автореферат диссертации по металлургии, 05.16.05, диссертация на тему:Розвиток теорii мастильноi дii при прожатцi вдоскональння процесу на основi ii застосувань

Г8 од

5 МІР 1353 іцііісїерпьо соайя явйга

ДніпропетрозськиЯ металургійний інститут

Нг» прана:: рукопису,

Мптіскмеико Олег ІЬрломіч

РОЗБІГГОІС ТЕОРІЇ аСПУЬїЮЇ ДІЇ ППІ

п?о;:лтді 1 в/щсошеш процесу

НА ОСНОВІ її ЗАСТООУБЛЇІЬ

Спеціальність 05.16.05 - "Обробка металів тисненням"

Автореферат дисертації на здобуття вченого ступеня докторе технічних наук

допропетровськ - 1992

Робота виконана на кафедрі "Обробка металів тисненням" Дніпродзержинського Індустріального Інституту І на кафедрі "Обробка металів тисненням" Дніпропетровського металургійного Інституту.

Офіційні опоненти - член-кореспондент Академії технологічних наук РФ, доктор технічних наук, професор

Колмогоров Г.Л. ;

доктор технічних наук, професор Мазур В.Л. \

доктор технічних наук, профееор Белосевіч В.К.

Ведуче підприємство - металургійний комбінат "Запоріжсталь",

м. Запоріжжя.

Защита відбудеться " ^ МЛ' "1993р. 0 ^ ^

У

на засіданні спеціалізованої Ради Д 068.02.01 при Дніпропетровському металургійному Інституті (320635, м.Дніпропетровськ, проспект Гагаріна, 4)

З дисертацією можна ознайомитися в бібліотеці Дніпропетровського металургійного Інституту.

Автореферат розісланшй " ги-^~ " ” 1993 р.

Вчений секретар спеціалізованої Ради, доктор технічних наук, Саф’ян М.М.

професор

з

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТШіСтА РСБС'ТН

Актуальність проблеми.Технічне переозброєння металургії із найближчій перспективі буде здійснюватися пляхом створення нових технологій і модернізації діючого устаткування.Основна увага при цьому буде приділятися інтенсифікації та піднесенню якості прокатуй першу чергу листового,частка якого в загальному сортаменті неухильно зростає.Підвищення продуктивності і довговічності устаткування,корінне поліпшення якості металу і точності геометричних розмірів,збільшення стійкості валків і зниження енергосилових параметрів прокатки тісно пов’язано з застосуванням елективних технологічних мастил і оптиміяоцісю тертя в зоні деформації.

ііе дивлячись на значну кількість досліджень,що відносяться до процесів обробки металів тисненням з мастилом,теорія мастильної дії це не отримала того розвитку.якого вимагає від неї практика прокатного виробництва.Залишаються не розробленими питання вибору і застосування технологічного мастила,раціопального його подачі в зону деформації,потребує уточнення і розвитку теорія утворення мастильного шару в контакті валків і смуги і теорія оптимально необхідних витрат мастила, не до кінця ще розкриті закономірності тертя при прокатці з мастилом,нема даних про поведінку мастильного шару в зоні деформації і вплив попередніх наслідків на протікання його. Всі ці питання вимагають подальшого осмислення,уточнення, наукового обгрунтування і побудови сучасної теорії,яка б враховувала усі аспекти деформації металу з мастилом.Тому проблема всебічного розвитку науки про тертя,знос і змащування в процесах обробки металів тисненням,поглиблення теорії мастильної дії,модернізації засобів подачі мастила до зони деформації б актуальною.

Мета роботи. Отримання нових наукових результатів і виявлення закономірностей мастильної дії в зоні деформації при прокатці.розробка на їх основі і запровадження у виробничу практику нових технічних рішень,спрямованих на підвищення ефективності процесу з мастилом.Відповідно до викладеної мети в дисертації висунуті і вирішені такі завдання:

І. Розробка математичної моделі механізму захоплення мастила при прокатцт з врахуванням гідродинамічних параметрів,реології мастила і металу, а також пружних властивостей контактуючих поверхонь

■та їх мікрорельєфу.

2.Експериментальне дослідження впливу різних параметрів і факторів на утворення мастильного шару в зоні деформації та контакті опорного і робочого валків.

3. Аналіз закономірностей тертя при прокатці з мастилом з позиції контактно-гідродинамічної теорії.

4. Дослідження поведінки і течії мастильного шару в зоні де формації,його стану після розвантаження і впливу передісторії на ефективність мастильної дії.

Ь. Розвиток теорії оптимально-необхідних витрат технологічн го мастила.

6. Створення нових способів і пристроїв для подачі технологічного мастила і запровадження у практику листопрокатного вироб ництва.

Наукова новизна. Розроблено комплекс поглядів,уявлень та іді спрямованих на розкриття закономірностей мастильної дії і тертя при прокатці з технологічними мастилами і пояснюючих вплив різни; параметрів і факторів на ефективність процесу і якість продукції

Розроблена контактно-гідродинамічна модель механізму мастилі ної дії при прокатці,виявлені закономірності утворення мастильної аару в зоні деформації .Виконано експериментальні дослідження,котрі послужили основою для перевірки аналітичних залежностей розкриття нових закономірностей і врахування впливу мікрорельєфу поверхонь валків і смуги на проникнення мастила в зону контакта. Встановлено і науково обгрунтовано фактори, що визначають ефективність технологічних мастил у зоні деформації.Контактно-гідроді намічна модель стала тією основою.на якій отримала розвиток теорія оптимально-необхідних витрат мастила і методика визначення коефіцієнта тертя при холодній прокатці.

В результаті аналізу механізмів утворення мастильного шару в зоні деформації та в у важконаваятаженому пружному контакті встановлено,що тертя при холодній прокатці в основному підлягає контактно-гідродинамічним закономірностям.З цих позицій пояснені відомі з практики ОМТ залежності коефіцієнта тертя від товщини мастильної плівки,ивидкості сковзання,в’язкісті мастила,середньо го тиску і ступеня деформації.

Представлено і узагальнено результати експериментального дослідження впливу передісторії поведінки мастильного пару на Лого течію в зоні деформації.Зокрема проаналізовано вплив попереднього навантаження мастила на ефективність мастильної дії. встановленого при цьому зростав товщина мастильної плівки в контакті валків і смуги.

На основі теоретичних і експериментальних досліджень уточне-■ю механізм мастильної дії гри гарячій прокатці.розкрито вплив юзаконтактнох деформації металу в задній зовнішній зоні на про-іикнення мастила в зону деформації.Показано,що гідродинамічний ;фект і характер мікрорельєфу контактних поверхонь в основному означають товщину вару мастила при гарячій прокатці.Вивчена за-іежність коефіцієнта тертя від в'язкості мастила,швидкості гаря-їот прокатки,обтиснення і шириавості поверхні валків.

Сукупність наукових розробок,пов’язаних з дослідженням меха-іізму мастильної дії при прокатці уможливила запропонувати ори-’інальні присарої і способи подачі технологічного мастила.

Практична цінність.Показано шляхи і запропоновано нові тех-іічні рішення підвищення точності і поліпшення якості прокату за іахунок зменшення сил зовнішнього тертя,уповільнення зносу вал-:ів та нерівномірності їх виробленості. Знання основних зако-юмірностей механізму мастильної дії надає можливості управляти процесом тертя при прокатці з застосуванням технологічних мастил.

Реалізація в промисловості. Основні положення розробленої ■еорії механізму мастильної дії використані при запровадженні 'ехнологічного мастила на безперервному тонколистовому широкосму-'овому стані 1660 гарячої прокатки комбінату "Запорінсталь" і а товстолистовому стані 1200 Дніпровського металургійного комбі-ату.Освоєна технологія прокатки на цих станах з застосуванням ехнологічного мастила.

Розроблено і впроваджено спосіб подачі мастила на опорні алки з боку виходу метала з кліті на стані 1660.Розроблено і за-роваджено спосіб і пристрій для подачі мастила в зону деформації а товстолистовому стані 1200 .Крім того,запроваджено новий при-трій для нанесення мастила на валки на листовому стані аріо аута заводу "СарканаЙс металургс" у Литві.

Запропоновано нову економічну систему подачі технологічного

мастила з одночасним очищенням стічних вод,котра запроваджується на товстолистовому стані 1200 ДДОК.

Новизна технічних рішень підтверджується п’ятнадцятьма винаходами.

Загальний економічний ефект від запровадження результатів роботи складає понад 720 тис. карбованців.

