладов расширенного научного семинара. -Москва: МАМИ, 2008. - С. 5-6.

34. Гарбер, Э.А. Моделирование процесса горячей прокатки широких полос с учетом зоны прилипания в очаге деформации / Э.А.

Гарбер, И.А. Кожевникова, П.А. Тарасов // Труды седьмого Конгресса прокатчиков (Москва, 2007 г.). - Москва: ОАО «Черметинформация», 2008. - С. 484-492.

35. Garber, Е.А. Novel Methods for Cold Rolling Process Modeling, Providing Cold Roller Strip Quality Improvement, Energy Savings and Continuous Mill Rolling Speed Increase / E.A. Garber, I.A. Kozhevnikova, A.I. Traino, V.V. Kuznetsov, S.I. Pavlov // ICIEA 2007 2"nd IEEE Conference on Industrial Electronics and Applications. - Harbin, China, 2007. - P.321-322.

36. Гарбер, Э.А. Моделирование энергосиловых параметров процесса холодной прокатки полос из IF сталей для экономии энергозатрат / Э.А. Гарбер, И.А. Кожевникова, В.А. Иводитов, А.И. Трайно, А.В. Кожевников // Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства. Материалы Международной научно-технической конференции, посвященной 50-летию ОАО «Северсталь». - Череповец: ЧТУ, 2006.-С. 142-144.

37. Гарбер, Э.А. New methods of modeling and optimization of wide strip cold rolling schedules / Э.А. Гарбер, И.А. Кожевникова, B.B. Кузнецов, А.И. Трайно, B.C. Юсупов // Steell Rolling 2006 9th International & 4th European Conferences. Paris June 19-21,2006.

38. Garber, E.A. Improvement of Rolling Schedules at Continuous Cold Rolling Mills. / E.A. Garber, I.A. Shadrunova3, V.V. Kuznetsov, A.I. Traino, V.S. Yusupov // AISTech-2004. Iron & Steel Technology conference Proceedings. Volume II (September 15-17, 2004, Nashville, Tennessee). - Association for Iron & Steel Technology, 2004. - P. 3-9.

39. Гарбер, Э.А. Пути уменьшения затрат электроэнергии при холодной прокатке на непрерывных станах / Э.А. Гарбер, И.А. Шадрунова3, Д.И. Никитин, В Л. Явкин // Труды пятого когресса прокатчиков (Череповец, 21-24 октября, 2003 г.). - Москва: ОАО «Черметинформация», 2004. - С. 9094.

40. Гарбер, Э.А. Computer Modeling of the Deformation Cell in Cold Rolling of IF Steels as an Elastic and Plastic Medium with the View of Improving Automobile Sheets Quality / Э.А. Гарбер, И.А. Шадрунова3, А.И. Трайно, B.C. Юсупов // IF STEELS 2003. International Forum for the Properties and Application of IF Steels. - Arcadia Ichigaya, Tokyo, Japan, 2003. - P. 431-435.

41. Гарбер, Э.А. Зависимость мощности процесса холодной прокатки от параметров очага деформации / Э.А. Гарбер, И.А. Шадрунова3, Д.И. Никитин // Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства. Материалы IV международной научно-технической конференции, посвященной 120-летию академика И.П.Бардина. - Череповец, 2003.-С. 201-207.

42. Гарбер, Э.А. Распределение контактных напряжений по длине очага деформации при холодной прокатке / Э.А. Гарбер, И.А. Шадрунова3 // Теория и практика производства листового проката. Материалы

международной научно-технической конференции. - Липецк: ЛГТУ, 2003 г. -С. 137-140.

43. Гарбер, Э.А. Моделирование энергосиловых параметров процесса холодной прокатки при значительной протяженности упругих зон по длине очага деформации / Э.А. Гарбер, И.А. Шадрунова3 // ИНФОТЕХ-2001. Материалы международной научно-технической конференции. -Череповец: ЧТУ, 2002. - С. 81-87.

Лицензия А № 165724 от 11 апреля 2006 г.

Подписано к печати 08.10.12г. Тир. 100. Усл. печ. л. 1. Формат 60x84'/16. Зак. 852

ФГБОУ ВПО «Череповецкий государственный университет» 162600 г. Череповец, пр. Луначарского, 5.

Введение.

Глава 1. Анализ технологии производства особо тонких полос на широкополосных станах горячей и холодной прокатки.

1.1 Анализ технологии производства особо тонких горячекатаных полос

1.2 Анализ технологии производства особо тонких холоднокатаных полос.

Выводы по главе 1.

Глава 2. Анализ известных методов энергосилового и технологического расчетов процессов тонколистовой прокатки

2.1 Геометрические параметры очага деформации.

2.2 Модели сопротивления деформации и условие пластичности.

2.3 Модели трения при горячей и холодной прокатке.

2.4 Методы расчета среднего контактного напряжения и усилия прокатки.

2.5 Методы расчета момента и мощности прокатки.

2.6 Методы расчета коэффициента опережения.

Выводы по главе 2.

Глава 3. Развитие теории процесса холодной прокатки.

3.1 Теоретические положения и их обоснование.

3.2 Методика определения протяженности участков очага деформации

3.3 Расчет нормальных контактных напряжений с раздельным учетом напряженного состояния на упругих и пластических участках.

3.4 Определение средних значений нормальных контактных напряжений и усилия прокатки с учетом упругих зон очага деформации

3.5 Расчет мощности прокатки, учитывающей работу сил, возникающих под действием нормальных и касательных напряжений.

3.6 Определение коэффициентов опережения при прокатке.

3.7 Распределение контактных напряжений по длине очага деформации рабочей клети стана холодной прокатки.

Выводы по главе 3.

Глава 4. Развитие теории процесса горячей прокатки тонких широких полос.

4.1 Теоретические положения и их обоснование.

4.2 Принятый закон распределения напряжений трения по длине очага деформации.

4.3 Определение сопротивления деформации.

4.4 Определение нормальных контактных напряжений и усилия прокатки.

4.5 Определение мощности прокатки.

4.6 Распределение нормальных контактных напряжений по длине очага деформации при горячей прокатке.

Выводы по главе 4.

Глава 5. Оценка точности методов энергосилового расчета процессов горячей и холодной прокатки.

5.1 Промышленная апробация на непрерывных станах разработанных методов энергосилового расчета.

5.2 Оценка точности методов энергосилового расчета процессов горячей и холодной прокатки.

5.3 Сопоставительный анализ точности усовершенствованных методов энергосилового расчета и наиболее распространенных из существующих методов.

5.4 Сопоставительный анализ точности расчета усилия горячей прокатки аналитическим методом и методом конечных элементов.

Выводы по главе 5.

Глава 6. Исследование влияния основных факторов процессов горячей и холодной прокатки на геометрические и энергосиловые параметры очагов деформации.

6.1 Влияние основных факторов режима горячей прокатки на геометрические и энергосиловые параметры очага деформации.

6.1.1 Влияние частного относительного обжатия в клети.

6.1.2 Влияние межклетевых натяжений полосы.

6.1.3 Влияние температуры подката.

6.2 Влияние основных факторов режима холодной прокатки на геометрические и энергосиловые параметры очага деформации.

6.2.1 Влияние коэффициента трения.

6.2.2 Влияние относительного обжатия.

6.2.3 Влияние межклетевых натяжений полосы.

6.3 Обобщенный анализ результатов исследований.

Выводы по главе 6.

Глава 7. Применение разработанных методов энергосилового расчета для совершенствования технологии прокатки на листовых станах.

7.1 Режимы прокатки, улучшающие чистоту поверхности холоднокатаных полос и обеспечивающие экономию энергии двигателей главного привода стана.

7.1.1 Влияние положения нейтрального сечения в очаге деформации на качество холоднокатаных полос.

7.1.2 Разработка и внедрение в производство режимов прокатки, обеспечивающих повышение чистоты поверхности холоднокатаных полос.

7.1.3 Влияние положения нейтрального сечения в очаге деформации при холодной прокатке на текстуру и механические свойства автолиста

7.1.4 Разработка и промышленная апробация на 5-клетевом стане « 1700» ЧерМК ОАО «Северсталь» режимов прокатки, обеспечивающих экономию энергии двигателей главного привода рабочих клетей.

7.1.5 Моделирование и усовершенствование режимов прокатки на 4-клетевом стане «1700» ОАО «ММК им. Ильича».

7.2 Разработка и промышленная апробация режимов прокатки, исключающих возникновение резонансных колебаний в рабочих клетях

7.3 Совершенствование настройки скоростного режима непрерывных станов холодной прокатки.

7.4 Разработка и промышленные испытания эффективных режимов горячей прокатки особо тонких полос в чистовой группе клетей полунепрерывного комбинированного стана «2800/1700» ЧерМК ОАО

Северсталь».

Выводы по главе 7.

Актуальность работы.

Под воздействием развития ряда отраслей машиностроения, особенно автомобильной промышленности, а также строительной индустрии, в сортаменте, технологии и оборудовании широкополосных станов горячей и холодной прокатки произошли большие изменения. Одно из них -уменьшение освоенной толщины как горячекатаных, так и холоднокатаных полос. На многих действующих станах стали прокатывать особо тонкие полосы, толщина которых меньше, чем было предусмотрено при их проектировании.

Так, на ряде широкополосных станов горячей прокатки освоили технологию производства стальных полос толщиной 0,8-1,5 мм, ранее относившихся к сортаменту станов холодной прокатки, так как многие предприятия машиностроения и строительной индустрии перешли на использование более дешевых тонких горячекатаных полос после того, как увеличились их прочность, пластичность и улучшилось качество поверхности. В 2010-2011 г.г. объем производства особо тонких горячекатаных полос на ЧерМК ОАО «Северсталь» составил 10-12% от общего объема выпускаемого металла. Следует отметить, что с 2008 г. спрос на горячекатаный прокат толщиной менее 1,5 мм увеличился в 2 раза.

