автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.04, диссертация на тему:Совершенствование методов охлаждения и профилирования валков широкополосных станов

На правах рукописи

0ГБ ОД

ПЕТРОВ СЕРГЕЙ ВИТАЛЬЕВИЧ

2 >- ш ?т

I

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ ОХЛАЖДЕНИЯ И ПРОФИЛИРОВАНИЯ ВАЛКОВ ШИРОКОПОЛОСНЫХ СТАНОВ

Специальность 05.04.04 - Машины и агрегаты металлургического

производства

А втореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Череповец 2000

Работа выполнялась в Череповецком государственном университете.

Научный руководитель

Научный консультант Официальные оппоненты

Ведущее предприятие

- доктор технических наук, профессор,

заслуженный деятель науки и техники РФ Э. А. Гарбер

- кандидат технических наук,

доцент А. А. Гончарский

- доктор технических наук,

профессор А. Л. Кузьминов

- кандидат технических наук

А. М Сорокин

- ОАО «Череповецкий сталепрокатный

завод»

Защита диссертации состоится "2 7 " ОСКОорЯ 2000 г. в часов на заседании диссертационного совета Д 064.79.01 при Череповецком государственном университете.

Ваш отзыв на автореферат, заверенный печатью организации, просим направить по адресу:

162600, Череповец, Советский проспект, 8, ЧТУ.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке университета.

Автореферат разослан "27" НОйБрЯ 2000 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор, член-корр. РАН

Кабаков 3. К

К621.5Ъ-5г-0Ч2ь0

Общая характеристика работы

Актуальность работы. Начиная с середины 80-х годов, в развитии технологии производства на действующих широкополосных станах проявляются следующие характерные тенденции:

- расширение их сортамента в направлении освоения прокатки особо

тонких полос;

- уменьшение доли пауз, увеличение ритма прокатки.

На ряде современных станов горячей прокатки, где минимальная толщина горячекатаных полос составляла 1,8-2,0 мм, освоено производство полос толщиной до 0,7-1,0 мм, которые ранее получали только на станах холодной прокатки. В свою очередь, на станах холодной прокатки, где минимальная толщина в соответствии с технологическими инструкциями составляла 0,5 мм, вдет освоение прокатки полос толщиной 0,25-0,35 мм.

Кроме того, для повышения производительности все большее число непрерывных широкополосных станов, в том числе и чистовые группы станов горячей прокатки, переводят на работу в режим бесконечной прокатки.

В связи с этим узким местом на пути развития технологии современной тонколистовой прокатки оказывается система охлаждения стана: чем тоньше прокатываемая полоса и меньше доля пауз в ритме прокатки, тем больше выделяется тепла, валки перегреваются, а система их охлаждения, не рассчитанная на новые условия прокатки, не справляется с отводом дополнительно выделившейся теплоты. В результате этого снижается стойкость валков, нарушается стабильность их теплового профиля, что приводит к дополнительным простоям стана при внеплановых перевалках, увеличению расхода валков и ухудшению качества полос.

В то же время все более высокие требования к качественным показателям полос, предъявляемые потребителями, а именно, точности по толщине и плоскостности, в условиях большого разнообразия профилеразмеров и марок прокатываемого на широкополосных станах металла обуславливают необходимость использования комплектов рабочих валков с различной шлифовочной профилировкой. Это накладывает ограничения на производительность и экономические показатели процесса: требуется содержание большого парка валков с различивши профилировками, увеличиваются простои стана за счет большего количества перевалок. Указанная тенденция наиболее характерна для широкополосных станов холодной прокатки, в связи с более высокими требованиями к качеству холоднокатаных полос со стороны потребителей.

В связи с изложенным, весьма важное значение приобретает задача совершенствования систем охлаждения широкополосных станов, решение которой позволит оптимизировать температуру и профиль прокатных валков, повысить их стойкость, увеличить производительность станов и повысить качество проката. Кроме того, в условиях повышения требований к качеству полос, увеличения производительности процесса и снижения затрат на него, актуальной становится задача совершенствования методов профилирования валков. В ча-

стности, на станах холодной прокатки это выражается в тенденции сведения к минимуму количества используемых профилировок - их унификации. Решению этих вопросов и посвящена данная работа.