Апробація роботи.Матеріали дисертації доповідались на Всесоюзному семінарі "Досвід застосування технологічних мастил гри гарячій і холодній црокатці сталі" /м.Дніпропетровськ,І973р./, на Республіканських науково-технічних конференціях "Тертя і технологічні мастила при обробці металів тисненням" /^.Дніпропетровськ, 1971,197b,1985 p.p./,на Всесоюзній науково-технічній конференції "Теоретичні гроблеми прокатного виробництва" /«.Дніпропетровськ,1972,1988 p.p./, на Всесоюзній науковій конференції "Сучасні проблеми підвищення якості металу /м.Донецьк,1978р./, на Спільній виїзній сесії АН Уіфаїни /м.Дніцропетровськ,1975р./, на Всесоюзній науково-технічній конференції "Деформація металу в багатовалкових калібрах" /м.Магнітогорськ,1987р./,на Всесоюзній науково-технічній конференції "Нові технологічні процеси пре катки,що інтенсифікують віфобництво і підвищують якість продукції /«.Челябінськ,1984р./,на постійнодіючому семінарі "Тертя і змащування при обробці металів тисненням" /м.Дніпропетровськ, 1974,1975,1980,1988,1989,1991 p.p./,на об’єднаному семінарі кафедри ДМетІ та прокатного відділу інституту чорної металургії МЧМ СРСР /м .Дніпропетровськ ,1974,1983,1989,1991 p.p./.

Публікації.На тему дисертаційної роботи опубліковано 32 статті в журналах і збірниках,отримано 15 авторських свідоцтв на винаходи.

Обсяг і стуктура роботи. Дисертація складається з дев’яти глав,у яких об’єднано теоретичні та експериментальні дослідження процесу прокатки з застосуванням технологічних мастил,методику і наслідки впровадження розробок у віфобництво.

Дисертація містить 494 сторінки машинописного тексту,48 та( лиць,145 рисунків.Список літератури включає 272 назви. В додатку на 69 сторінках представлено копії документів,які підтверд-» жують використання результатів роботи в промисловості та прикла-

ди розрахунків.

Представлена робота є узагальненням наукових результатів, отриманих автором при виконанні науково-дослідних робіт у Дніпропетровському металургійному та Дніпродзеркинському індустріальному інститутах з 1972 по І99І рік.

ГІри постановці та виконанні досліджень автор спирався на капітальні праці з теорії прокатки і теорії пластичності вітчизняних і зарубіжних вчених:С.І. Губкіна,О.І. Целікова,

О.П. Чекмарьова,!,М. Павлова, 11.1. Полухіна, Б.Л. Колмогорова, Т. Кармана,Р. Хілла, Р. Сімса та ін.

Великий вклад в теорію тертя,мастильної дії і технологію прокатки з змащуванням внесли О.П. Грудвв,М.М. Саф’ян.В.Л.Мазур, В.К. Білосевич, Г.Л. Колмогоров,А.К. Чертавський, В.П. По-лухін ,ЯЛ. Васильов, В.Т. Тилик, Ф.Б. Долженков,Ю.В. Зільберг, В.А. Ніколаев,В.1. Капланов, М.А. Лейченко, І.Г. Астахов,

A. Надаі, М.Г. Кокрофт, Т. Судзуки, Т. Мідзуно, Л. Тот, Ь. Гре-горі, Ы. Ченг, Дау, Кеніел.Д. Беді,Уілсон, М. Хіллер.Мерч,

B. Валовіт, К. Дюзан та ін.

В процесі роботи над дисертацією автор також використовував результати досліджень спеціалістів у галузі тертя,зносу та змащування пружного важконавантаженого контакта і , в першу чергу,публікації І.В. Крагельського.А.С. Ахматова, А.М. Ертеля,

A.І. Нетрусевича, Н.І. Грубіна, М.В. Коровчинського, Д.С. Код-ніра, Ю.А. Розенберга ,Ю.Н. Дроздова, М.Д. Генкіна, Д. Даусона,

B. Вінера, М.Аппелдорна, Г. Чженя.

Питання зовнішнього тертя,змащування і механізму мастильної дії при обробці тисненням займають значне місце у працях вітчизняних і зарубіжних вчених. Короткий аналіз граничного і гідродинамічного ефектів при терті міститься у вступі та пертій главі. Тут також розглянуто сучасний стан теорії тертя і висвітлено різні погляди на механізм тертя при холодній прокатці з технологічними мастилами. Кедивлячись на розбіжності в трактуванні тертя, багато дослідників вважають,що процес холодної прокатки в основному ведеться в режимі змісаного тертя.Однак теорія зміненого тертя гри обробці тисненням знаходиться на початковому ступені свого розвитку, в зв’язку з чим виникають істоті труднощі у виконанні технологічних розрахунків.

: Однією з основних характеристик тертя є товщина шару масти-

ла в зоні деформації.Тому в роботі проаналізовано гідродинамічну модель захоплення мастила,відзначені позитивні сторони цієї моделі і недоліки. Вона досить надійно працює в умовах малонаван таженого контакта при товстоплівковому змащуванні,наприклад, при прокатці кольорових металів з в’язкими технологічними мастилами. В реальних умовах холодної прокатки сталі ця модель дає істотне заниження порівняно з експериментальними результатами,що познача ється на оцінці режиму тертя, на точності визначення оптимально-необхідних витрат мастила та інших параметрів.

Проаналізовано механізм мастильної дії при гарячій прокатці Недивлячись на значну кількість робіт, багато питань механізму мастильної дії та зовнішнього тертя цри гарячій прокатці з техно логічними мастилами не отримали потрібного для практики вирі йен , ня. Зокрема не розроблені пристрої і способи для нанесення відмі ряної кількості мастила.Особливої уваги вимагають екологічні аспекти гарячої прокатки з змащуванням.Все це негативно позначаєть на якості прокату, продуктивності та собівартості.

В цій же главі розглянуто математичну задачу теорії гідроди немічного змащування і в підсумках поставлені й обгрунтовані зав дання досліджень.

В роботах /1,2/ та інигос дослідників розроблено гідродинамг ну модель механізму проникнення технологічного мастила в зоні деформації. При залежності в’язкості мастила від тиску товщина мастильної плівки у- входному перетині зони деформації визначається

Контактно-гідродинамічна модель механізму мастильної дії гри прокатці

З

п/

Нехтуючи другим додатком у знаменнику,отримаємо формулу Т.Мідзуно

/І а/

е

Г| - динамічна в’язкість мастила при заданій температурі й атмосфернім тиску;

0 - п’єзокоефіціент в’язкості;

^2 = ^в + ^о > 1)^ і "0^ - лінійна швидкість обертання

валків і руху смуги перед зоной деформації;

ОС і Д Ь - кут захоплення і абсолютне обтиснення;

Р0 = б3-б0, б5 і б0 - вимушена границя текучості металу у вхідній зоні контакта металу з валками і задній питомний натяг.

Наведені формули якісно вірно відображають вплив основних ікторів проникнення мастила в зону контакта, але вони не завади шть задовільну кількісну оцінку товщини шару мастила в зоні зформаці ї.

На основі аналізу розмірностей отримана більш загальна мо-?ль залучення мастила в зону деформації /3,4/

- числовий коефіцієнт;

2а, В , С , (І - показники степені .визначувані з досліду;

Е = ^Е^ЕДЕв і Еп “ М°ДУЛЬ пружності першого роду матеріале валків і смуги.

При певних значеннях N1, і показників степенів ця формула лючає в себе усі відомі теоретичні віфази для визначення товщи-шару мастила.

Б роботі отримала розвиток логічна схема контактно-гідродинамі-ого змащування при прокатці /о,7/, суть якої полягає в наступ-!иу.Як відомо,процесу пластичної формозміни смуги у валках пе-цуо стадія доторкання металу з інструментом і пруяної деформа-ї підкату. ^результаті утворюється невелика зона пружного конята, початком якої е перетин зустрічі смуги з валками А - А ас, Іа/. Нехай в перетині Б -Б відбувається перехід від пруж-г деформації металу до пластичної, тоді тиск у цьому перетині

достигає величини вимушеної границі текучості . Ііри по-

дачі технологічного мастила в місце,що передує зоні деформації /зліва від перетину А - (\ /.утворюється гідродинамічний клин,ви никає підіймальна сила,чим відкривається доступ мастила в облас пружної деформації. По довжині цієї області гідродинамічний тис зростає,що і визначає її клиновидність.Така форма масляного заз в пружній зоні сприяє подальшому росту гідродинамічного тиску,н сучої здатності мастила і товщини масляної плівки на вході в об ласть пластичної деформації металу.

Таким чином,контактно-гідродинамічна модель змащування від рівняється від раніше запропонованої тим,що враховує гідродинам чні процеси,що протікають у пружній зоні. Як буде показано далі при тонкоплівковому змащуванні,найбільш інтенсивно ці процеси розвиваються саме в пружній зоні.

Математична модель контактно-гідродинамічного змащування для випадку стаціонарної,квазіізотермічної течії одномірного потоку нєстиснюваної рідини,в’язкість якої залежить від тиску, з одного боку,визначається рівнянням Рейнольдса.

СІК і-

' с

- виразом,що описує форму мастильного зазора,

де

- контактно-гідродинамічна товщина шару мастила при вхс ді металу в пластичну зону /перетин Б - Б /;

- поточна товщина мастильної плівки;

о^І ф - сплющений кут захоплення і кут,визначений величинок

С1 - коефіцієнт клиновидності мастильного зазора в пружнії зоні;

- відносна довжина пружної зони;

С - коефіцієнт пропорціональності в залежності форми мастильного зазора від гідродинамічного тиску;

• р - потоий гідродинамічний тиск;

Е = 0,5 (Ев+ Еп), Ев і Еп - модуль пружності первого роду матеріалу валків і смуги.