На станах холодной прокатки, предназначенных для производства полос автомобильного и конструкционного сортамента с минимальной проектной толщиной 0,45-0,5 мм, например, на 5-клетевом стане «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь», освоили прокатку особо тонких полос с конечной толщиной 0,2-0,3 мм. В общем объеме производства холоднокатаного металла выпуск полос указанных толщин стабилен и составляет 35-40%, в то время как полосы толщиной 0,5-0,8 мм производятся в объемах, не превышающих 25%.

На Череповецком металлургическом комбинате ОАО «Северсталь» особо тонкий горячекатаный прокат производится по европейскому стандарту ЕЫ 10025-2 и техническим условиям ТУ 14-105-767-06, особо тонкий холоднокатаный прокат - по российским стандартам ГОСТ 9045-93, ГОСТ 19904-90 и ряду зарубежных стандартов (ЕЙ 10130-91, АЭТМА 620, Л8 вЗ 141-90).

Одновременно с расширением сортамента тонколистовых станов, под воздействием требований потребителей продукции существенно уменьшены допуски на разнотолщинность и неплоскостность, установлены более жесткие нормативы чистоты поверхности полос.

Указанные изменения сортамента тонких листов и требований к показателям их качества привели к возникновению ряда проблем в эксплуатации действующих широкополосных станов. Отметим наиболее существенные из них.

1. Возросшие требования к точности размеров и плоскостности полос привели к необходимости повышения точности расчета режимов прокатки на непрерывных станах. Эти расчеты основывались на методах теории прокатки, разработанных в 40х-70х годах прошлого века применительно к сортаменту и технологии того периода. Проверка их точности при прокатке особо тонких полос ранее не производилась.

2. Уменьшение освоенной толщины полос привело к росту суммарных и частных обжатий на действующих станах, что вызвало увеличение усилий прокатки и расхода энергии, при этом в ряде случаев нагрузки на узлы рабочих клетей и мощность двигателей главного привода повысились до значений, превышающих допустимые, указанные в конструкторской документации разработчиков и изготовителей оборудования.

Необходимо было проанализировать точность наиболее распространенных методов энергосилового расчета процессов тонколистовой прокатки, оценить их пригодность для изменившихся условий работы широкополосных станов, чтобы на основании этого анализа решать вопросы о допустимости использования действующих узлов главных линий привода рабочих клетей или о необходимости их замены. Подобный анализ точности классических методов энергосилового расчета на широком диапазоне марок стали, ширин и толщин полос сортамента современных станов ранее не проводился. Как правило, точность расчета энергосиловых параметров проверяли либо на натурных моделях, либо на ограниченном объеме промышленных данных путем установки в рабочие клети специальных датчиков и измерительной аппаратуры.

Большинство современных станов оснащены стационарными автоматизированными системами контроля и управления параметрами технологии, что открывает новые возможности для совершенствования методов их энергосилового и технологического расчетов при прокатке особо тонких полос.

3. Основываясь на практическом опыте совершенствования технологии тонколистовой прокатки, специалисты ЧерМК ОАО «Северсталь» совместно с учеными Череповецкого государственного университета выдвинули гипотезу о влиянии положения нейтрального сечения в очаге деформации рабочей клети стана холодной прокатки на чистоту поверхности холоднокатаных полос. Перед учеными-прокатчиками была поставлена задача - проверить эту гипотезу в производственных условиях.

Для преодоления указанных проблем в эксплуатации и технологии широкополосных станов и для решения задачи повышения точности определения их технологических и энергосиловых параметров необходимо было разработать и применить для действующих станов такие методы расчета, которые определяли бы с минимальными погрешностями не только усилия и мощность прокатки, но и положения нейтральных сечений в их очагах деформации.

Теория прокатки, созданная работами выдающихся отечественных ученых, обеспечила конструкторов прокатных станов и технологов прокатных цехов надежными методами расчета технологии и оборудования, благодаря чему в 20 веке в России, Украине и других республиках бывшего СССР были введены в действие и успешно работают высокопроизводительные прокатные станы, в том числе - широкополосные, производящие горячекатаные и холоднокатаные тонкие полосы.

Однако для решения изложенных выше новых задач листопрокатного производства потребовалось дальнейшее развитие теории листовой прокатки, особенно в части повышения точности расчета технологических и энергосиловых параметров широкополосных станов при производстве особо тонких полос. При этом необходимо было реализовать вновь открывшиеся возможности по использованию баз данных АСУ ТП действующих станов для отладки и обеспечения необходимой точности всех расчетных методик.

Цели работы.

1. Теоретическое обоснование и совершенствование методов энергосилового и технологического расчетов процессов горячей и холодной прокатки особо тонких широких полос.

2. Применение разработанных методов расчета для исследования и внедрения высокоэффективных технологий прокатки, обеспечивающих производство особо тонких высококачественных полос в необходимых объемах.

Задачи работы.

1. Анализ основных положений теории листовой прокатки для выявления причин, вызывающих уменьшение точности расчета энергосиловых и технологических параметров процессов производства наиболее тонких полос.

2. Разработка усовершенствованных методов расчета, обеспечивающих повышение точности вычисления технологических и энергосиловых параметров при горячей и холодной прокатке особо тонких полос на широкополосных станах.

3. Промышленная апробация и отработка усовершенствованных методов энергосилового и технологического расчетов процессов прокатки с использованием баз данных АСУ ТП действующих станов.

4. Исследование влияния основных факторов технологии на геометрические и энергосиловые параметры очагов деформации при прокатке особо тонких полос.

5. Использование результатов исследований и усовершенствованных методов расчета для разработки эффективных технологических режимов широкополосных станов, обеспечивающих экономию энергии и улучшение качества полос.

6. Испытания и внедрение на действующих станах эффективных технологических режимов.

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

1. Теоретические исследования:

• разработка усовершенствованных методов энергосилового и технологического расчетов процессов горячей и холодной прокатки особо тонких полос на широкополосных станах, основанных на упругопластической модели очага деформации;

• исследование с использованием ЭВМ влияния основных факторов технологии горячей и холодной прокатки на геометрические и энергосиловые параметры очагов деформации;

• выявление влияния положения нейтрального сечения в очаге деформации на чистоту поверхности холоднокатаных полос и расход энергии при прокатке;

• разработка математической модели, определяющей взаимосвязь технологических и энергосиловых параметров стана с вибрационными процессами в рабочих клетях, позволяющей прогнозировать и предотвращать их опасную резонансную фазу.

2. Работы по совершенствованию технологических процессов:

• разработка эффективной технологии холодной прокатки на непрерывном стане, улучшающей чистоту поверхности полос посредством корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения в очаге деформации;

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

• разработка усовершенствованных режимов холодной прокатки на непрерывном стане, исключающих возникновение резонансных вибраций в рабочих клетях;

• разработка усовершенствованной методики настройки скоростного режима непрерывного широкополосного стана холодной прокатки;

• разработка эффективной технологии горячей прокатки особо тонких полос в непрерывной чистовой группе клетей, обеспечивающей снижение уровня контактных напряжений, расхода энергии при прокатке и повышение точности размеров горячекатаных полос.

3. Экспериментальные исследования:

• проведение промышленных исследований на действующих непрерывных широкополосных станах горячей и холодной прокатки с целью получения экспериментальных данных о фактических режимах прокатки;

• оценка точности разработанных методов на основе статистической обработки данных о расхождениях между измеренными и расчетными значениями усилий прокатки и мощностей двигателей главного привода рабочих клетей;

• выявление влияния положения нейтрального сечения в очаге деформации на качество холоднокатаных полос;

• получение регрессионных зависимостей чистоты поверхности холоднокатаных полос от факторов технологического процесса непрерывного стана;

• проверка на действующих 4-клетевых и 5-клетевом станах «1700» эффективности усовершенствованной технологии холодной прокатки, обеспечивающей надлежащую чистоту поверхности полос и экономию энергии;

• проверка на действующем 5-клетевом стане «1700» эффективности усовершенствованных режимов холодной прокатки, исключающих возникновение резонансных вибраций в рабочих клетях;

• проверка на действующем 5-клетевом стане «1700» эффективности усовершенствованной методики настройки скоростного режима;

• проверка на действующем 6-клетевом стане «1700» эффективности усовершенствованных режимов горячей прокатки, обеспечивающих снижение уровня контактных напряжений, расхода энергии при прокатке и повышение точности размеров горячекатаных полос.

Научная новизна результатов работы.

1. Разработана упругопластическая модель напряженно-деформированного состояния полосы в очаге деформации при прокатке тонких полос на непрерывных широкополосных станах. Установлено, что при переходе действующих широкополосных станов на прокатку особо тонких полос существенно возрастает длина упругих участков очагов деформации рабочих клетей: при холодной прокатке до 50-70%, при горячей прокатке до 17-21% от общей длины очага деформации.:

2. Разработаны уточненные методы расчета энергосиловых параметров непрерывных широкополосных станов горячей и холодной прокатки. Их отличие от известных методов состоит в том, что контактные напряжения и удельные работы прокатки определяются отдельно на каждом из участков очага деформации, при этом уравнение пластичности используется только на пластических участках, а на упругих участках оно заменено уравнением упругого состояния, структура которого впервые предложена в данной работе.