Цель и задачи работы. Целью работы является совершенствование методов охлаждения и профилирования валков широкополосных станов.

Для достижения указанной цели в работе были поставлены следующие

задачи:

1. Создание адаптивной математической модели теплового режима широкополосного стана горячей прокатки, в которой температура валков вычислялась бы в функции температуры полосы и режима прокатки, расхода, давления и температуры охлаждающей жидкости, конструкции форсунок и расположения коллекторов относительно бочки валка. Разработка на ее основе методики промышленного аудита систем охлаждения, позволяющей оптимизировать процесс охлаждения валков.

2. Совершенствование систем охлаждения широкополосных станов, которое в условиях уменьшения толщины и увеличения ритма прокатки позволит стабилизировать тепловой режим и профиль валков, повысить их стойкость, обеспечить более устойчивую работу стана (сократить простои от перевалок, настроек и пауз в цикле прокатки), а также обеспечить получение полос требуемого качества.

3. Совершенствование методов расчета станочных профилировок валков станов холодной прокатки, позволяющих учитывать воздействия различных технологических факторов, тепловых и упругих деформаций на перемещение акшвной образующей валка и плоскостность полосы.

4. Разработка математической модели универсальной профилировки валков широкополосного стата холодной прокатки, позволяющей сократить простои от перевалок, дополнительных настроек, снизить расход валков за счет сокращения числа перешлифовок бочек валков, а также повысить точность и плоскостность при тонколистовой холодной прокатке.

Научная новизна.

С использованием моделей теплового баланса и поверхностной температуры валков разработана адаптивная математическая модель теплового режима и охлаждения валков широкополосного стана горячей прокатки, позволяющая рассчитать средние по сечению температуры рабочего и опорного валков в функции температуры полосы, режима и ритма прокатки, конструктивных параметров стана, углов установки проводок - водоотсекателей, расхода, давления и температуры охлаждающей жидкости, конструкции форсунок и расположения коллекторов относительно бочки валка. Для обеспечения требуемой точности расчета температур, математическая модель предусматривает процедуру адаптации коэффициентов контактного теплообмена "ои" в уравнениях теплового баланса и значения коэффициента " к", учитывающего падение температуры в зоне контакта поверхность полосы - поверхность валка за счет теплопроводности окалины, по фактическим значениям температур полосы и валков действующего стана.

Разработана уточненная математическая модель коэффициента трения путем модифицирования формулы А. П. Грудева, учитывающей, наряду со скоростью прокатки, такие факторы, как вязкость СОЖ, шероховатость валков, а также уровень контактных напряжений через относительное обжатие в соответствующей клети, в которую, дополнительно к учету шероховатости валков, введен учет шероховатости подката. Это позволило уточнить модель энергосиловых параметров процесса холодной прокатки не только при освоении новых видов СОЖ, но и при решении других задач по реконструкции действующих станов и совершенствованию технологии производства холоднокатаных полос.

Выполнена доработка модели упругих деформаций валковой системы с учетом разности длин бочек опорных и рабочих валков. В результате точность указанной модели, особенно на первых клетях непрерывного стана, существенно возросла. Уточненный алгоритм расчета упругих деформаций включен в модель профилировки валков.

Разработана адаптивная модель универсальной профилировки валков, позволяющая при большом количестве факторов, влияющих на профиль рабочих валков, производить его унификацию для разных групп сортамента в комплексе с расчетом необходимых режимов прокатки.

Теоретически обоснована принципиальная возможность перевода непрерывных станов холодной прокатки на универсальную профилировку рабочих валков.

Созданы новые технические решения по оптимизации режима охлаждения, управлению профилем валков листопрокатных станов и пневмосепара-тору сыпучего материала

Практическая ценность работы заключается в возможности использования следующих конкретных результатов:

- математических моделей, реализованных на ЭВМ;

- методики промышленного аудита систем охлаждения широкополосных станов для выбора оптимальных режимов охлаждения;

- методики унификации станочных профилировок валков станов холодной прокатки и определения требуемых для этого технологических режимов прокатки и охлаждения.