Вираз /4/ отримано на основі принципу незалежності дії сил. Перший член його враховує геометрію гідродинамічного клина в переддеформаційній зоні.Другий - форму мастильного зазора на ділянці пружної зони (\ - Б • Під дією гідродинамічного тиску відбувається місцева пружна деформація контактних поверхонь,вплив якої на поточну товщину шару мастила враховується третім членом. Остання складова визначав безпосередній вплив гідродинаміки на поступакня мастила в зону деформації.

Параметр А, = Ц>/с<с являє собою відносну довжину пружної зони / ф - центральний кут,що відповідає довжині цієї зо-

ни - Б , рис. І/. У периому наближенні Д1 можна отримати з закону Гука

бЛ - 2 5ь-е„ .

Після незначних перетворень маємо _1_ б*

1 ~ 28 ' Еп ’ /0/

де

£ - степінь деформації металу;

28 Ь — абсолютна пружна деформація смуги по висоті в перетині • ф Введемо рівняння /4/ деякі обмеження: якщо “ ==? І,то перший член його має перетворитися в нуль,оскільки ця складова описує геометрію переддеформаційної зони. При ^ І другий член виразу /4/ цриймемо рівним С1 , оскільки за межами пружної області вплив цього члена на залишається незмінним.

Позначимо р/б5 = К ■ І До - п ; & Д0 = Н .Крім того,

зазначимо,що в перетині Ь-Ь ' ср/Ьгс = 1-Д, , а Н= Н0- 1 ! К = К1 = 1 .Підставляючи ці граничні умови

в /4/, одержимо: Л_ .

О

Рис.І. Схема осередку деформації і кута гідродинамічного

З врахуванням останнього вираз /4/ набуває виду

н

ДЬ

2&я

с, + — а,

ЬР

а

- (1-А,) + (і-п)К +гі .

/б/

клин.

• Зауважимо,що параметр \л/ , який входить в /3/,визнача-

ється

w - 6“Ж ' «с п/

і називається комплексним гідродинамічним параметром.

Ііри розв’язанні рівнянь /3/ і /6/ скористалися числовим методом Рунге-Кутта,вхідними параметрами служили IV , 0 б3 і Д , результатом - значення П . Розв’язання здійснювали з застосуванням ЕОМ"Іскра 10-30" , для чого попередньо була складена програма.Крім зазначених повище параметрів і результата.на друк видавали поточні значення аргумента ф/6Сс» безрозмірного тиску К і похідної сІК/й (ф/осс) .

Пери ніж перейти до аналізу результатів обчислень.необхідно дати оцінку числових значень коефіцієнта С, .ІІри С, ,що наближається до нуля,поточна товщина мастильної плівки по довжині пружної зони фактично залишається незмінною,по її довжині не спостерігається зростання гідродинамічного тиску.В таких умовах мастильний клин Д - Б , як елемент гідродинамічної системи,не виконує своїх функцій.З збільшенням с, виникає клиновидність зазора в пружній зоні,що призводить до розвитку гідродинамічного тиску і несучої здатності.Результатом цього являється зростання . При значному С1 , подальше його збільшення,подібно зростанню кута гідродинамічного клина,призводить до зниження авидкості руху шарів мастила в пружній зоні,до зниження несучої здатності та зменшенню .3 точки зору мінімуму витрат

енергії на утворення клиновидності зазора перевагу матиме те значення С, , при якому П. екстремально. В цьому випадку при заданих М, 0б5 і Аі товщина буде максимальною,а коефіцієнт тертя на ділянці Д - Б мінімальним і енерговитрати на утворення клиновидності в пружній зоні будуть також мінімальними. Гаким чином,значення С, слід відшукати з умови

Зс7 " 0 ' /ь'

В результаті попередніх розрахунків було виявлено,що І;, істотно залежить від параметра VI • На основі обробки даних ложна рекомендувати:

' при \л/> 5-Ю-4 значення С, = 1,0 ;

при о-ІО"5 < б'Ю"4 - С, = І.ЯЬ ;

при 5-Ю"7 < 5‘Ю-5 - С1 = 1,35 ;

Аналіз залежності відносної товщини шару мастила від комплексного гідродинамічного параметра дозволяє оцінити,в яких умо вах найбільи яскраво проявляється ефект контактної гідродинаміки. На графіках рис. 2 можна виділити три характерних ділянки. Перша ділянка - це область значних величин гідродинамічного параметра / V/ > Ю-^/, де пружні характеристики зближуваних поверхонь не чинять практичної дії на товщину шару мастила і то му відношення /^0р являється близьким до одиниці. Користуючись термінологією трібологів,цю зону можна віднести до област: товстоплівкового змащування. Бона характеризується порівняно невеликими навантаженнями на гідродинамічний клин. Такі умови виникають, наприклад, при прокатці свинцю й алюмінію з в’язкими те; нологічними мастилами. В повній мірі ефект контактно-гідравлічні змащування проявляється у другій зоні /VI < Ю-^/, яку елі,)

віднести до області тонкоплівкового змащування. Вона характеризується важкими умовами роботи гідродинамічної системи,високими навантаженнями,значними деформаціями контактних поверхонь.При вказаних значеннях V/ контактно-гідродинамічна товщина мастильної плівки істотно перевищує гідродинамічну для жорстких поверхонь ^ 0р , відношення |0/£0р може складати 5* 10 і більше Такі умови характерні для холодної прокатки сталі та інших твєр-додеформовуванкх сплавів. Третя ділянка - перехідна /V/ =10*^4- 1 тут починає проявлятися ефект контактної гідродинаміки і £0/£0 складає 1,6 «- 2,5. Зміна поточної товщини мастильного зазора і розподіл гідродинамічного тиску по довжині передцеформованої і пружної зон приведено нарис. 3. Аналіз кривих форми зазора показує одну спільну закономірність, пов’язану з тим,що в області, яна прилягає до перетину Ср/(ХС = І, різко змінюється клиновид-ність зазора .Ьліва від цього перетину клиновидність визначається геометрією гідродинамічного клина, зправа - параметром Д .

З збільшенням параметра & товщина зростає. Ііри цьому

гідродинамічний тиск найбільи інтенсивно змінюється в пружній зоні.Таким чином,при тонкоплівковому змащуванні гідродинамічні .процеси в основному розвиваються у пружній зоні, вона визначає

Рис. 2. Вплив комплексного гідродинамічного параметра

на товщину кару мастила

Рис. 3 Зорма зазора і розподілу тиску.

V/ = ІО"5; І -06= 3.0; 2 - 2.0; 3 - 0,5

кількість мастила,що потрапляє в осередок деформації.

На основі обробки результатів більше як 250 розрахунків отримано рівняння для визначення контактно-гідродинамічної тов щини тару мастила на вході в пластичну зону в такому виді:

Порівняння виразів /І/ і /9/ показує,що в контактно-гідро динамічній теорії міра впливу таких фізичних величин,як в’язкі п’езокоефіціент в’язкості,швидкість слабкіше,ніж в гідродинамічній теорії для жорстких поверхонь.

В роботі також розглянуто вплив мікрорельєфу поверхонь ва ків і смуги на контактно-гідродинамічну товщину шару мастила /8/. Наближено вважали,що ширшавість обох поверхонь підлягає с нусоїдальному закону. Тоді рівняння форми мастильного зазора /і має вид

(І)-'4: і-о-а,)

^20

С

г(\ в іп

2тт

'З!

1-Пи-Л,8т(си)-/І„(сз,')

зо

К+п ,/10/

ш’

де

4 і йп - безрозмірні амплітуди ширвавості поверхонь вал-

В

^ ків і смуги;

/Ір* = " амплітуда юиршавості;

£ош - контактно-гідродинамічна товщина шару мастила Ь ош •

на вході в пластичну зону з врахуванням ширшавос

ті;

С20 і С21 - частота киршавості поверхонь;

С эд і С31 - фаза ширшавості;

и - . ____

' і; ’ пш = І7Ш *

Спільне розв’язання рівняння Рейнольдса і /10/,як і раніше здійснено еідносно Пш . Результати дослідження залежності

контактно-гідродинамічного змащування

від ширвавості пове£

і валків показали, що при И Б = (0,1- 0,4) (, валив мікро-

ельєфу на форму мастильного зазора практично відсутній.Причи-ою цього є концентрація гідродинамічного тиску на вершинах не-івностєй, що приводить до зглажування поверхонь в пружній зоні, збільшенням ширшавості товщина ^ ош також зростає,гой цьому юрма мастильного зазору все більш відрізняється від форми його ЛЯ гладких поверхоньЛри подальшому збільшенні "Ив , коли

~>і /0,8 і- 0,9/ , значення £ ош починає помітно

меншуватися.Це пов’язано з тим,що зростає опір продовжній течії астила, на деяких ділянках пружної зони виникає зворотний рух її, ,о призводить до поступового зниження несучої здатності масляної лівки. Під дією гідродинамічного тиску відбувається зміна почат-ОВОГО мікрорельєфу валків,ІСТОТНО зменшується віддаль між висту-:ами і впадинами.Тому відома умова переходу до режиму рідинного 'ертя / Р2В + К2Г16 £срш , £ср.ш - середня товщина шару ма-тила в осередку деформації з врахуванням ширшавості/ вимагають точнення.