3. Установлено, что при холодной прокатке в промышленных условиях имеются такие очаги деформации, в которых зона опережения и нейтральное сечение отсутствуют. Предложены критерии идентификации типа очага деформации, позволяющие в процессе энергосилового расчета определить наличие или отсутствие в нем нейтрального сечения.

4. При холодной прокатке статистически достоверно доказана зависимость чистоты поверхности холоднокатаных полос от положений нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей.

5. Получены математические выражения для соотношений между силами, действующими на узел рабочих валков, исключающих резонансные вибрации в рабочей клети. В отличие от работ зарубежных специалистов, предлагающих для борьбы с вибрациями методы конструктивного характера (изменение динамических свойств клети путем введения демпфирующих устройств или активных элементов) и технологические мероприятия (подача дополнительной смазки, снижение скорости прокатки), представленная в данной работе методика позволяет разрабатывать режимы прокатки, полностью исключающие возможность возникновения вибраций.

Практическая ценность результатов работы.

1. Разработана эффективная технология холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающая повышение чистоты поверхности полос посредством корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения в очаге деформации.

2. Разработан способ холодной прокатки, обеспечивающий снижение энергозатрат на 3-8% посредством целенаправленной корректировки технологических параметров (перераспределения частных обжатий и натяжений между клетями).

3. Разработана технология холодной прокатки на 4-клетевом стане, обеспечивающая снижение обрывности, поверхностной загрязненности холоднокатаных полос и энергозатрат.

4. Разработаны усовершенствованные режимы холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающие устранение резонансных вибраций и существенное повышение скорости прокатки.

5. Разработаны усовершенствованные режимы горячей прокатки, обеспечивающие снижение уровня контактных напряжений, расхода энергии при прокатке и повышение точности размеров горячекатаных полос.

6. Разработана усовершенствованная методика настройки скоростного режима непрерывных станов холодной прокатки, в которой скорости вращения валков рассчитаны с использованием представленных в работе формул коэффициентов опережения, при этом, за счет стабилизации скоростного режима, обеспечено уменьшение колебаний толщины полосы в 1,5-2 раза.

Аннотация диссертационной работы по главам.

В первой главе отражены особенности технологии прокатки особо тонких горячекатаных и холоднокатаных полос на действующих непрерывных широкополосных станах.

Во второй главе представлен анализ основных положений теории листовой прокатки. Выявлены причины, вызывающие снижение точности расчета энергосиловых и технологических параметров процессов прокатки особо тонких полос с применением известных методов, использующих уравнение пластичности на всей протяженности очага деформации.

Третья глава содержит обоснование упругопластической модели очага деформации в рабочей клети стана холодной прокатки. Рассмотрены основные положения уточненного метода расчета энергосиловых параметров для двух типов очага деформации. Изложена усовершенствованная методика расчета коэффициентов опережения.

Четвертая глава содержит обоснование упругопластической модели очага деформации в рабочей клети чистовой группы стана горячей прокатки. Рассмотрены основные положения уточненного метода расчета энергосиловых параметров, учитывающего наличие в очаге деформации зоны прилипания.

В пятой главе представлены алгоритмы и блок-схемы энергосилового расчета по уточненным методам, на основе которых выполнены их программные реализации. Представлены данные о фактических режимах прокатки полос различных профилеразмеров и марок стали на действующих непрерывных широкополосных станах, включая их энергосиловые параметры.

Представлены результаты статистической оценки точности расчета усилий и мощности двигателей главного привода по усовершенствованным и известным методам.

В шестой главе изложены результаты исследований влияния основных факторов технологии прокатки на геометрические и энергосиловые параметры очагов деформации широкополосных станов.

В седьмой главе представлены результаты использования теоретических разработок для совершенствования технологии непрерывных широкополосных станов горячей и холодной прокатки.

Обоснованность и достоверность основных положений и результатов диссертации подтверждена комплексом исследований и экспериментов на действующих широкополосных станах горячей и холодной прокатки, использованием современных методов исследования и корректных методов статистической обработки данных измерений и расчетов. Сформулированные научные положения отвечают современным представлениям о природе деформирования металлов, положениям теории пластичности и теории продольной прокатки, а также согласуются с известными работами по рассматриваемой проблеме.

Личный вклад соискателя. Личное участие автора выразилось в постановке задач исследований, в получении основных научных результатов, в разработке, исследованиях, испытаниях и внедрении эффективных технологий горячей и холодной прокатки особо тонких полос.

Апробация работы.

Основные результаты работы докладывались и обсуждались на 21 международной научно-технической конференции, 6 из которых проходили за рубежом.

Публикации.

По материалам диссертации опубликовано 67 статей, в том числе 19 в журналах, рекомендованных ВАК, 4 в журнале «Russian Metallurgy», 2 в монографии издательства «CRC Press Taylor & Francis Group» (США), 29 в сборниках трудов международных конференций, получено 3 патента на изобретения Российской Федерации и 1 патент на изобретение Украины, выпущена 1 монография и 3 учебных пособия с грифом Учебно-методического объединения по образованию в области металлургии, получено положительное решение по заявке на патент Российской Федерации.

Работа выполнялась в ФГБОУ ВПО «Череповецкий государственный университет» в период с 2000 г. по 2011 г.

Экспериментальные исследования проводились на ЧерМК ОАО «Северсталь» (г. Череповец, Россия) и ОАО «ММК им. Ильича» (г. Мариуполь, Украина).

Выводы по главе 7

1. Выдвинута и подтверждена результатами регрессионного анализа и промышленных испытаний гипотеза о влиянии на чистоту поверхности холоднокатаной полосы положения нейтрального сечения в очаге деформации каждой рабочей клети: чем ближе значение комплексного критерия^ к 1, тем чище полоса, так как тем большую часть очага деформации занимает зона отставания.

2. Способ непрерывной прокатки тонких полос на многоклетевом стане, обеспечивающий повышение чистоты поверхности тонких холоднокатаных полос посредством оперативной корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения полосы между рабочими валками, экспериментально проверен в промышленных условиях и внедрен в производство.

3. Промышленными данными подтверждено, что усовершенствование режимов холодной прокатки на непрерывных станах по критерию минимальных затрат энергии обеспечивает экономию электроэнергии в объеме 4-8% без ухудшения качества поверхности холоднокатаных полос.

4. С использованием разработанного комплексного метода энергосилового расчета процесса холодной прокатки разработаны и внедрены усовершенствованные режимы прокатки на непрерывном 4-клетевом стане «1700» ОАО «ММК им. Ильича», позволившие снизить обрывность полос в 3—4 раза, поверхностную загрязненность полос на 18-23% и расход электроэнергии на 17%. На способ прокатки, положенный в их основу, получены патенты Российской Федерации и Украины.

5. Разработаны и внедрены в производство усовершенствованные технологические режимы прокатки полос толщиной менее 0,5 мм на 5-клетевом стане «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь», обеспечивающие устойчивое положение валкового узла и исключающие тем самым возникновение нежелательных резонансных колебаний. Это позволило повысить рабочую скорость прокатки на 25-50%, среднюю скорость прокатки на всем сортаменте 5-клетевого - на 20%, а часовую производительность стана на 19%.

6. Изложены основные принципы усовершенствованной настройки скоростного режима непрерывного стана холодной прокатки, основанной на новой методике расчета коэффициентов опережения в рабочих клетях.

Промышленная апробация новой методики на действующем стане показала, что за счет более точного определения скоростей вращения валков существенно уменьшаются колебания межклетевых натяжений и толщины прокатываемых полос при настройке стана на заданный режим прокатки.

7. Предложены и успешно испытаны усовершенствованные режимы работы клетей чистовой группы непрерывных широкополосных станов, обеспечивающие снижение уровня контактных напряжений, расхода энергии при прокатке и повышение точности размеров горячекатаных полос.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. На основе теоретических и экспериментальных исследований разработан рад новых научных положений и практически значимых решений, которые в совокупности представляют собой теоретическое обоснование и решение проблемы разработки эффективной технологии прокатки особо тонких высокоточных широких горячекатаных и холоднокатаных полос на непрерывных станах, имеющей важное значение для российского листопрокатного производства. Разработанные технологические решения защищены патентами на изобретения РФ и Украины.

2. Выполнен литературно-аналитический обзор научных работ в области теории и технологии тонколистовой прокатки, в результате установлено, что технический прогресс листопрокатного производства, тенденции изменения сортамента, ужесточение требований к качеству, к точности размеров и плоскостности полос, потребовали корректировки ряда положений теории тонколистовой прокатки в части повышения точности расчета технологических и энергосиловых параметров широкополосных станов при производстве особо тонких полос.

3. Предложена упругопластическая модель напряженно-деформированного состояния полосы в очаге деформации при прокатке тонких полос на непрерывных широкополосных станах. На основе этой модели разработаны усовершенствованные методы расчета технологических и энергосиловых параметров процессов горячей и холодной прокатки.

4. Выполнена промышленная апробация усовершенствованных методов с целью оценки их точности и достоверности. Для этого созданы базы данных, содержащие информацию о более чем 260 фактических режимах прокатки на непрерывных станах. С использованием статистических методов доказано, что усовершенствованные методы обеспечивают точность вычисления усилий прокатки со средней погрешностью 4,8-5,7%, мощностей электродвигателей главного привода рабочих клетей - 5,7-7%, что в 4-20 раз меньше погрешностей расчета с применением известных методов, использующих условие пластичности на всей протяженности очага деформации.