Реализация работы в промышленности. Результаты работы внедрены в производство на широкополосных станах 1700 горячей и холодной прокатки ОАО «Северсталь» и могут быть рекомендованы для внедрения на других предприятиях страны, производящих листовую сталь.

Внедрение оптимальных режимов охлаждения валков на 6-ти клетевом стане 1700 горячей прокатки позволило увеличить на 74,9% производство тонких полос, в два раза сократить время паузы в цикле прокатки (с 30 до 15с.) и повысить на 10,8% ритм прокатки, а также снизить расход времени на внеплановые перевалки на 14,9% и уменьшить на 2,1% расход валков.

В результате внедрения универсальной профилировки валков на 5-ти клетевом стане 1700 холодной прокатки произошло сокращение количества

плановых перевалок рабочих валков и расхода времени на их осуществление (на 1, 2-ой клетях - 18,3%; на 3,...,5-ой - 19,0%).

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались на девятой международной научно-технической конференции по холодной прокатке (г. Е15еп1шиепБ1а&, Германия) в октябре 2000 г., на технических советах производства холоднокатаного листа и листопрокатного цеха №1 (ЛПЦ1) ОАО «Северсталь» в1999-2000 г.г.

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 5 статей, получен один патент РФ и приоритетные справка по двум изобретениям.

Объем работы. Диссертация состоит из 4 глав, общих выводов, списка использованной литературы из 41 наименования и 9 приложений. Объем диссертации составляет 152 страницы машинописного текста, содержит 24 рисунка, 18 таблиц.

Основное содержание работы.

1. Состояние проблемы.

Рассмотрены особенности тепловых режимов валков и полосы при горячей и холодной прокатке, а также их влияние на устойчивую работу прокатных станов. Установлено, что колебания параметров теплового режима -температуры полосы, режимов прокатки, вызванных разнообразием размеров и свойств подката - являются возмущающими факторами деформаций и стойкости валков, а значит они проявляют себя и как дестабилизирующие факторы по отношению к показателям, определяющим возможность развития тонколистовой прокатки - качеству поверхности, точности размеров и формы, производительности стана. Сделан вывод о том, что вследствие температур полос, которые достигают на входе в стан 1000-1200 °С и на выходе 740-800 °С, более напряженный тепловой режим работы имеют валки при горячей прокатке.

Аналитический обзор известных математических моделей, позволяющих определять изменение температуры полос по клетям станов при горячей прокатке, а также моделей температуры валков, пригодных для станов холодной и горячей прокатки, показал, что существует ряд нерешенных задач, значительно снижающих точность получаемых результатов. В частности, не было сведений об учете теплопроводности слоя окалины в очаге деформации, от которой зависит интенсивность теплообмена полосы с рабочими валками, о величинах коэффициентов контактного теплообмена между рабочими и опорными валками, о влиянии на температуру валков давления и расхода воды, подаваемой из форсунок системы охлаждения, конструктивных параметров самих форсунок и т. д.

Сформулированы задачи для дальнейших разработок и исследований: - разработка адаптивной математической модели теплового режима и охлаждения валков широкополосного стана горячей прокатки, в которой учитывались бы указанные не до стала);

- исследование по этой модели факторов, позволяющих стабилизировать температуру валков и их тепловой профиль при тонколистовой прокатке.

Проанализированы современные системы и способы охлаждения валков листопрокатных станов. Отмечено, что к числу нерешенных задач относится отсутствие надежной методики их промышленного аудита, позволяющей подбирать такие режимы охлаждения и взаимосвязанные с ними конструктивные параметры систем охлаждения валков (размеров форсунок, расположения коллекторов относительно бочки валка, углов установки проводок - водоотсе-кателей), которые создавали бы наиболее эффективный теплообмен между валком и жидким охладителем. Указано также, что для секционных систем охлаждения станов холодной прокатки более важной задачей является управление тепловым профилем рабочих валков при смене маркопрофилеразмера сортамента.

Поставлена задача разработки указанной методики аудита систем охлаждения.