Частота і фаза ширшавості поверхні валків також вчиняє плив на товщину £ 0Ц1 , збільшуючи кількість проникаючого в

середок деформації мастила.Разом з тим, ці параметри слабко впли-іають на характер розподілу гідродинамічного тиску.Мікрорельєф :оверхні смуги впливає на товщину шару мастила також,як і ширша-іість валків.

При визначенні середньої температури мастильного шару вихо-,или з складання загального теплового баланса з використанням кспериментальних даних академіка М.А. Михеєва.Спочатку зауважимо, ;о як показують досліди /9/,виділення тепла в осередку деформації лабко впливають на контактно-гідродинамічну товщину і

^пщ. Тому вважали,що термічний ефект,який визначає середню тем-:ературу мастильного шару ТСр см « розвивається в зоні пружного аналу Д1 .Ця температура впливає на динамічну в’язкість ;астила і ,в кінцевому підсумку,на товщину мастильної плівки, рім того, було прийнято,що теплопередача має місце тільки в на-грямі поперек мастильного шару.

В кінцевому підсумку вираз для визначення середньої темпе-іатури мастильного шару має вид:

їй

т Ут.. Шу^Є5- ^7-°°-ІД

ср.см 2 0,94- (V, + 1)0)0,5 • Л ’ /ІІ/

Де

Тв і Тп - стала температура валків і температура смуги в переддеформаційній зоні;

{тн - коефіцієнт тертя у важконавантаженому контакті,

визначений з (формули Ю.Н. Дроздова;

Дт - термічний еквівалент роботи;

^ - кінематична в’язкість мастила;

й і Л - коефіцієнт температуропровідності і теплопровід-

ності мастила.

Отже, розрахунок товщини шару мастила складається

з спільного розв’язання рівнянь /9/ і /11/ з врахуванням залежності в’язкості мастила від температури і тиску.

Експериментальне дослідження впливу різних ^акторів на товщину мастильної плівки в осередку деформації.

В цій главі викладена оцінка відповідності розглянутої теорії експериментальним даним при'двох режимах тертя в гідродинамічному клині,що характеризується товсто- і тонкоплівковим змащуванням. Проаналізовано й уточнено крапельний метод вимірювання товщини шару мастила при прокатці /10/. Розглянуто вплив геометричних і кінематичних параметрів осередка деформації, реологічних властивостей прокатуваного металу і мастила, натягу смуги,сплющування валків і мікрорельєфу контактуючих поверхонь на товщину пару мастила в контакті розкату з інструментом.Проведено дослідження впливу відхилення смуги від лінії прокатки перед входом в осередок деформації на поступання мастила в пластичну зону /11/. Встановлено,що це відхилення призводить до різної товщини шару мастила в осередку деформації з боку верхнього і нижнього валкі в,що може стати причиною асиметрії коефіцієнта тертя,зносу валків і сручувального моменту.

Експериментально встановлено,що збільшення кута захопленнж . /абсолютне обтиснення/ приводить до зниження товщини масляної

іліьки в зоні деформації.Очевидно, що о збільшенням оС коефіці-інт тертя в осередку деформації при прокатці з технологічними іастилами має зростати.

При однаковому абсолютному обтисненні прокатування смуги 1 валках більшого діаметра сприяє поступаний мастила в осередок ,еформаціт.У деяких випадках збільшення діаметра валків може при-ести до істотного зниження сил тертя,що відіб’ється на коефіцієнті ідпору /12/.Тому прийняте теорією прокатки положення про те,

о з збільшенням діаметра валків збільшується контактний тиск, лід уточнити при холодній деформації металу з мастилом.

Дослідження показують, що сплющування Еалків істотно впливе на товщину масляної плівки в осередку деформації.ІІри прокаті попередньо наклепаних стальних зразків у чавунних валках тов-ина масляної плівки значно більша, ніж в аналогічних дослідах, яе при деформації того ж металу в стальних валках. Задній натяг луги,збільшуючи товщину шару мастила в осередку деформації, трияс зменшенню сил тертя у ньому. З збільшенням границі теку-зсті прокатуваного металу кількість мастила,гцо потрапляє в зередок деформації гідродинамічним шляхом,зменшується. Зміна )аниці текучості в області його великих значень істотно не відби-іється на товщину шару мастила.

Проведено експериментальне дослідження впливу висоти нерів-істей поверхонь валків і смуги на товщину мастильної плівки /ІЗ/, ізультати дослідів показують,що продовжня і поперечна ширшавості «тактних поверхонь не однаково впливають на проникнення мастила осередок деформації.З тієї кількості мастила, яке потрапляє в об-сть пластичної деформації металу мікрорельєфом, основна частка ипадає на продовжню ширшавість.Ка основі обробки експерименталь-х даних одержано емпіричну залежність для розрахунків товщини ру мастила, що потрапляє в осередок деформації продовжньою шир-вістю.

( -5 / Д85 1

Іш - 6-Ю (ЕЇ^-ДН) • 0^2,2 , ^ 0,7 ’

с ш

- сумарна середня висота нерівностей поверхонь валків і смуги;

0Ш - крок ширшавості /віддаль між сусідніми виступами/.

Тоді узагальнену модель механізму захоплення мастила можна представити ..,

В роботі наведено зіставлення теоретичних значень товщини шару мастила з результатами промислового дослідження на жорстко-прокатувальних станах комбінату "Запоріжсталь".Частина з одержаних даних показана в табл. І.Порівнюючи експериментальні значенні товщини мастильної плівки з розрахунковими,можна зробити висновок, що контактно-гідравлічна модель значно краще відображав результати промислових дослідів.

На основі аналітичного і експериментального дослідження механізму надходження мастила в осередок деформації в роботі проаналізовано вплив різних факторів на коефіцієнт тертя при холодніі прокатці.З підвищенням в’язкості, швидкості прокатки і зменшенням кута захоплення спостерігається зростання товщини мастильної плівки в контакті валків і смуги,що мав сприяти зниженню коефіцієнта тертя.Цей висновок має підтвердження в роботах 0 .П.Груде• ва,Т. Мідзуно та інших дослідник!в.Заслуговує також експериментальної перевірки допущення про вплив діаметра валків і заднього натягу смуги на коефіцієнт тертя.

Зіставлення розрахункових формул для визначення товщини шару мастила в осередку деформації і у важконавантаженому пружному контакті показує,що механізм утворення мастильного шару в них істотно не відрізняється.Останнє дозволяє зробити допущення, що і закономірності тертя в цих контактах являються спільними. Якісний і кількісний аналіз емпіричних залежностей для визначення коефіцієнта тертя при прокатці й у важконавантаженому роликовому контакті підтверджує цю точку зору. Стає, з збільшенням

£ х = £> + к = ъоош, эо ьш

/ІЗ/

До аналізу тертя при холодній црокатці з технологічними мастилами

Таблиця І

Дослідження тов;діта: «и&ру маст/ла

Но.^ер ітоо- ходу Товдг'на Г* * Л7”ПТ/ ’ ’ «) х •*' » — • Р ср ’ ііПа Тер см> 0 1 ч/ V/ ТоБ:цпна шару мастила

ь, Ь, £ ор 1. ^ ш £ оп

3 т а н 6 5 0

І. 0.6 0,42 1040 115 0,с7-Ю"° 0.013 0,1 0,0с 0,2с

0,42 0,36 ^90 92 0,о4‘І0~4 0,07 0,36 0,09 0,4о

3. 0,36 0,25 1060 90 0,37-І0~4 0,067 0,32 0,12 0,51

4. 0,26 0,25 910 77 І.2І-І0"3 0,32 0,40 0,15 0,6с

■3 т а н 5 5 0

Т X . 0,6 0,5 1000 52 0,47-Ю"4 0,12 0,43 0,12 0,54

<1 . 0,5 0,4 995 91 0,4с-ІО"4 0,125 0,45 0,12 0,56

3. 0,4 0,3 1200 95 0,52-І0“4 0,13 0,47 0,12 0,6

Примітка: ^оп~ -■0(іЛ^дне значення товщини мастильної плізкк;

в дослідах застосовували стальні наклепані /Ос кп/ зразки, .астило ПКЗ.

товщини масляної плівки,в’язкості мастила,швидкості прокатки і

кочення роликів, а такок швидкості сковзання в робочому діапазоні зміни її і зменшенням середньої висоти нерівностей контактуючих поверхонь коефіцієнт тертя зменшується.Сказане дозволяє зробити висновок, що при холодній прокатці сталі у валках середньою висотою нерівностей від 0,2 до 10 мкм з застосуванням технологічного мастила тертя в осередку деформації,як і у єажконавантажено-му контакті, підлягає контактно-гідродинамічним закономірностям, тобто закономірностям тонкоплівкового змащування.

З позиції контактної гідродинаміки дано пояснення залежності ПИТОМНОЇ сили тертя /коефіцієнт тертя/ при прокатці від швидкості сковзання Ліри цьому слід враховувати не тільки гідродинамічний ефект у мастильних шарах, але і термічний, пов’язаний з підвищенням температури і зниженням в’язкості масляної пліеки.