5. С использованием разработанных упругопластических моделей напряженного состояния полосы и основанных на них методов расчета энергосиловых параметров установлены закономерности, уточняющие и корректирующие ряд представлений теории листовой прокатки о влиянии основных технологических параметров на усилие и мощность прокатки, на чистоту поверхности холоднокатаных полос.

6. Получены математические зависимости для соотношений между силами, действующими на узел рабочих валков, исключающих резонансные вибрации в рабочей клети. Разработанная методика позволяет моделировать режимы прокатки, полностью исключающие возможность возникновения вибраций.

Внедрение усовершенствованных режимов в производство холоднокатаного проката ЧерМК ОАО «Северсталь» позволило повысить скорость прокатки на 5-клетевом стане «1700» с 10-13 м/с до 17-20 м/с, увеличить производительность стана на 23 %.

7. С использованием усовершенствованной математической модели процесса холодной прокатки разработана, испытана и внедрена эффективная технология, обеспечивающая снижение обрывности холоднокатаных полос в 4 раза, поверхностной загрязненности на 15-20%, расхода энергии на процесс пластической деформации на 4-17%.

8. Разработаны и реализованы усовершенствованные режимы настройки скоростного режима непрерывных станов холодной прокатки, в которых скорости вращения валков рассчитаны с использованием предложенных зависимостей коэффициентов опережения, за счет стабилизации скоростного режима обеспечено, уменьшение колебаний толщины полосы в 1,5-2 раза.

9. На основе усовершенствованных теоретических положений и математической модели процесса горячей прокатки разработаны и успешно испытаны эффективные режимы, обеспечивающие снижение уровня контактных напряжений на 16 %, расхода энергии при прокатке на 3-8% и повышение точности размеров особо тонкого горячекатаного проката в 1,7-2 раза.

10. Суммарный экономический эффект от внедрения технических решений (за девять лет использования разработок на ЧерМК ОАО «Северсталь») составил более 90 млн.руб. Планируемый экономический эффект от внедрения испытанных разработок составляет 300 млн.руб ./год.

1. Коновалов Ю.В. Справочник прокатчика. Справочное издание в 2-х книгах. Книга 1. Производство горячекатаных листов и полос. - М.: «Теплотехник», 2008. - 640 с.

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

3. Коновалов Ю.В. Справочник прокатчика. Справочное издание в 3-х книгах. Книга 2. Производство холоднокатаных листов и полос. М.: «Теплотехник», 2010. - 608 с.

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

5. Гарбер Э.А. Производство проката. Справочное издание. Том I. Книга 1. Производство холоднокатаных полос и листов (сортамент, теория, технология, оборудование). -М.: Теплотехник, 2007. -368 с.

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

7. Целиков А.И. Теория расчета усилий в прокатных станах. М.: Металлургиздат, 1962. - 494 с.

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

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

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

11. Николаев В.А. Теория прокатки. ЗГИА, 2007. - 228 с.

12. Смирнов B.C. Теория прокатки. М.: Металлургия, 1967. - 460 с.

13. Рудской А.И., Лунев В.А. Теория и технология прокатного производства. -СПб.: Наука, 2005. 540 с.

14. Зайков М.А., Полухин В.П., Зайков A.M., Смирнов Л.Н. Процесс прокатки.- М.: МИСИС, 2003. 640 с.

15. Белянский А.Д., Кузнецов Л.А., Франценюк И.В. Тонколистовая прокатка. Технология и оборудование. М.: Металлургия, 1994. - 380 с.

16. Кузнецов Л.А. Достижения теории и практики тонколистовой прокатки // Сталь. 1988. - № 10. - С. 71-73.

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

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

19. Roberts W.L. Asimplified cold rolling model// Iron and Steel Eng. 1965. - V. 42.-№ 10.-P. 75-87.

20. Денисов П.И., Медведев Г.А., Шурыгин В.И., Медведев А.Г. Инженерный метод расчета параметров холодной прокатки стальных полос // Производство проката. 2004. - № 9. - С. 19-27.

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

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

23. Астахов И.Г., Белосевич В.К., Ионов С.М. Расчет энергосиловых параметров и температур на непрерывном стане холодной прокатки // Пластическая деформация металлов и сплавов. Сб. тр. МИСиС № 150. -М.: Металлургия, 1983. С. 31-36.

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

25. Гелей Ш. Расчет усилий и энергии при пластической деформации металлов. М.: Металлургиздат, 1958. - 419 с.

26. Бровман М.Я., Зеличонок Б.Ю., Герцев А.И. Усовершенствование технологии прокатки толстых листов. М.: Металлургия, 1969. 256 с.

27. Бровман М.Я. Энергосиловые параметры и усовершенствование технологии прокатки. М.: Металлургия, 1995. 256 с.

28. Гесслер Ю.В., Родинков C.B. Инженерная методика расчета усилия холодной прокатки тонких полос и лент // Производство проката. № 3. 2004. С. 5-6.

29. Николаев В.А. Расчет усилий при холодной прокатке // Производство проката. № 6. 2002. С. 5-8.

30. Рокотян Е.С., Рокотян С.Е. Энергосиловые параметры обжимных и листовых станов. М.: Металлургия, 1968. 279 с.

31. Вусатовский 3. Основы прокатки / Пер. с нем. Г.Т. Германа; под ред . М.В. Барбича. М.: Металлургия, 1967. - 582 с.

32. Железное Ю.Д., Григорян Г.Г., Павлов И.М., Кузнецов JI.A. Алгоритм расчета параметров тонколистовой прокатки // Изв. Вузов: Черная металлургия. 1973. - № 3. - С. 73-76.

33. Трайно А.И. Исследование и разработка ресурсосберегающих режимов производства листовой стали. Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук. М.: Институт металлургии и материаловедения им. A.A. Байкова РАН, 2009. - 40 с.

34. Мазур В.Л., Ноговицын A.B. Теория и технология тонколистовой прокатки (численный анализ и технические приложения). Днепропетровск: РВА «Дншро-VAL», 2010. - 500 с.

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

36. Белосевич В.К., Нетесов Н.П. Совершенствование процесса холодной прокатки. М.: Металлургия, 1971. - 272 с.

37. Королев A.A. Новые исследования деформации металла при прокатке. -М.: Машгиз, 1953. 277 с.

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

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

40. Тимошенко С.П., Гудьер Д. Теория упругости. М.: Наука, 1975. - 575 с.

41. Чепуркин С.С. Закон Буссинеска и задача Герца при определении длины сплющенной дуги захвата // Изв. Вузов: Черная металлургия. 1960. - № 7.-С. 89-98.

42. Чепуркин С.С. Определение длины дуги захвата// Теория прокатки: Материалы конференции по теоретическим вопросам прокатки/ МЧМ СССР. М.: Металлургиздат, 1962. - С. 322-329.

43. Динник A.A. Определение длины дуги контакта при прокатке листов и полос на гладких валках // Металлургия и коксохимия: Сб. науч. тр. ДМетИ. Киев: Техника, 1970. - Вып. 23. - С. 56-59.

44. Определение сплющенной длины дуги захвата при листовой прокатке/ П.И. Полухин, В.А. Николаев, В.П. Полухин и др.// Изв. вузов. Черная металлургия. 1964. -№ 7. - С. 125-131.

45. Николаев В.А. Модель расчета энергосиловых параметров при холодной прокатке полос // Металл и литье Украины. 2006. - № 11,12. - С.36-39.

46. Василев Я.Д., Минаев A.A. Теория продольной прокатки. Учебник для магистров вузов. Донецк: УНИТЕХ, 2010. - 456 с.

47. Динник A.A. Определение длины дуги контакта с учетом упругого сжатия валков и прокатываемой полосы// Обработка металлов давлением: Сб. науч. тр. ДМетИ. -М.: Металлургия, 1962. Вып. 52. - С. 221-231.

48. Динник A.A. Определение длины дуги контакта при прокатке листов и полос на гладких валках// Металлургия и коксохимия: Сб. науч. тр. ДМетИ. Киев: Техника, 1970. - Вып. 23. - С. 56-59.

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

50. Николаев В.А. Длина дуги контакта при холодной прокатке // Изв. вузов. Черная металлургия. 1987. - № 11. - С. 57-61.

51. Зюзин В.И., Бровман М.Я., Мельников А.Ф. Сопротивление деформации сталей при горячей прокатке. М.: Металлургия, 1964. 270 с.

52. Сергеев Т.С., Еремеев В.И. Обработка металлов давлением. Межвузовский сборник. Ростов-на-Дону: Ростовский-на-Дону институт сельскохозяйственного машиностроения, 1980. С. 44-49.

53. Бояршинов М.И., Полушкин В.П. // Изв. вузов. Черная металлургия. -1971. -№ 5. -С. 89-90.

54. Андреюк JI.B. Сопротивление деформации сталей и сплавов в холодном состоянии // Сталь. 1973. - № 8. - С. 731-734.

55. Андреюк Л.В., Тюленев Г.Г. // Сталь. 1972. - № 9. - С. 825-828.

56. Тюленев Г.Г., Борисов Ю.А., Кокорина Р.П., Антипов В.Ф. // Бюллетень института «Черметинформация». 1975. - № 15. - С. 39.

57. Андреюк JI.B., Тюленев Г.Г., Прицкер Б.С. // Сталь. 1972. - № 6. - С. 522-523.

58. Василев Я.Д., Шувяков В.Г. Исследование влияния температуры на предел текучести меди и латуни при холодной прокатке// Изв. АН СССР. Металлы. 1986. - № 4. - С. 66-70.

59. Василев Я.Д., Шувяков В.Г., Дементиенко A.B. Влияние скоростных условий холодной деформации на предел текучести малоуглеродистой стали// Изв. вузов. Черная металлургия. 1987. - № 3. - С. 15.