Изучены современные технологии управления профилем рабочих валков станов холодной прокатки. Сделан вывод о том, что применение широко распространенных методов гидроизгиба валков и их секционного охлаждения в условиях большого разнообразия размеров и марок прокатываемого на них металла не позволяет достигать желаемого результата унификации профилиро-вок, а внедрение новых технологий профилирования на действующих станах весьма ограничено из-за больших капитальных затрат на модершсацию клетей и парка валков.

Анализ существующих методов моделирования станочных профили-ровок валков на основе закона прокатки плоской полосы показал, что к числу их недостатков следует отнести определение индивидуальной профилировки для каждой клети стана. Отмечено также, что указанная модель имеет ряд существенных ограничений для широкого применения на большинстве станов холодной прокатки - отработанность модели коэффициента трения только для эмульсий на основе минерального и пальмового масел, а также условие равенства длин бочек рабочего и опорного валков в модели упругих деформаций.

Сформулированы задачи для дальнейших разработок и исследований:

- уточнение моделей, входящих в расчет станочной профилировки,

- разработка модели универсальной профилировки валков,

- проработка возможности перевода непрерывных станов холодной прокатки на универсальную профилировку.

2. Математическая модель теплового режима и охлаждения валков широкополосного стана горячей прокатки.

2.1. Уравнения теплового баланса - основа математической модели теплового режима и охлаждения валков станов горячей прокатки.

Воздействие факторов, дестабилизирующих тепловой режим валков при горячей прокатке, таких как повышение средней по сечению температуры

в начальной фазе прокатки, циклическое изменение температуры в поверхностном слое бочки, колебания технологических параметров в процессе прокатки, приводит к сложному характеру распределения в них температурных полей. Однако опыт исследований теплового режима валков станов горячей прокатки, выражающийся в том, что после 40-60 минут интенсивной прокатки основная масса валка прогревается равномерно практически по всему поперечному сечению бочки, а также в том, что циклические колебания температуры в ее поверхностном слое проникают на глубину не более 1-2% от радиуса валка, дает основание при анализе мощности систем охлаждения валков принять допущение о стационарности их температурных полей и для их моделирования применить аппарат уравнений теплового баланса. Схема теплового баланса с учетом допущения о равномерном распределении температуры по длине бочки приведена на рис. 1.

окр.оп.

£—►

Рис. 1. Схема теплового баланса рабочего и опорного валков.

Для рассмотренного на рис. 1 случая установившегося режима теплообмена тепловой баланс рабочего и опорного валков на единицу длины бочки может быть выражен системой линейных уравнений:

Г ^ - - йг, - - = I е- - Qi,on. -в-— = °> (D

где Ор. - количество теплоты поступившее в рабочий валок за счет контактного теплообмена с полосой; 0О„ - количество теплоты, перешедшее из рабочего валка в опорный; Qr(^jp и - величины, характеризующие конвективный теплообмен рабочего валка с охлаждающей водой со стороны входа и выхода металла из клети; ^eodjorL - теплота, отводимая от опорного валка охлаждающей водой; Q0Kp.p., QOKp.on. - величины, учитывающие теплообмен рабочего и опорного валков с окружающей средой.

Величины, входящие в систему (1), могут быть выражены при помощи следующих уравнений:

QP. = атр. ■ lc(t„-tp.), (2)

где amp. - коэффициент теплоотдачи при контактном теплообмене полосы с рабочим валком; 1С - длина дуги контакта рабочего валка с полосой с учетом деформации упругого сплющивания; /„. - температура полосы; tp. -средняя по сечению температура рабочего валка.

Температура полосы (/„.), входящая в уравнение (2), как было показано выше, может быть определена заранее, по надежным апробированным моделям, и использована в качестве исходных данных при расчете температуры валков.

Qon. ~~ &кт on. " boru (tp. — tan_), (3)

где am orL - коэффициент теплоотдачи при контактном теплообмене рабочего и опорного валков; Ъоп_ - ширина площадки контакта между рабочим и опорным валками, рассчитываемая по формуле Герца; - средняя по сечению температура опорного валка.

где Dp, - диаметр рабочего валка; - коэффициенты теплоот-

дачи при конвективном теплообмене рабочего валка с водой; , -

средние температуры воды на контакте с охлаждаемой поверхностью в процессе теплообмена, подаваемые со стороны входа и выхода металла из клети соответственно.