Крім того,проаналізовано вплив обтиснення на коефіцієнт тертя при прокатці грубоширшавої смуги у полірованих валках.

У цій же главі розглянуто розподіл товщини мастильної плівки по ширині прокатуваної смуги /14/. Вперше показано,що зміна товщини шару мастила у поперечному напрямку пов’язано з відповідним профілюванням валків, і зі зносом і місцевою висотною утоткою метала в задній зовнішній зоні.Очевидно, що і коефіцієнт тертя у поперечному напрямку залежить від вказаних факторів. Експериментально підтверджена можливість прокатки в режимі рідинного тертя і проаналізована кінематика процесу у випадку розділення поверхонь валків і смуги суцільним мастильним прошарком.

Змащувальний шор в зоні контакта опорного і робочого валкіб Ь роботі проведено дослідження утворення мастильного шару в контакті опорного і робочого ьалків До/.Вперше експериментально доведено,що механізм потрапляння мастила в осередок деформації і в контакт опорного і робочого валків аналогічні.Для теоретичного визначення товщини мастильної плівки в цьому контакті можна рекомендувати формулу д.С. Коднира.

Вивчено співвідношення товщини шару мастила в контакті валкії і в осередку деформації.Дослідами показано,що товщина шару мастила в контакті валків значно більша ніж в осередку деформації

Отже, експериментальні і теоретичні дані свідчать про досить високу пропускну спроможність зони контакта робочих і опорних валків для мастила. Таким чином,додаткових втрат мастило перед входом в контактну зону валків,прн розрахунках оптимєльно-нєобхідних витрат його,враховувати не слід. Проведений алалія дозволив рекомендувати спосіб подачі мастила на багатовелкових станах /а.с. 1^359070/.

Вивчено зміну концентрації мастильних серсдовищ /емульсії, водо-масляних сумітів/ після проходження зони контакта валків. Установлено,що після виходу із цього контакта склад подаваної на валки емульсії змінюється,значно зростає процентний вміст масла в ній і в осередок деформації надходить більш ефективне мастило.

Напевно механізм підвищення концентрації масла в технологічній зідині модаа пояснити дією гідродинамічного тиску на мастило в збласті,яка прилягає до контакта валкі в,що викликав її розшару-зання.В’язка складова рідкого середовища,що має великий опір зру-ненню,залучається в контактну зону валкій, утворюючи мастильний пар певної товщини.При цій товщині менш в’язке середовище буде зідтісняться із вхідної зони,оскільки її несуча здатність недо-:татня для подолання зовнішнього навантаження, що сприяє підви-<енню концентрації масла в осередку деформації. Розшарування ;мульсії під дією зовнішнього навантаження необхідно враховувати гой багаторазовому її використанні, бо з часом концентрація маса в рідині буде зменшуватися.

Стен мастильного шару в осередку деформації після розвантаження

Ііри холодній прокатці,меншою мірою частина технологічного аетила надходить в осередок деформації.попередньо зазнаючи на-антаження.ГІід дією тиску динамічна в’язкість істотно зростає, тке, можна сподіватися,що на виході із зони пластичної де*орма-ії в’язкість мастила буде істотно відрізнятися від початкової, чя підвищення ефективності мастильної дії в осередку деформації жяиво знати наскільки інерційний процес відновлення реологічних іастивостей мастила після розвантаження. 'Гаку оцінку мокна одер-ті,аналізуючи течію мастильного піару на смузі після прокатки, іеціальними дослідами показано,що після виходу з осередку де^ор-

'мації масляна плівка не знаходиться п стані термодинамічної рівноваги.Через деякий час після прокатки /І 4- 5 хв. і більше, в залежності від початкової в’язкості мастила,його товщини, тиску і температури/ виникає течія шііеки на смузі.В цей момент сили тяжіння,капілярні сили,сили поверхневого натягу починають переважати над в’язкісними,що викликає рух шарів мастила. Результати дослідів свідчать,що в’язкість мастила не миттєво після зняття навантаження відновлюється до початкового значення,а через певний час.Запізнювання у відновленні реологічних властивостей технологічного мастила передбачається використовувати в практичних цілях,для підвищення ефективності мастильної дії в осередку деформації. Для підтвердження викладеного були проведені досліди з метою визначення товщини масляної плівки е осередку деформації у випадку застосування попередньо обробленого мастила і звичайного. Результати показали що попереднє навантаження мастила сприяє більш інтенсивному надходженню в осередок деформації порівняно з звичайними умовами подачі. Товщина попередньо обробленого мастила в 1,3 4-1,4 раза більше,ніж звичайної.Аналогічні досліди були поставлені і при дослідженні товщини мастильної плівки ь контакті опорного і робочого валків. Одержані результати підтвердили повище викладений висновок.

Необхідно також зазначити,що попереднє навантаження мастила утруднює змивання його з поверхні валків,чим скорочуються непродуктивні витрати мастила,

Проведене дослідження дозволило запропонувати новий спосіб подачі мастила при прокатцт з попередньою обробкою його тиском /а.с. Ш5І 338/.

0

Теоретично вплив поперднього навантаження мастила на ефективність мастильної дії в осередку деформації можна пояснити тим, що під дією значних тисків масляний шар переходить в міцелярний стан /теорія К.С.Рамайя/. Завдяки міцелярній структурі мастильна плівка знаходиться в особливому агрегатному стані.подібному до стану переохолодженої рідини.Взаємне притягування міцел,їх тимчасове об’єднання визначають різкий ріст в’язкості мастила під тиском. Після розвантаження мастильного шару поступово руйнуються міцели,втрачається взаємодія між ними, знижується в’язкість.

.Через деякий час мастильна плівка набуває молекулярну в’язкість

зумовлену взаємодією молекул, а не міцел.Слід підкреслити,що цей час іноді складає десятки хвилин, в деяких випадках мастило під тиском навіть може безповоротно яатвердіти.При подачі в осередок деформації мастила підвищеної в’язкості зростає товщина масляної плівки в ній і зменшується коефіцієнт тертя.Цим і зумовлений ефект мастильної дії від попереднього на вантаження масляного шару.

Проведений аналіз також показує, що при холодній писоко-иівкдкісній прокатці навряд чи можливий процес кристалізадії /затвердіння/ мастила в осередку деформації через високі температури в ній.Имовірність затвердіння мастила в контакті опорного і робочого валків досить велика,особливо в умовах прокатай накле-паної сталі та важкодеформовуваних сплавтв.

Дослідження механізму мастильної діт при гарячій прокатці

Викладено результати дослідження товщини масляної плівки і коефіцієнта тертя при гарячій прокатці.Спеціальними дослідами ДО/ показано, що технологічне мастило після проходження осередка деформації зберігається на поверхні валків.З збільшенням початкової в’язкості велика кількість масла залишається на поверхні інструменту.Залежність товщини мастильної плівки від в’язкості для мінеральних масел має більш крутий характер ніж для рослинних .Застосування при гарячій прокатці масел рослинного походження сприяє утворенню більш товстого мастильного шару в осередку деформації /IV/.

Проаналізовано вплив температури поверхні валків на товщину масляної плівки при гарячій прокатці сталі.З збільшенням цієї температури товщина мастильного шару в осередку деформації зменшується.Отже, умови охолодження валків відбиваються на проникненні мастила в контактну зону валків і смуги,а також на коефіцієнт тертя.

Крім того проведені досліди підтверджують існування складової механізму захоплення мастила три гарячій прокатці,тобто ефект мастильної дії також,як і при холодній деформації металу, залежить від товщини масляного прокарку в осередку деформації.

Вивчено вплив мікрорельєфу поверхонь тертя на проникнення

технологічного і.асїчіли б контактну зону валків і смуги /ІС/. Закономірності утворення масляного шару мікрорельєфом, в основному, такі, як і при холодній прокатці.Так, з збільшенням про-довжньої миряаьості поверхонь валків і смуги товщина шару мастила при гарячій прокатні зростай. Однак зростання поперечної шр-аавості смуги призводить до з?.;енлення товщини масляної плівки в осередку деформації.

На основі проведеного дослідження можна зробити висновок, гцо і при гарячій прокатні механізм надходження технологічного мастила в осередок де,Формації включає механічну, гідро динамічну й адсорбційну складові.

Вперше досліджено вплив позаконтактної деформації металу на тов'цину шару мастила при товстолистоьій прокатці.При деформації металу в цих умовах кут гідродинамічного клина істотно відрізняються від геометричного з причини позаконтактної деформації смуги в задній зоннііііній зоні.Природньо завбачити, що характер позаконтактної дЄ'їяр-..мпіг металу впливас на товщину мастильної плівки в осередку ,і'о>|ормпці і.

В роботі показано.що довжина задньої зони позаконтактної деформації може в певній мірі характеризувати зміну кута гідродинамічного клина за рахунок висотного утягування смуги.Виходячи з рішення плоскої задачі пластичності з застосуванням сплайнів /20,21/ були одержані рівняння для визначення напруженої стану металу, а з граничних умов знайдено вираз для розрахунків цієї довжини /22/.На .довжину задньої позаконтактної зони основний вплив справляв параметр форми 0.^ / Ь Ср . відносне обтис-нення і умови терт^ на контакті впливають слабко.Отже, залежністі товщини шару мастила від характеру позаконтактної деформації металу в перпому наближенні може бути врахована параметром форми ^сі / ^ ср /23/.