60. Грудев А.П., Сигалов Ю.Б. Исследование и определение предела текучести стали с учетом температурно-скоростных условий при холодной прокатке// Обработка металлов давлением: Сб. науч. тр. ДМетИ. М.: Металлургия, 1971.-№52.-С. 47-56.

61. Сигалов Ю.Б., Грудев А.П. Исследование и определение предела текучести стали с учетом влияния температурно-скоростных условий при холодной прокатке // Металлургия и коксохимия. Вып. 23. Киев: «Технша», 1970. -С. 63-69.

62. Ярита И., Накагава К. Сопротивление деформации и коэффициент трения при холодной прокатке малоуглеродистой стали// Дзюнкацу. 1974. - Т. 19.-Х® 11. С. 45-54.

63. Полухин П.И., Гун Г.Я., Галкин А.И. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов. 2-е изд., перераб. и доп.: Справочник. -М.: Металлургия, 1983. - 352 с.

64. Кроха В.А. Упрочнение металлов при холодной пластической деформации. -М.: Машиностроение, 1980. 157 с.

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

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

67. Жиркин Ю.В. Исследование внешнего трения при холодной прокатке // Сталь.- 1967. -Хо 12.-С. 1110-1111.

68. Кузнецов Л.А., Качановский Ю.П., Кузнецов В.В. Идентификация условий контакта в очаге деформации // Изв. Вузов: Черная металлургия. 1989. -Хо 10.-С. 51-56.

69. Тарновский И.Я., Леванов А.Н., Поксеваткин М.И. Контактные напряжения при пластической деформации. М.: Металлургия, 1966. - 279 с.

70. Леванов А.Н., Колмогоров В.Л., Буркин С.П. и др. Контактное трение в процессах обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1976. - 416 с.

71. Василев Я.Д. Разработка новой модели напряжений трения при прокатке // Металлургическая и горнорудная промышленность. 2000. - № 8-9. - С. 28-32.

72. Василев Я.Д. Уточнение модели напряжений трения при прокатке // Известия вузов. Черная металлургия. 2001. - X® 5. - С. 19-23.

73. Василев Я.Д. Развитие теории контактных напряжений при прокатке и осадке // Сучасш проблеми металлурги. Науков1 вють Том 5. Пластичнадеформащя метал1в. Дншропетровськ: «Системш технологй». 2002. - С. 86-97.

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

75. Зайков М.А. Режимы деформации и усилия при горячей прокатке. М.: Металлургиздат, 1958. - 299 с.

76. Молотков Л.Ф. // Теория и практика металлургии. 1940. - № 3. - С. 2022.

77. Голубев Т.М., Зайков М.А. // Сталь. 1950. - № 3. - С. 237-241.

78. Бахтинов Б.П., Штернов М.М. Калибровка прокатных валков. М.: Металлургиздат, 1953. - 783 с.

79. Бахтинов Ю.Б. Расчет основных параметров очага деформации при продольной прокатке в гладких валках // Производство проката. № 3. 2004. -С. 7-10.

80. Долматов А.П., Скороходов В.Н., Чернов П.П. и др. Методики оперативной оценки коэффициента трения и определения смазочных свойств эмульсолов при холодной прокатке. Сообщение 1 // Производство проката. 2005. - № 3. - С. 5-9.

81. Долматов А.П., Скороходов В.Н., Чернов П.П. и др. Методики оперативной оценки коэффициента трения и определения смазочных свойств эмульсолов при холодной прокатке. Сообщение 2 // Производство проката. 2005. - № 4. - С. 13-19.

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

83. Бровман М.Я. Применение теории пластичности в прокатке. М.: Металлургия, 1965. 248 с.

84. Stone M.D. Rolling of Thin Strip. Part II. // Iron and Steel Eng. 1956. - V. 33. -№ 12.-P. 55-76.

85. Луговской B.M. Алгоритмы систем автоматизации листовых станов. М.: Металлургия, 1974. - 320 с.

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

87. 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.

88. Выдрин В.Н., Федосиенко A.C., Крайнов В.И. Процесс непрерывной прокатки. М.: Металлургия, 1970. - 456 с.

89. Кожевникова И.А. Развитие теории тонколистовой прокатки для повышения эффективности работы широкополосных станов: Монография. Череповец: ГОУ ВПО ЧТУ, 2010. - 275 с.

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

91. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А. Новая модель очага деформации при холодной прокатке тонких широких полос. Современные сложныесистемы управления. Материалы международной научно-технической конференции. Липецк: ЛГТУ, 2002. - С. 137-140.

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

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

94. Garber Е.А., 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. No. 4. Vol. 2002. P. 340-345.

95. 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. Межвузовский сборник научных трудов. Магнитогорск: МГТУ, 2002. - С. 43-51.

96. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А., Ганичев P.H. Анализ контактных напряжений при холодной прокатке на основе упругопластической модели очага деформации // Известия высших учебных заведений «Черная металлургия». 2003. - № 9. - С. 19-23.

97. 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.

98. 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 No. 4 Vol. 2003. P. 340-346.

99. Гарбер Э.А., Кожевникова И.А., Кузнецов В.В., Трайно А.И., Юсупов B.C. "New methods of modeling and optimization of wide strip cold rolling schedules". Steell Rolling 2006 9th International & 4th European Conferences. Paris June 19-21, 2006.

100. Гарбер Э.А., Шалаевский Д.Л., Кожевникова И.А., Трайно А.И. Моделирование напряженного состояния полосы при холодной прокатке в очаге деформации с двумя нейтральными сечениями. Металлы. 2007. -№4.-С. 41-53.

101. Garber Е.А., Shalaevskii D.L., Kozhevnikova I.A., and Traino A.I. Simulation of the State of Stress in a Deformation Zone with Two Neutral Section during Cold Rolling. Russian Metallurgy (Metally), Vol. 2007, No. 4, pp. 293-303.

102. Гарбер Э.А., Шалаевский Д.Л., Кожевникова И.А. Совершенствование силового расчета процесса холодной прокатки на основе нового метода учета упругого сплющивания в очаге деформации // Производство проката. -2008.-№5.-С. 13-18.

103. Гарбер Э.А., Шалаевский Д.Л., Кожевникова И.А Расчет мощности процесса холодной прокатки с учетом количества нейтральных сечений в очаге деформации // Производство проката. 2008. - № 8. - С. 8-17.

104. Гарбер Э.А., Шалаевский Д.Л., Кожевникова И.А., Трайно А.И. Методика и алгоритмы энергосилового расчета процесса холодной прокатки с учетом числа нейтральных сечений в очаге деформации // Металлы. 2008. - № 4. - С. 53-56.

105. Гарбер Э.А., Шалаевский Д.JI., Кожевникова И.А. Совершенствование методов математического моделирования процесса холодной прокатки с учетом реальных условий контакта полосы и валков // Вестник ЧТУ. -2008. № 3. - С.26-32.

106. Garber Е., Traino A., Kozhevnikova I. Novel Mathematical Models for Cold Rolling Process. Flat-rolled steel processes: advanced technologies/ editor V.B.Ginzburg. USA: CRC Press. 2009. pp. 179-189.

107. Кожевникова И.А., Гарбер Э.А. Развитие теории тонколистовой прокатки // Вторая международная научно-техническая конференция «Павловские чтения». Москва. ИМЕТ РАН. 26-27 октября 2010 г.

108. Кожевникова И.А. К вопросу о контактном трении при прокатке // Вестник ЧГУ. 2011. - № 4. Т 3. - С. 17-21.

109. Кожевникова И.А., Гарбер Э.А. Проблемные вопросы развития методов энергосилового расчета процессов тонколистовой прокатки (в порядке обсуждения) // Производство проката. 2010. - № 12 - С.23-34.

110. Гарбер Э.А. Распределение контактных напряжений по длине очага деформации при прокатке тонких широких полос. Производство проката. -2005.-№5.-С. 3-12.

111. Гарбер Э.А., Кожевникова И.А. Сопоставительный анализ напряженно-деформированного состояния металла и энергосиловых параметров процессов горячей и холодной прокатки тонких широких полос. Производство проката. 2008. - № 1. - С. 10-15.

112. Гарбер Э.А., Шадрунова И.А., Кузнецов В.В., Никитин Д.И., Дилигенский Е.В. Улучшение качества поверхности холоднокатаных полос путем воздействия на положения нейтрального сечения в очаге деформации // Производство проката. 2003. - № 2. - С. 16-19.

113. Гарбер Э.А., Кожевникова И.А., Тарасов П.А. Моделирование процесса горячей прокатки широких полос с учетом зоны прилипания в очаге деформации. Труды седьмого Конгресса прокатчиков. Москва. 2007. С. 484-492.

114. Гарбер ЭЛ., Кожевникова И.А., Тарасов П.А. Расчет усилий горячей прокатки тонких полос с учетом напряженно-деформированного состояния в зоне прилипания очага деформации // Производство проката. 2007. - № 4.-С. 7-15.

115. Гарбер Э.А., Кожевникова И.А., Тарасов П.А. Уточненный расчет мощности двигателей главного привода широкополосных станов горячей прокатки // Производство проката. 2007. - № 10. - С. 5-12.

116. Гарбер Э.А., Кожевникова И.А., Тарасов П.А. Новый метод энергосилового расчета широкополосных станов горячей прокатки // Вестник ЧТУ. 2008. - № 3. - С. 19-26.

117. Гарбер Э.А., Кожевникова И.А., Тарасов П.А., Трайно А.И. К вопросу о влиянии трения первого и второго рода на энергосиловые параметры горячей прокатки в клетях кварто // Металлы. 2007. - № 6. - С. 47-56.