Qlod.on. = л ■ Don ■ а,сп - (ton - t^J, (6)

где Don - диаметр опорного валка; а1оп - коэффициент теплоотдачи при конвективном теплообмене опорного валка с водой; ieodoil - средняя температура воды на контакте с охлаждаемой поверхностью бочки опорного валка в процессе теплообмена.

Qovp.p. = * • DP ■ аокрр ■ (tp - tOKp); (7)

Qoxp.cn. = л • Don • аокрсп ■ (ton - t0Kp), (8)

где a ay р , а ад, on ~ коэффициенты теплоотдачи рабочего и опорного валков с окружающей средой; tOKp ~ температура окружающей среды.

Таким образом, система уравнений теплового баланса (1) является системой с пятью неизвестными: tp, torL, f «ых. И( . Для определения

' вод.р. > *вод.р. вод.оп. *

теплового режима валков, то есть решения данной системы относительно и ton., требуется введение еще трех дополнительных уравнений теплового баланса, позволяющих рассчитать неизвестные температуры воды t"odp, f™^ и

^вод.оп.

(У**- - 0Uex- = 0; (9)

Меод.р. Меод.р. ' 4 '

qla*. _ Qllcых. = 0; (Ю)

а вод.р. зСвод.р.

QL,n. -QL,, = о> (П)

где Q^d'p' Q^Tp' Qwdon ~ количество теплоты, полученное водой, подаваемой на рабочие валки со стороны входа и выхода металла, а также на опорные валки соответственно:

Q*Ld.p. 2 • Veod v • уеод • сеод • {tgri р — teod j) > (12)

Qeod.p. ^ ■ Vgoi p • Yпод. ' Сеод. ' еод.р. ~ ^eod.l ) ' ^^

Qeod.on. 2 ' Vsod.on. ' Ycoi. " Ceod. ' ('«od.o«. — *«a).l)' (14)

где Cf.- V£?P.> Ko&or.. - расходы охлаждающей воды, подаваемой на рабочий (со стороны входа и выхода полосы из клети) и опорный валки; у- плотность воды; Сюй - удельная теплоемкость воды.

Рассмотренная выше балансная математическая модель теплового режима валков позволяет по известным конструктивным параметрам стана, системы охлаждения, технологическим параметрам процесса прокатки рассчитать средние по сечению температуры рабочего и опорного валков. В то же время данная модель не учитывает передачу тепла от полосы к валкам лучистым теплообменом, количество которого зависит от углов установки проводок - водо-отсекателей у поверхности рабочих валков на входе и выходе из клети, а также ритм прокатки, от которого в значительной степени зависит температура валков, так как указанные уравнения не пригодны для описания температурных

полей во время паузы, когда валки интенсивно охлаждаются. Кроме этого, известен лишь приблизительный диапазон значений коэффициентов контактного теплообмена (оси-), влияющих на точность расчета температур валков.

2.2. Модель поверхностной температуры валков.

Учет влияния ритма прокатки и углов установки проводок - водоотсе-кателей на тепловой режим валков возможен при помощи приближенной модели квазистационарного теплового режима, основанной на применении схематизированного графика распределения температуры по поверхности бочки валка (рис.2).

В соответствии с этим графиком, по данной модели можно определить:

- максимальную температуру валков в зоне их контакта с полосой:

Рис. 2. Схематизированный график распределения температуры по поверхности бочки рабочего валка

(15)

где к - коэффициент, учитывающий падение температуры в зоне контакта поверхность полосы - поверхность валка из-за теплопроводности окали. ех.

ны; I - температура полосы на входе в клеть.

- в зоне конвективного теплообмена с охлаждающей жидкостью (угол <р з) температура поверхности принимается равной температуре подаваемой воды: ■

- в переходных зонах (углы <р 2 и <р 4) температура изменятся линейно:

в зоне угла ц>1 (от выхода полосы из валков до места установки проводки - водоотсекателя) от /шах до среднеинтегральной температуры 1ср ;

- в зоне угла - от минимальной температуры, равной 1вод 1 до среднеинтегральной температуры рабочего валка:

где 0 - средняя относительная температура.