При зменшенні цього параметра товщина масляної плівки зрост; найбільш інтенсивно ця залежність проявляються в області,де £ (і / Ь Ср 1 .хоч вона спостерігаються і далі до значення Таким чином,при товстолистовій прокатці наявні додаткові резерви,які сприяють захопленню технологічного мастила в контак

тну зону валків і смуги.Це дослідження мас особливо значення при подачі мастила на вертикальні валки листових станів.

За участю автора було проведено експериментальне дослідження впливу ширшавості поверхонь валків і смуги на умови тертя при гарячій прокатці з мастилом /¥з£ Вплив продовжньої ширшавості смуги на величину коефіцієнта тертя незначне, поперчна виршавість її дещо ужорсточує умови тертя на контакті.Ь усіх випадках збільшення ширшавості поверхні валків призводить до зростання коефіцієнта тертя. Обтиснення металу і початкова в’язкість мастила досить слабко впливають на характер тертя в осередку деформації.

Практичне застосування результатів дослідження

На основі теоретичного та експериментального дослідження механізму потрапляння технологічного мастила в осередок деформації розроблено метод визначення контактно-гідродинамічної товщини шару мастила.Розглянуто приклади розрахунків товщини мастильної плівки при холодній прокатці на промислових станах.

Розробка контактно-гідродинамічно їімоделі мастильної дії дозволила удосконалити теорію розрахунків оптимально-необхідних витрат технологічного мастила.Переходячи до товщини шару мастила на початку пластичної зони, формула для визначення корисних витрат мастила в І-ній кліті має вид:

1+А 1 ^ ,+А-

Гі _ І мЬ . Д4/

Д.е

к • - и

Чм

- питома вага мастила;

Е0 і и - початкова довжина і ширина смуги;

"Р

^ - коефіцієнт витягування металу;

К - коефіцієнт розподілу мастила між валком і смугою на

виході із осередка деформації, в розрахунках приймали Кр= І;

N - коефіцієнт при визначенні витрат мастила у першій кліті N =0, в решті N = І;

Ки - коефіцієнт лишку мастила, приймали Кц= 2.

Б роботі наведено приклади розрахунків оптимально-необхідних витрат технологічного мастила для жорсткопрокатних станін комбінату "Запоріксталь".Сумарні витрати мастила для реверсивного стана 550 склали £70 г/т, а для безперервного чотирьохклітьового-650 - 530 г/т.Зазначимо, що при дослідній прокатці жерсті на стані 650 кількість подаваного мастила зменшували з 1700 г/т до 386 г/т,при цьому зростання навантажень на валки і двигуни не спостерігалось /25/. Результати розрахунків також показали, що в окремих проходах /клітях/ мастило можна не подавати.Достатньо того шару,який знаходиться на смузі перед прокаткою в одній кліті

Спираючись на дослідження О.П.Грудєва і закономірності утворення мастильного шару,в роботі також запропонована і^юрмула для розрахунків коефіцієнта тертя при холодній прокатці.Ефективність застосування технологічних мастил в процесах обробки тисненням багато в чому визначається способом нанесення рідини на валки і конструкцією пристрою забезпечуючого це нанесення.З метою полегшити режим тертя б контакті опорного і робочого валків,поліпшити технологічні властивості мастила і зменшити його витрати,запропоновано мастило подавати таким способом, щоб воно перед проникненням в зону деформації пройшло контакт валків.Запропонований спосії подачі мастила /37/ має ряд переваг порівняно з уже відомими, його запровадили на безперервному широкосмуговому тонколистовому стані 1660 гарячої прокатки /16/. Цей спосіб знайшов також застосування і на інших станах,які мають кліті кварто.

Ефект попереднього навантаження технологічного мастила використано у винаході /40/. З метою зниження нецродуктивних витрат мастила,підвищення його ефективності в осередку деформації запропоновано попередньо мастильний тар обробляти тиском 5 * 100 Ша. При навантаженні мастила тиском зростає його в'язкість,підвищується адгезія до поверхні валків,що в певній мірі перешкоджає змиванню мастила з поверхні робочого інструменту охолоджуючою водою. Мрім того,опіднювання відновлення реологічних властивостей при розвантаженні збільшує товщину мастильної плівки в осередку деформації.Запропонований спосіб змащування при прокатці запроваджено на товстолистовому стані 1200 дніпровського металургійного комбінату'.

З метою скорочення непродуктивних витрат мастила і регулювання товщини масляного кару на поверхні валків запропоновано контак-

,'тний пристрій для подачі мостила /33/, з елементом,який регулює величину кута гідродинамічного клина.Цей пристрій пройшов промислові випробування в умовах чистовойштт середньосортного стана Ь50 металургійного заводу їм. Петровського /28/.

При активній участі автора була розроблена ще одна консрук-ція контактного пристрою для подачі мастила,який в складі має планку з конфігурацією профіля валка /42/.Пристрій забезпечує рівномірність нанесення мастила по довжині робочого інструменту і здатний обробляти поверхню валка,знижуючи нерівномірність виробленості. Він запроваджений на товстолистовому стані 1200 ДОК. Характерною особливістю наступного пристрою /34/ являє собою наявність пустотілої камери,притиснутої до поверхні валка своєю відкритою стороною і обладнаної форсунками,котрі розпилюють точно визначену кількість мастила внутрі камери,скорочуючи непродуктивні витрати мастила. Пристрій було запроваджено на листовому стані тріо Лаута заводу "Сарканайс металургс”.

Хоч промислові випробування і вге накопичений виробничий досвід свідчать,що додаткове забруднення стічних вод технологічним мастилом дуже мале. Однак сам факт можливості додаткового забруднення часто являється бар’єром для широкого застосування мастила при гарячій прокатці.Тому запропонована нова економічна, екологічно чиста система подачі мастила при гарячій прокатці /44/, котра суміщує функції очищення поверхневих шарів стічних ьод цехового басейну від масла з одночасною подачею утилізованого масляного середовиця в осередку деформації як технологічного мастила.Замкнуте коло послідовно з’єднаних цехового відстійника, механізмів вловлювання і відсмоктування водомасляної суміші і магістралі,на якій відбувається рух масляного туману,являють собою циркуляційну,автономну систему подачі технологічного мастила при гарячій прокатці.Система частково запроваджена на товстолистовому стані 1200 ДМК.

Представлено результати експериментального дослідження процесу гарячої прокатки сталі з застосуванням технологічних мастил в промислових умовах.Па безперервному широкосмуговому стані 1660 вперше у вітчизняній практиці при гарячій прокатці листа з активною участю автора була виготовлена і пройшла широкі промислові випробування і запроваджена у виробництво система подачі

зо

технологічного мастила /2Ь/.Як мастило на першому етапі застосували емульсію полімерізованого бавовняного масла, потім - емульсії мінеральних масел,а також масла в чистім вигляді .ііайкраїці результати одержано у випадку застосування полімеризованого бавовняного масла в чистому вигляд,і .Мастило подається в зону деформації тільки в процесі прокатки металу.Вмикання і вимикання подачі рідини відбувається автоматично /27/.Із досліджених засобів і пристроїв для подачі мастила /26/ перевагу було віддано нанесенню мастильного кару на поверхню опорних валків з боку виходу метала із кліті /37/. З застосуванням мастила при гарячій прокатці знижуються енергосилові параметри деформації,зменшується знос робочих і опорних валкіь,підвищується якість їх поверхні,що дозволило збільшити тривалість кампанії робичих валків і прокатувати між. перевалюваннями замість 2600 до 3600 т металу /26,29,30/.

Останніми роками технологічне змащування набуває поширення і при прокатці на товстолистових і в чорнових клітях тонколистових стані в.ііід керівництвом автора на товстолистовому сталі 1200 ДМК була запроваджена технологія прокатки з застосуванням змащування. Після серії лабораторних і промислових випробувань було запропоновано вищеописаний спосіб /40/ і пристрій /42/ для подачі технологічного мастила.З метою скорочення непродуктивних витрат мастила і підвищення швидкодіяння системи в неї було вміщено струменевий насос з електромагнітним клапаном,котрі монтувалися в безпосередній близькості від валкі в.Як технологічне мастило використовували масляний туман /основа - вискозин/, зрошений водою, що від,вертає опад масла на стінки трубопроводів.

Ефективність застосування мастила на стані І2и0 оцінювали по зниженню виробленості валків і навантаження на головний при-вод.При прокатці з змащуванням величина зносу на ЗО т 40% нижче порівняно з звичайними умовами деформації,спостерігалось також зменшення струму опорного кола двигуна на 0 г 10$, Застосування мастила дозволило тако» скоротити число проходів з 13 до 11 гри виробництві листів кінцевою товщиною 7-6 мм. Розробки автора були використані при запровадженні технологічного мастила на листовому стані тріс ііаута заводу и Сарканайс металургс " /31,34/.