118. Гарбер Э.А., Кожевникова И.А., Тарасов П.А. Эффективные режимы горячей прокатки тонких полос на широкополосных станах // Производство проката. 2009. - № 1. - С. 10-16.

119. E.Garber, A.Traino, I.Kozhevnikova. Improvement of Schedules for Hot Rolling of Thin Wide. Flat-rolled steel processes: advanced technologies/ editor V.B.Ginzburg. USA: CRC Press. 2009. pp. 115-125.

120. Гарбер Э.А., Поспелов И.Д., Кожевникова И.А. Влияние химического состава и упругих свойств полосы и валков на энергосиловые параметры широкополосных станов горячей прокатки // Производство проката. -2011. №8.-С. 2-7.

121. Гарбер Э.А., Поспелов И.Д., Кожевникова И.А. Энергосиловой расчёт широкополосных станов горячей прокатки с учётом влияния температуры на упругие свойства горячекатаных тонких полос // Вестник ЧТУ. - 2011. № 3. Т 1. - С. 9-13.

122. У иксов Е.П. Инженерные методы расчета усилий при обработке металлов давлением. М.: Машгиз, 1955. 279 с.

123. Унксов Е.П. Инженерная теория пластичности. Методы расчета усилий деформирования М.: Машгиз, 1959. 327 с.

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

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

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

127. Самарин С.Н. Исследование и моделирование трения качения в рабочих клетях широкополосных станов для совершенствования их энергосиловогорасчета. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. Череповец. 2007 г.

128. Третьяков A.B. Теория, расчет и исследования станов холодной прокатки. М.: Металлургия, 1966. - 256 с.

129. Рыбин Ю.И., Рудской А.И., Золотов A.M. Математическое моделирование и проектирование технологических процессов обработки металлов давлением. СПб.: Наука, 2004. - 644 с.

130. Грудев А.П. Теория прокатки. М.: Интермет Инжиниринг, 2001. - 280 с

131. Целиков, А.И. Теория расчета усилий в прокатных станах. Москва.: Металлургия, 1962. - 494 с.

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

133. Урцев В.Н., Рашников В.Ф., Морозов A.A. и др. Анализ текстур кубических поликристаллов. Магнитогорск: Магнитогорский дом печати, 1997.-94 с.

134. Баррет Ч.С. Структура металлов. Металлургиздат, 1948.

135. Смит М.К. Основы физики металлов. ГНТИ, 1962.

136. Най Дж. Физические свойства кристаллов. -М.: Мир, 1967.

137. Бернштейн М.Л., Займовский В.А. Механические свойства металлов. М.: Металлургия, 1979. - 496 с.

138. Смирнов B.C., Дурнев В.Д. Текстурообразование металлов при прокатке. -M.: Металлургия, 1971.-225 с.

139. Ксензюк Ф.А., Трошенков H.A., Чекмарев А.П., Сафьян М.М. Прокатка автолистовой стали. М.: Металлургия, 1969. - 296 с.

140. Аверкиев Ю.А. Технология холодной штамповки. М.: Машиностроение, 1989.-296 с.

141. Garber Е., Kozhevnikova I., Traino A., Pavlov S. New decisions to save energy and enhance product quality in steel strip rolling // Материалы международной конференции "EUROSTEEL-2011". Будапешт, 2011. P. 123-128.

142. Гарбер Э.А., Кожевникова И.А. Улучшение качества тонколистового проката и экономия энергозатрат при его производстве на основе новых решений в теории прокатки // Материалы Первой Международной конференции «Алюминий-21/Плоский прокат». СПб.: 2011.

143. Крот П.В. Исследование дефекта «ребристость» и высокочастотных колебаний станов холодной прокатки полос// Производство проката. -2002.-№3.-С. 21-23.

144. Аркулис Г.Э., Шварцман З.М., Файзуллин В.Х. и др. Автоколебания в стане холодной прокатки// Сталь. 1972. - № 8. - С.727-728.

145. Федоров П.Ф., Носов В.Л., Уруймагов А.Д. и др. Определение технического состояния клетей стана 2500 ОАО ММК по результатам исследования добротности колебаний валковой системы // Производство проката. 2002. - № 5. - С. 20-22.

146. Пименов В.А. О причинах нарушения устойчивости холодной прокатки// Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1990. - № 8. - С. 36-38.

147. Колпаков С.С., Пименов В.А., Цуканов Ю.А., Рубанов В.П. Исследование вибраций на пятиклетевом стане 2030 // Сталь. 1993. - № 1. - С. 47-51.

148. Пименов В.А., Колпаков С.С., Рубанов В.П. и др. Система автоматического диагностирования вибраций и управления скоростным режимом на стане 2030 холодной прокатки // Производство проката. -1998. -№ 1.-С. 29-33.

149. Веренев В.В., Кукушкин О.Н., Зиновьев Е.Г. Влияние динамических процессов в оборудовании полосовых станов на качество проката и выход годного: Обзор по системе Информсталь // Ин-т «Черметинформация». М., 1990. Вып. 4(361).-33 с.

150. Маркворт М. Поперечная волнистость холоднокатаной полосы// Черные металлы. 1995. - № 4. - С. 50-59.

151. Вибрации в технике: Справочник в 6-ти т. / Ред. совет: В.Н. Челомей (пред.). М.: Машиностроение, 1978 - Т. 1. Колебания линейных систем / Под.ред. В.В. Болотина. - 352 с.

152. Ширман А., Соловьев А. Практическая вибродиагностика и мониторинг состояния механического оборудования. М.: Высшая школа, 1996. - 276 с.

153. Бидерман B.JL Прикладная теория механических колебаний. М.: Высшая школа, 1972. - 416 с.

154. Барков A.B., Баркова H.A., Азовцев А.Ю. Мониторинг и диагностика роторных машин по вибрации. С-Пб., 1997. - 250 с.

155. Генкин М.Д., Соколова А.Г. Виброакустическая диагностика машин и механизмов. М.: Машиностроение, 1987. - 288 с.

156. Синицкий В.М., Рыбаков Ю.В. Стальная полоса в межвалковом пространстве стана холодной прокатки как колебательная структура// Производство проката. 2002. - № 5. - С. 18-20.

157. Рыбаков Ю.В., Субботин Г.Н. Определение источников вибрации, вызывающих явление резонанса на станах холодной прокатки // Производство проката. 2002. - № 10. - С. 13-16.

158. Ананьевский М.Г., Беняковский М.А., Сергеев Е.П. и др. Ребристость на поверхности автомобильного листа // Сталь. 1973. - №9. - С. 820-824.

159. Лиепа И.И., Логинова К.С., Мазур В.Р. и др. Причины возникновения и пути устранения дефекта «ребристость» на поверхности холоднокатаных полос // Сталь. 1978. - №7. - С. 634-635.

160. Синицкий В.М., Рыбаков Ю.В. Крутильные колебания шпинделей и вибрации клетей станов холодной прокатки с независимым приводом рабочих валков // Производство проката. 2004. - № 10. - С. 23-26.

161. Синицкий В.М., Рыбаков Ю.В. Резонансные колебания валковой системы в клети стана и критическая скорость прокатки // Производство проката. -2004.-№8.-С. 8-10.

162. Иепсен У.Н., Кнеппе Г.К., Роде В. Системное моделирование станов горячей и холодной прокатки на примере исследования вибраций в непрерывных станах холодной прокатки// Черные металлы. 1996. - № 8. -С. 17-25.

163. Пановко Я.Г. Введение в теорию механических колебаний: Учеб. пособие для вузов. М.: Наука, 1991. - 256 с.

164. Гарбер Э.А., Кожевников А.В., Наумченко В.П., Шадрунова И.А., Тишков

165. B.Я., Степаненко В.В., Павлов С.И., Кузнецов В.В. Способ непрерывной холодной прокатки полосы с натяжением. Патент № 2259896, Россия, МПК 7 В 21 В1/28 2004103226/02; Заявлено 04.02.2004, опубл. 10.09.2005. Бюл. № 25. Приоритет 04.02.2004 (Россия).

166. Гарбер Э.А., Наумченко В.П., Абраменко В.И. и др. Исследование причин образования ребристости на поверхности холоднокатаных полос // Бюллетень «Черная металлургия». 2001. - №1. - С. 16-19.

167. Кроте И., Валь Курран Л. Высокостойкие прецизионные плоские направляющие для прокатных клетей // Черные металлы. 2002. - № 8.1. C. 27-31

168. Петров В.Д., Голкин Ю.Е., Сабельников Ю.А. и др. Повышение устойчивости положения рабочих валков дрессировочных станов // Сталь. -2001.-№ 2.-С. 36-38.

169. Гарбер Э.А., Наумченко В.П. Моделирование усилий в клетях «кварто» непрерывных станов при нестационарных режимах прокатки // Металлургическая и горнорудная промышленность. 2000. - № 8-9. - С. 140-143.

170. Гарбер Э.А., Наумченко В.П., Кузнецов В.В. Анализ устойчивости рабочих валков непрерывного стана «кварто» // Производство проката. -2000. -№ 12.-С. 9-14.

171. Гарбер Э.А., Наумченко В.П. Анализ радиальных усилий в подшипниковых узлах клети кварто непрерывных станов // Производство проката. 2001. - № 1. - С. 10-15.

172. Наумченко В.П. Обеспечение устойчивости рабочих валков в клетях «кварто» широкополосных станов. // Вузовская наука региону. Вологда: ВоГТУ, 2000. - Т. 2. С. 114-115.

173. Гарбер Э.А., Наумченко В.П., Кожевников A.B., Павлов С.И. Устранение вибраций в рабочих клетях станов холодной прокатки путем коррекции их энергосиловых параметров // Сталь. 2003. - № 9. - С. 79-82.

174. Гарбер Э.А., Кожевников A.B., Наумченко В.П., Шадрунова И.А., Павлов С.И. Исследование, моделирование и устранение вибраций в рабочих клетях станов холодной прокатки // Производство проката. 2004. - № 6. -С. 34-41.

175. Пименов А.Ф., Сосковец О.Н., Трайно А.И. Холодная прокатка и отделка жести. М.: Металлургия, 1990.

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

177. Гарбер Э.А., Павлов С.И., Кожевникова И.А., Тимофеева М.А., Кузнецов В.В. Повышение качества поверхности листовой стали на основе новых решений в теории холодной прокатки // Вестник ЧГУ. 2010. - № 2. - С. 76-86.

178. Луговской В.М. Алгоритмы систем автоматизации листовых станов. М.: Металлургия, 1974. 320 с.

179. Липухин Ю.В., Булатов Ю.И., Бок Г., Кнорр М. Автоматизация основных металлургических процессов. М.: Металлургия, 1990. - 280 с.

180. Лебедкин В.Ф., Липухин Ю.В., Андреенцев М.А. Автоматизация управления производственными и технологическими процессами на Череповецком металлургическом комбинате // Приборы и системы управления. 1985. -№ 2. - С. 13-15.

181. Железное Ю.Д., Кузнецов JI.A., Липухин Л.В. и др. Система автоматизированной настройки стана холодной прокатки // Сталь. 1980. - № 8 - С. 701-704.

182. Кузнецов Л.А., Пименов В.А., Гвозденко Н.П. О внедрении АСУ ТП на 4-клетевом стане «1700» холодной прокатки // Управляющие системы и машины. 1982. -№ 3.- С. 119-122.

183. Франценюк И.В., Кузнецов Л.А., Булатников Е.И. и др. Автоматизированная настройка стана бесконечной холодной прокатки // Сталь. 1987. - № 3. - С. 49-50.

184. ЖРЖДАЮ: 'Начальник ПХЛ В.В. Степаненко2002 г.1. РАБОЧИЙ ПЛАН

185. По теме: «разработка оптимальных режимов холодной прокатки на четырёхклетевом стане «1700» на основе исследования очага деформации с цельюповышения чистоты поверхности полос».

186. Основание для проведения работы договор № 824 НП (2 этап календарного плана).

187. Организация проведения работ:

188. В плавке содержащей до четырех рулоновлроизводить измерения на одном рулоне. В плавке, содержащей свыше четьфёх рулонов.производить измерения на первом и четвёртом рулонах.

189. Производить следующие замеры:

190. Замер шероховатости верхней стороны подката производить исполнителю от ЧТУ на подводящем транспортёре прибором, предоставляемым старшим вальцовщиком.

191. На рабочей скорости прокатки исполнителю от ЧТУ производить съём данных по усилиям прокатки, натяжениям, скоростям, расходу эмульсии по клетям стана.

192. На отрезанном конце полосы в стане старшему вальцовщику производить измерение толщин микрометром и снятие слепков «грязи» по межклетевым промежуткам.

193. На снятом с моталки рулоне, на обжатом откинутом конце исполнителю от ЧТУ производить замеры «грязи» и шероховатости с верхней и нижней сторон полосы. Прибор для измерения шероховатости предоставляется старшим вальцовщиком.

194. Данные замеры производить на всех профилеразмерах и марках стали.

195. Срок проведения работы: февраль март 2002 г.1. Исполнители:от ЧТУ Дилигенский Е.В., Никитин Д.И., Лысюк К.С,

196. Метрологическое обеспечение экспериментов в ПХП ЧерМК ОАО «Северсталь»

197. Наименование измеряемого параметра Наименование и тип средств измерений (контроля) Стандарт на изготовление Метрологические характе эистики

198. Диапазон измерения Класс точности, погрешность Цена деления5.клетевой стан

199. Толщина полосы Радиоизотопный толщиномер типа БММ 24024 0-5,0 мм ± 0,5 % 0,001 мм

200. Ширина полосы Рулетка типа РСО-5 ГОСТ 7502-89 0-2000 мм ± 1,0% 1,0 мм

201. Усилие прокатки Датчик давления Брандта 0-2200 тс ±0,1 % 300 тс

202. Натяжение Датчик ДСМ Вольтметр М1730 ГОСТ 12.2.007.0-75 ТУ 25-04-3230-77 0-15 тс 0-10 тс ± 0,1 % ± 1,0 % 1,5 тс

203. Скорость прокатки Таховольтметр ТП212-0,5-0,5 ТУ 16-515.279-82 0-30 м/с ± 0,5 % 1,0 м/с4.клетевой стан

204. Толщина полосы Рентгеновский толщиномер ТРХ-7180 0,45-6,0 мм ± 0,5 % 0,01 мм

205. Ширина полосы Рулетка типа РСО-2 ГОСТ 7502-80 0-2000 мм ± 1,0% 1,0 мм

206. Усилие прокатки Месдоза типа ИУМ-157 0-2000 тс ± 2,0 %

207. Натяжение Амперметр 0-8 кА 2,5 % 0.2 кА

208. Скорость прокатки Вольтметр ГОСТ 8711-78 0-30 м/с 2,5 % 1,0 м/с1. Рабочие планыреализации сравнительных вариантов режимов холодной прокатки с различными параметрами очага деформации и определение их влияния назагрязненность поверхности полос

209. ОАО «Северсталь» Техническая дирекция Управление качества

210. УТВЕРЖДАЮ: Начальнйнй^деавления качества А.М.Ламухин 0 * 2002 г.

211. РАБОЧИЙ ПЛАН По теме: «Разработка оптимальных режимов холодной прокатки на четырёхклетевом стане «1700» на основе исследования очага деформации с целью повышения чистоты поверхности полос».1. РП 105-ТП-7/02

212. Основание для проведения работы договор № 824 НП (4 этап календарного плана).

213. Цель работы: реализация сравнительных вариантов режимов холодной прокатки с различными параметрами очага деформации и определение их влияния на загрязненность поверхности полос.

214. Сущность оптимизации режимов прокатки.

215. Хл, полная длина пластического участка. х

216. С) = 0,336к + 0.323С; С2 = 0,3530) + 34,92Х2;

217. С3 = 0,648С2+19,56Х3; С4 = 0,467С3 + 19,81X4, (1)где к число омыления эмульсола, С - степень отражения светового потока на подкате, Х| - положение нейтрального сечения, 1 = 1; 2; 3; 4 - номер клети.

218. Итоговое регрессионное уравнение для определения чистоты поверхности готовой полосы, объединяющее все четыре уравнения (1), имеет вид:

219. С4 = 0,336к + 0.035С + 10,57X2 + 9,1 ЗХэ + 19,81X4

220. Из указанных регрессионных уравнений видно, что чистота поверхности готовой полосы увеличивается при увеличении чистоты поверхности подката и полосы в межклетевых промежутках, а также при увеличении показателя X* в каждой клети.

221. Реализация сравнительных режимов холодной прокатки производится на сортаменте и в объеме, указанном в табл. 1:1. Табл.1

222. Толщина готовой полосы 0,7-0,9 мм, ширина полосы 1000-1250 мм. Толщина подката определяется по ОК 105-16-02.01.1-01.

223. При проведении работы в стан заваливаются валки со следующей шероховатостью:клети Ra, мкм1 2-3 4 1,0-1,5 не более 0,8 2,5-3,01. Отв.- ЦПиО (Антонов В.Ю.)

224. Расчет режима прокатки и настройку стана производить по следующему алгоритму:

225. Определить параметры существующего режима прокатки (по ОК 105-16-02.01.1-01), для чего зафиксировать по данным измерений:- толщину подката,- частные обжатия по всем клетям,- скорости прокатки,- межклетевые натяжения.

226. Рассчитать для каждой ь- той клети по модели очага деформации показатель,характеризующий положение нейтрального сеченияуу пл.отст.1. ТГ (2)

227. Порядок проведения экспериментов.

228. При прокатке на стане перечисленных профилеразмеров плавку не менее 250 т делить на две части: одну половину плавки катать по благоприятному режиму прокатки, другую половину плавки по неблагоприятному режиму прокатки (Приложение 1).

229. Отв.- ЦПиО (Антонов В.Ю.), ЧТУ (Никитин Д.И.)

230. Контроль за тшаншетностью и меры по ее исправлению производить согласно п.п. 8 11 ТИ 105-П.ХЛ-2-96.1. Отв.-ЦПиО (Антонов В.Ю.)

231. В пасторте качества рулонов, прокатанных по благоприятным режимам, отмечать «опытный» и при загрузке на отжиг садить в одну садку.1. Отв.-ЦПиО (Антонов В.Ю.)

232. На готовом металле на агрегатах резки оценивается загрязненность поверхности по действующей методике и производится рассортировка по дефектам.

233. Отв.- ОТК (Дмитриева Т.Ю.)

234. По результатам экспериментов назначаются оптимальные режимы прокатки для последующих промышленных испытаний (по новому рабочему плану в соответствии с 5-м этапом НИР №824).

235. Отв.- ЧТУ (Дшшгенский Е.В., Никитин Д.И.)

236. Срок проведения работы: июнь-июль 2002 г.-Руководитель : от УК. Шурыгина М.В. от ГШГ- Ёиленко C.B.1. Исполнители:от ЧГУ Дшшгенский Е.В., Никитин Д.И. от УК - Шурыгина М.В. от ЦПиО: - Антонов В.Ю.