ЗІ

' Підсумки

1.На основі виконаних автором теоретичних і експериментальних досліджень отримала подальший розвиток теорія мастильної дії при прокатці . Розроблено контактно-гідродинамічну модель механізму протікання мастила в осередок деформації.Проаналізовано режими настильної дії при холодній прокоти,і,показано,.'(0 процес -може проходити в умовах товстоплівкоюго .перехідного і тонкоплів-иового змащування.Холодна прокатка сталі та інших ванкодефор.мову-ваних сплавів практично завжди проходить в умовах важконавзнта-женого контакта при тонкоплівкогіому змащуванні.коли на товщину мастильного шару в осередку деформації виріпальне значення відіграє пружна деформація контактних поверхонь.Вперне проаналізовано залежність форми мастильного зазора і гідродинамічного тиоку від доатани пружної зони.

2.Розв’язано контактно-гідравлсчну задачу з врахуванням .мікрорельєфу поверхонь тертя.Встановлено,що ВПЛИВ висоти нерівностей на товщину шару мастила має складний характер.Спочатку з збільшенням аиршавості контактно-гідравлічна товщина також зроо-таз.Однак при висоті нерівностей,що мало відрізняються від тов-іцини масляної плівки,подальше зростання цісї висоти призводить

до поступового затухання гідродинамічного ефекту і змениенню товщини мастильної плівки.

3.Проведено всебічне експериментальне дослідження механізму захоплення мастила ./рслідамп встановлено ,"Ю товщина

шару мастила в осередку деформації залежить від кута захоплення, діаметра валків,сплющення їх,реологічних властивостей мстила і прокатуваного металу,кінематичних умов,натягу смуги,а також від мікрорельєфу поверхонь тертя і не залежить від теплових і силових умов осередка деформації.Результати порівняння дослідних значень товщини мастильної плівки з теоретично розрахованими показують,що при холодній прокатці сталі контактно-гідродинамічна модель краще відповідай експериментальним даним порівняно з гідродинамічного для жорстких поверхонь.

Вперне експериментально встановлено ,що відхилення заднього кінця смуги від лінії прокатки призводить до різниці геометрич-.них умов проходження мастила в осередок деформації з боку верх-

нього і нижнього валків.З результаті на цих поверхнях утворюється масляний шар різної товщини,що викликай асиметрію сил тертя відносно лінії прокатки і неоднаковий знос валків.

Досліджено розподіл товщини мастильної плівки по ширині прокатуваних смуг.Показно,и\о характер цього розподілу істотно залежить від профіля валків,зносу їх поверхні та місцевої поза-контоктної деформації металу.

4. На основі зіставлення механізмів проходження мастила в осередок деформації і у важконаванталсений пружний контакт показано ,11(0 тертя при холодній прокатці з змащуванням,в основному піддягає контактно-гідродинамічним закономірностям.З позицій контактної гідродинаміки проаналізована залежність питомної . сили тертя від швидкості сковзання.

5. Експериментально встановлено,ідо в певних умовах прокатки з в’язкими мастилами п осередку деформації можливий режим рідинного тертя.

6.Дрслідаено улови утворення детального шару в контакті опорного і робочого волків.Показано,що товщина шару мастила в зоні контакта валків значно більш,ніж в осередку деформації /при однаковій силі прокатки/. Відносно товстий шар мастила в контакті валків пояснюстося більшблагоприсьними геометричними умовами захоплення мастила. На цій основі запропоновано спосіб подачі технологічного мастила на чотирьохвалкових станах з боку виходу метала із кліті.

7.Впер’Де експериментально встановлено ,що після виходу із осередка деформації мастильний шар на поверхні смуги /валків/ не знаходиться в стані термодинамічної рхвноваги.Де пов’язано з тим,що фізичні властивості мастила не в одну мить відновлюються до початкового значення після розвантаження.Явиїце запізнювання у відновленні в’язкості мастила може бути використано для збільшення товщини мастильної плівки в осередку деформації, що вперше експериментально підтверджено і реалізовано на промисловому стані.

8.Спеціальними дослідами встановлено,що ефект мастильної дії при гарячій прокатці визначанться товщиною мастильної плівки. Підтверджено вплив гідродинамічних параметрів на проходження

мастила в осередок де^орі^ації при гарячій прокатці.Показано, що температуре поверхні валка істотно вішшао на товщину ь.асля-ної плівки, Для підвищення ефективності КаСТИЛЬнОЇ дії необхідно зніжити температуру поверхні палкій у пере,іу',е>[ор;.:аілйній зоні.

9. Вперше експериментально і теоретично показано вплив позаконтактної де^ораяції металу на тоь.'гну л-.ру мастила и осередку деформації, я також на розподіл його по .нпринх прокатуваної смуги.Таким т*ном, при топстолпатопіР прокятні наявні додаткові резерви,які сприяють захопленню технологічного мастила в контактну зону волків і смуги.

10. Проведено комплексне дослі їдкення тишу мікрорельєфи поверхонь валків і смуги не гехапіз.-. захоплення ./.астилз при гарячій прокатці. З збільшенням продовжньої инр'-.а.вості той’,(«на мастильної плівки в осередку ,п,е^ор.-..агті ї сростав з зростання--, поперечної - 3л:ені3у:ться.

11. На основі теоретичних і експериментальних ДОСЛІ.'ТлЄНЬ розроблено на рівні вршходів одинадцять способів і пристроїв для подачі технологічного мастила,чотири з яких запроваджені на промислових станах.З участю автор;, на ко.. і пат х "ЗапорЬ;сталь", ДМС, а також на металургійних заводах і, :.ГІетровського і "Зарка-нг*йс -'втялургс" запроваджена технологія Гарячої прокатки з уа-

'.уваЦНЯЛ.

Запропонована і частково зг'проі.с.і-.чеїм і'.ь товстолистово./,у стані І<!00 ДйІ нова економічна,екологічно чист:: система подачі технологічного мастила.

Основні положення дисертації опубліковані в таких роботах

І. Грудов О.П..Максименко О.П. Елементи гідроциклічної теорії змащування при прокатці //Мсті вузів.г!орна -.еталургія.-1971.-”7.-С.103-109. ‘

Груде в О.П., Максккенко О.П. Дослідження умов проходження мастила в осередок дефоркщії при прокатці // Обро'акг-і '-ета-лів тисненням: Зз'.чгукч пр./^.1етІ.М. :.'пет;'.нургія,І97І.-.Снл.

57.-3.209-221.

3. іиаксиа'енко О.П. Застосування ан.-.лізу розмірносте1/, в дослідженні товщини мастильної плівки //Теорія і практика тонколистової прокатки:36.Ш'уіс-1ір./иПІ і .'ІПІ.-іЗоронік,І9с9.-3.25-32.

4. Макскменко О.П. ,За:/.охвал іі.ш. Дрслідаення механізму захоплення мастила при прокатні з застосуванням планування експери-менту.-Дніпродзержш-іСьк,І960.-І6о.-Деп. в Укр НДІНТІ 1^915—60-

5. ьіаксш.іенко О.П. Елементи контактної гідродинаміки в дослідженні ТОВЩИНИ І.ІЙСТІІЛЬКОІ плівки при прокатці //Вісті вузів.

Чорна ь.етелургія.-І99І .-]Г2. -3.23-26.

о. иакск..;ені:о О.П. Застосування контактної гідродинаміки в дослідженні аієхйнізг '.у мастильної дії при прокатці//Проблеми [металургійного виробництва : Зо', наук. пр. Л^ті.Київ .‘Техніка ,1990. Вчп.І03.-3.24-20.

?. Млксименко О.П. Елементи контактної гідродинаміки при прокатці// Наука виробництву:Зо. наук.пр./ДІІ.Київ:]3ища школа,1991.-3.33-36.

В. іііксго-'єнко О.П.Д\'иров 0.3. .Ірслідженнл механізму змащувальної дії при прокатні з застосуванням елементів контактної гідродинаміки .-Ї4ппродзержинськ,1908.-6с.-Деп.в Укр НДІНТІ.-М2404-С

9. Максименісо О.П.,Іванов К.О.,Розмахін О.Д. Вплив умов в осередку деформації на товщину мару мастила при прокатці//Металургі/

і коксохімія. -Київ'.Техніка,1903.-Вип. 60.-3.69-91.

10. Гру,цс в О.П.,і,ега Д. 3. ,Максітаенко О.П. Крапельний метод визначення товдинч шару і..астила при прокатці//шеталургія і коксохімі я.-Київ: ^'ехніка ,1971. Вип. 45.-3.69-92.

11.Про вплив геоліетричних уьов на захоплення мастила смугою і прокатними валками/ О.ГІ.Груд!;в,Ю.Б.Зигалов,О.П.Максименко та ін.//Вісті вузів.Чорна металургія.-І97І.-.’ЇЗ.-3.107—III.

12.Максименко О.П..Бондаренко В.А. До питання про вплив діаметра валків на тиск при холодній прокатці/Діеталургія і коксохімія. -Київ '.Техніка ,1979. -Вип .60.-3.63-65.

13.Вплив мікроиерівностей поверхонь валків і смуги на формування мастильного шару в осередку деформації при прокатці/ О.П.Грудзв,О.П.Максгшенко.А.М.Долясанський та ін.//Обробка металів тиснення:,і:36.наук.пр. /Д»1етІ.М. :ї«іеталургія,І976.-Вип.69.-3,19с-206.

14.Грудсв О.П. .ЬІаксдаенко О.П.,Іванов К.О..Розподіл товщини шару мастила по ширині смуги при прокатці/Діеталургія і коксохі-мі я. -Київ: Техніка, 19713. -Вип .46. -3.06-72.

[б.Чекыарьов О.П.,Грудев О.П, ,Максименко О.П. Мастило контактної зони робочого і опорного валкіп//Сталь.-1975.-j7I.-0.57-60.

[б.Максименко 0.П.,Іванов К.0.,Левченко Г.В..Збереження мастила при гарячій прокатці сталі//Металургія і коксохімія.Київ:

Техніка,1974.-Вип.41.-0.124-126.

17.Іванов К.О.,Максименно О.П. Вплив температурних умов на товщину шару мастила при гарячій прокатці// Обробка металів тисненням:

Зб.наук. пр./ДМетІ.М.:Металургі я,1976.-Вип.59.-2.218-221.

10.Іванов К.О..Максименко О.П. Вплив мікрорельєфу поверхонь валків і смуги на товщину шару мастила при гарячій прокатці//

Вісті вузів.Чорна металургія.-1975.-3I2.-J.63-66.

19.Іванов К.О. .Максименко О.П.,Еондаренко В.0. Деякі закономірності тертя при гарячій прокатці//Обробка металів тисненням:

Зб. наук. пр./ДМетІ.Ы. :Металургія,І976.-Вип.о9.-С.ІиЬ-І96.

20.Максименко О.П. Дослідження напруженого стану при товстолистовій прокатці з застосуванням сплаГінів// Удосконалення технології прокатки,термообробки і опорядження товстолистового прокату:

Зб. наук.пр./ДОН НДІ Чормет і ІіЧі'іІ СРЗР.™.: і>1етвлургія,І9о7.-0.66-70.

21.Максименко О.П. Дрслідкення напруженого стану метала при прокат-, ці з застосуванням спля.йнів.-Диіпродзеркинськ,І9Сб.-Ісс.-Деп.

в Укр ПДІНТІ. -Jti26I2-65.

22.Максименко О.П. .Самохвал B.ivl. Теоретичне дослідження задньої позаконтактної зони деформації при прокатці//Металургія і иоксо;сімія.-Київ:Техніка ,І9Нг; .-Вип.94.-3.3C-34.

23.Максименко О.П. Др механізму мастильної дії при товстолистовій прокатці//Вісті вузів.Чорна металургія.-1969.-»І0гС.36-41.

24.Максименко О.П. Про граничну зеличту питомник сил тертя//

Наука виробництву:3б. наук. пр./ДІЇ.Київ:Вищз ’іікола,1991 .-

С. 46-51.

25.Пошуки і освоєння нових технологічних частил,визначення оптимальних витрат мастила і вдосконалення технології прокатки жерсті/О.П.Грудзв,Ю.Б.Сигалов,О.П. Максименко .В.Т.Тилик та ін.// Реі. інф. про закін. наук.- досл.роботах у вузах УРСР.Металургійна промисловість.Київ:Віг.(а ыкола,1974.-Віш.4.-75с.

зо

■<26.Застосування технологічного мостила на безперервному тонколистовому стані гарячо ї прокьткк /В. Г. Д> до ка, 0. П.Грудев,

Б,Т. Тилнк ,0.ГІ. такси* .енко//3тало.-1974.-?,3І.-С.47-50.

27.Автоматизація подачі; технологічного мастила на безперервному тонколистово,лу стані гарячої гірокотки/О.П.Чеімарьов.О.П.Груде в ,0.П.І«<?ксименко та ін.// бюлетень ЦНДІЧІі і Е.І.-І974.-И9.-ЙІС.

2о. Грудов 0. П. ,ла;ссиі..енко О.П.„Іванов К.О. Промислові ьипро-бування пристроїв для подачі технологічного мастила при гарячій прокатці столі/Аеталургія і коксохімія.-КиївТехніка , 197 4. -Бич .41. -З. ЗС-4І.

29.Дрслідаення ефективності застосування технологічних мастил при гарячій прокатні сортової і тонколистової сталі .пошуки

і освоєння нових застил при холодній прокатці жере ті/О.П. Груде в,. І).Б.Сигялов,О.П.Миксимонко та ін.//Реф.інф. про закінч.наук.-досл. роботах у вуа^х і1?ЛР.Металургійна промисловість.Київ:

Бича школа, 1973.-Вип.о.-33с.

30. /'ослідаення ефективності застосування технологічних мастил при гарячій прокатці на безперервному тонколистовому стані І6Б0 /О.П.Гру,д,льО.П.Чекі.,арьов,О.ГІ.і;іаксименко та ін.//Реф. інф. про закінч.наук.-досл. роботах у вузах УРСР.Металургійна промисловість.Київ:Бида цкола,1974.-Вип.7.-76с.

31.Технологічне мастило при гарячій прокатці листе в кліті тріо-Л&ута/О.П.Груцзи,Н.О.Іванов,О.П.І-іаксименко та ін//Мета-лург.-1975.-Я5.-С.40-42.

32..7Ізксименко О.П.Дослідження прокатки в режимі рідинного тертя.-Дніпродзержкнськ,І963.-8с.-Деп.в Укр КДІНГІ.- л5 49-83.

33.А.с. 407601 /СРСР/.Пристрій для нанесення технологічного мастила на валки /О.П.Чекмарьов ,0.П.Грудзв,0.П.І»1аксименко,

Ю.В. Зільберг.В.Т.Тішгг; та ін.-Опубл.Б.І. ,1973,!М7.

34.А.с. 5С0£34/СРСР/.Пристрій для нанес-еиння мастила на валки при гарячій прокатці металу /0.0. Динник,В.П.Галицький,

О.П.шксдаенко ,А.І.1./їт;анськиЙ та ін.-Опубл.Б.І. ,1970,

«4.

5. А.с. 556660 /СРСР/.Пристрій для подачі мастила в зону де>)£рма-ції при прокатці /О.П.Груд,;в,О.П. Максименко , І. І.Брусенко ,

A.И. Дэлжанський .-Опубл. Б.І. ,1977

3. А.с. 032417 /СРСР/.Пристрій для подачі технологічного мастила на прокатні валки /0.П.Грудов,О.П.Максименко ,І.З.Зільберг,Ю.Б.Си-галов.А.М. Орлеанський.- Опубл. Б.1.,1976,^39.

7. А.с. 359075 /СРСР/.Спосіб подачі пастила в осередок деформації багатовалкових прокатних станів /О.ГІ.Чекмарьов.О.П.Грудсв, О.П.ЛІакскмепко ,К.О. Іванов.- Опубл. Б.І. ,1972,л>Зо.

5. А.с. 509046 /СРСР/. Спосіб подачі рід,кого мастила в осередок деформації при гарячій прокєтцг /О.П. Максименко,0.П. Грудев,

Б.М. Ілюкович,Б.М.Бойко та ін.- Опубл. Б.І.,1976.

9. А.с. 786167 /СРСР/,Спосіб одержання полімерного покриття на пробах з металу. /0.иЛ/іаксименко,М.М.Гелерм.ан,В.М.Самохвал.-- Опубл. з грифом ДСК.

0. А.с. 1151338 /СРСР/.Спосіб згадування при прокатці /О.П. Максименко, О.П. Грудєв, Б.М.Самохвал та ін.- Опубл. Е.І. ,І965,М5.

1. А.с. 12464473 /СРСР/.Технологічне мастило для гарячої прокатки. /О.П.Шксименко.Ю.І.Коковихін,В.І»'і.Самохвал та ін.- Опубл. з грифом ДЗС.

2. А.с. ІЗІ2&25 /СРСР/.Пристрій для нанесення мастила на прокатні валки./0,П .Максименко ,Е.В.Галицький ,3. »<1. Самохвал та ін .-Опубл. з грні'ом ДСК.

3. А.с. 1347966 /СРСР/. Пристрій для розпилу рідини /В.Ц.Самохвал, О.П.Гиаксименко,6.В.Галицький та ін.-0пу('л. Ь.І. ,І9о7,"40.

4. Система подачі технологічного мастила при гарячій прокатці листа. /О.П. Максименко,О.П.Грудев,Т.Б.Лроьа. Позитивне рішення на заявку на авт. свід. ії47б343І/02 від 20.06.90.

5. А.с. 1540676 /СРСР/. Спосіб прокатки металу /О.П.»1акси&.енко,

B.М.йрвюп,3.И.Сашхвал та ін.-Опубл.Б.І. ,1990,.УЗ.

6. А.с. 1524273 /СРСР/.Спосіб прокатки на блю мінгу /О.П.І.Іаксименко,

В.М.Самохвал,6.В. Галицький та ін.-Опубл. з грифом ДСК.

7. А.с. І2І4256 /СРСР/.Спосіб прокатки смуг /О.П.Максименко,5.В.Галицький, З.М.Самохвал та ін.-Опубл.Б.І. ,І96и,1.«6.