237. Менеджер УК Менеджер по технологии производства х/к проката1. Костылев С.Н.1. Кузнецов В.В.1. Согласовано:1. Начальник ПХЛ1. Степаненко В.В.

238. По отношению к операционной карте удельное натяжение в промежутке 1-2 снижено на 28,75%, в промежутке 2-3 снижено на 13,33%, в промежутке 3-4 снижено на 3%, и не превышает 30% от предела текучести.

239. Обжатие в 1-й клети увеличено с 28% до 30%, в 3-й клети обжатие увеличено с 24% до 26,53%,в 4-й клети обжатие снижено с 12% до 7,41%.08ПС Ьр=3мм, Ь=1000мм, 1и=1мм, У=13м/с, неблагоприятный вариант.

240. По отношению к операционной карте удельное натяжение в промежутке 1-2 снижено на 33,75%, в промежутке 2-3 снижено на 18,33%, в промежутке 3-4 снижено на 2,5%, и не превышает 30% от предела текучести.

241. Обжатие в 1-й клети увеличено с 30% до 31,67%, во 2-й клети обжатие увеличено с 31% до 31,22%, в 3-й клети обжатие увеличено с 28% до 28,37%,в 4-й клети обжатие снижено с 12% до 10,89%.08Ю Ьр=3мм, Ь=1015мм, 1ц=0,9мм, У=12м/с, неблаго приятный вариант.

242. По отношению к операционной карте удельное натяжение в промежутке 1-2 снижено на 3,125%, в промежутке 2-3 снижено на 13,89%, в промежутке 3-4 снижено на 20,5%, и не превышает 30% от предела текучести.

243. Обжатия по операционной карте.

244. По отношению к операционной карте удельное натяжение в промежутке 1-2 снижено на 26,88%, в промежутке 2-3 снижено на 13,33%, в промежутке 3-4 снижено на 6%, и не превышает 30% от предела текучести.

245. Обжатие в 1-й клети увеличено с 30% до 31,67%, во 2-й клети обжатие увеличено с 31% до 31,22%, в 3-й клети обжатие увеличено с 28% до 28,37%,в 4-й клети обжатие снижено с 12% до 10,89%.08ПС Ьр=3мм, Ь=1000мм, 114=0,9мм, У= 12м/с, неблагоприятный вариант.

246. По отношению к операционной карте удельное натяжение в промежутке 1-2 снижено на 5%, в промежутке 2-3 снижено на 16,11%, в промежутке 3-4 снижено на 24%, и не превышает 30% от предела текучести.

247. Обжатия по операционной карте.08Ю Ьр=2,5мм, Ь=900мм, Ь4=0,8мм, У=12м/с, благоприятный вариант.

248. По отношению к операционной карте удельное натяжение в промежутке 1-2 снижено на 38,89%, в промежутке 2-3 снижено на 11,5%, в промежутке 3-4 снижено на 12,73%, и не превышает 30% от предела текучести.

249. Обжатие в 1-й клети увеличено с 30% до 31,2%, во 2-й клети обжэтие увеличено с 29% до 30,81%, в 3-й клети обжатие увеличено с 25% до 26,89%,в 4-й клети обжатие снижено с 14% до 8,05%.08Ю Ьр=2,5мм, Ь=900мм,

250. Ь4=0,8мм, У=12м/с, неблагоприятный вариант.

251. По отношению к операционной карте удельное натяжение в промежутке 1-2 снижено на 11,67% удельное натяжение в промежутке 2-3 снижено на 19,5%, в промежутке 3-4 снижено на 24,09%, и не превышает 30% от предела текучести. Обжатия по операционной карте.

252. По отношению к операционной карте удельное натяжение в промежутке 1-2 снижено на 18,13%, в промежутке 2-3 снижено на 13,5%, в промежутке 3-4 снижено на 14,09%, и не превышает 30% от предела текучести.

253. Обжатие в 1-й клети увеличено с 28% до 30%, в 3-й клети обжатие увеличено с 24% до 25,77%, в 4-й клети обжатие снижено с 14% до 9,72%.08Ю Ьр=2мм, Ь=1250мм, 114=0,65мм, У= 10м/с, неблагоприятный вариант.

254. По отношению к операционной карте удельное натяжение в промежутке 1-2 снижено на 20,56% удельное натяжение в промежутке 2-3 снижено на 28%, в промежутке 3-4 снижено на 33,18%, и не превышает 30% от предела текучести. Обжатия по Операционной карте.

255. ОАО «Северсталь» Техническая дирекция Управление качества

256. УТВЕРЖДАЮ: Началш#5^Удравления качества " ~ А.М.Ламухинт2002 г.1. РАБОЧИМ ПЛАН

257. По теме: «Отработка сравнительных вариантов режимов холодной прокатки на 5-тиклетевом стане с различными параметрами очага деформации и определение их влияния на загрязненность поверхности полос».1. РП 105-ТП

258. Основание для проведения работы договор № 824 НП (4 этап календарного плана). Цель работы: улучшение чистоты поверхности полос. 1. Сущность оптимизации режимов прокатки.

259. Хт полная длина пластического участка.

260. С1 = 0,336к + 0.323С; С2 = 0.353С) + 34,92Х2;

261. С3 = 0,648С2 + 19,56Х3; С4 = 0,467С3 + 19,81X4, (1)*где к число омыления эмульсола. С - степень отражения светового потока на подкате, Х| - положение нейтрального сечения, 1 = 1; 2; 3; 4 - номер клети.

262. Итоговое регрессионное уравнение для определения чистоты поверхности готовой полосы, объединяющее все четыре уравнения (1), имеет вид:

263. С4 = 0,336к + 0,035С + 10,57Х2 + 9,13Х3 + 19,81X4

264. Из указанных регрессионных уравнений видно, что чистота поверхности готовой полосы увеличивается при увеличении чистоты поверхности подката и полосы в межклетевых промежутках, а также при увеличении показателя X; в каждой клети.

265. Реализация сравнительных режимов холодной прокатки производится на сортаменте и в объеме, указанном в табл. 1:1. Табл.1

266. Марка стали Температура смотки в ЛПЦ, °С Стандарт, ТУ Назначение Объем металла05; 08 680.740 ТУ 14-1-4910-90 ТУ14-1-4799-90 В колпаковые печи (для эмалирования) 1-2 плавки08Э ТУ14-105-626-99 ТУ14-105-627-99

267. Ш(01ЮТ) ТУ 14-105-678-02 В колпаковые печи (автолист)

268. Толщина готовой полосы 0,7-0,9 мм, ширина полосы 1000-1350 мм. Толщина подката определяется по ОК 105-16-16-02-01.

269. При проведении работы в стан заваливаются валки со следующей шероховатостью:клети 11а, мкм1.4 не более 0,65 3,0; 3,5 (с хромовым покрытием) 4,0; 4,5 (без покрытия)1. Отв.- ЦПиО (Антонов В.Ю.)

270. Рассчитать для каждой i- той клети по модели очага деформации показатель, характеризующий положение нейтрального сеченияXу пл.отст. ч1. Х^Г ()1. ЛЯ

271. Порядок проведения экспериментов.

272. При прокатке на стане перечисленных профилеразмеров плавку не менее 250 т делить на две части: одну половину плавки катать по благоприятному режиму прокатки, другую половину плавки по неблагоприятному режиму прокатки (Приложение 1).

273. При прокатке опытных рулонов фиксируются усилия прокатки, натяжения, скорости, шероховатость рабочих валков, диаметры, наработка на валках, толщина полосы по межклетевым промежуткам. Там же производится измерение загрязненности.

274. Рулон снять с моталки. На откинутом конце выполнить измерения загрязненности и шероховатости на верхней и нижней сторонах полосы, взять пробу на загрязненность весовым методом.

275. Отв.- ЦПиО (Антонов В.Ю.), ЧГУ (Шадрунова И.А.)

276. Контроль за планшетностью и меры по ее исправлению производить согласно п.4 ТИ 105-П.ХЛ-16-96 (с изменением № 8).1. Отв.-ЦПиО (Антонов В.Ю.)

277. В пасторте качества рулонов, прокатанных по благоприятным режимам, отмечать «опытный» и при загрузке на отжиг садить в одну садку.1. Отв.-ЦПиО (Антонов В.Ю.)

278. На готовом металле на агрегатах резки оценивается загрязненность поверхности по действующей методике и производится рассортировка по дефектам.

279. Отв.- ОТК (Дмитриева Т.Ю.)

280. По результатам экспериментов назначаются оптимальные режимы прокатки для последующих промышленных испытаний (по новому рабочему плану в соответствии с 5 этапом НИР №824)

281. Отв.- ЧТУ (Дилигенский Е.В., Шадрунова И.А.)

282. Срок проведения работы: эксперименты начинаются по окончании работ по РП 105-ТП-43-2002 и выполняются в течение 2-х месяцев.

283. Срок г?ро£еЭеt-fC/9 pcrooT&i ; с.&ьггр£рь г>.

284. Руководитель: от УК Шурыгина М.В, от ШйГ* Жиденко С,В.1. Исполнители:от ЧТУ Дилигенский Е.В., Шадрунова И.А., Тимофеева М.А. от УК - Шурыгина М.В. от ЦПиО: - Антонов В.Ю.

285. Менеджер УК Менеджер по технологии производства х/к проката1. Костылев С.Н.1. М^г' Кузнецов в,в1. Согласовано:1. Начальник ПХЛ1. Степаненко В.В.