Средняя поверхностная температура рабочего валка Тр с учетом ритма прокатки определяется по выражению:

Т-' (17)

Т 4- Г т 'л

где тм и тп - машинное время и время пауз при прокатке соответственно.

Рассмотренная модель позволяет рассчитать среднюю температуру валков с учетом ритма прокатки и углов установки проводок - водоотсекате-лей. Недостатком данной модели является то, что она не позволяет учесть параметры системы охлаждения: интенсивность конвективного теплообмена, расход охладителя и давление в системе подачи его на поверхность валка. Процедура адаптации модели для уточнения коэффициента " к ", учитывающего теплопроводность слоя окалины, в литературе также не рассматривалась.

Таким образом, применение для моделирования теплового режима и охлаждения валков каждой из рассмотренных моделей в отдельности оказывается недостаточным для решения задач, поставленных в данной работе.

2.3. Разработка адаптивной модели теплового режима и охлаждения

валков.

Устранение недостатков моделей приведенных, п. 2.1 и п.2.2 потребовало их совместного использования в расчете теплового режима валков станов горячей прокатки.

Сущность разработанной таким образом адаптивной модели заключается в использовании модели поверхностной температуры валков в качестве алгоритма адаптации математической модели, основанной на уравнениях теплового баланса. Такая последовательность операций обусловлена тем обстоятельством, что модель, основанная на схематизированном графике распределения температуры по наружной поверхности бочки валка, служит для предвари-

тельной оценки температуры рабочих валков с учетом ритма прокатки, а также углов установки проводок - водоотсекателей и дальнейшего ввода влияния данных факторов в балансную математическую модель, позволяющую по известным конструктивным параметрам стана, системы охлаждения, технологическим параметрам процесса прокатки рассчитать средние по сечению температуры рабочего и опорного валков.

Для получения расчетных значений температур валков наиболее точно совпадающих с реальными, в обобщенной математической модели был также применен механизм адаптации по данным действующего стана. Процедура адаптации модели заключается в определении таких значений величин "о^" и " к ", которые бы обеспечивали определенную точность совпадения расчетных значений температур рабочих валков с измеренными на стане.

Алгоритмическая структура разработанной обобщенной адаптивной математической модели теплового режима и охлаждения валков стана горячей прокатки приведена на рис. 3. На рисунке обозначено: kj, a^j - значения коэффициентов, подлежащих настройке в клети j (j ~ 1... л); tр ■ - значение средней температуры по окружности бочки рабочего валка в j-ой клети; tзад р j ~ экспериментальные значения температур рабочих валков в клети j\

tр у, tоп j - значения температур рабочего и опорного валков j—ой клети,

определенные по балансной модели.

Изложенная модель была реализована на ЭВМ.

2.3. Исследование теплового режима и системы охлаждения с использованием математической модели.

При помощи программной реализации модели, изложенной в п. 2.3, были исследованы факторы, влияющие на тепловой режим рабочих валков действующего 6-ти клетевого стана 1700 горячей прокатки ОАО «Северсталь». Расчет тепловых режимов валков, соответствующий условиям тонколистовой прокатки полос (1,0-1,2x1050 мм) и фактическим параметрам системы охлаждения стана (установлены форсунки 8x16 мм, угол установки каждой проводки равен 63°, распределения расходов воды и ее давления по клетям приведены в таблице 1), подтвердил высокую точность разработанной адаптивной математической модели (расхождение с данными измерений соответствующих температур не превышало 5-10%).

Путем имитационного моделирования были определены возможные изменения теплового режима валков при прокатке тонких полос в результате корректировки расхода охлаждающей воды и увеличения давления в форсунках за счет уменьшения размеров их отверстия (табл.2). Полученные результаты в виде графиков показаны на рис. 4. Кроме этого, были проведены исследования влияний углов установки проводок - водоотсекателей и ритма прокатки.

Рис. 3. Алгоритм адаптивной математической модели теплового режима и охлаждения стана горячей прокатки

Распределение расхода охладителя по клетям стана и давления в форсунках системы охлаждения до ее реконструкции.

__Таблица 1

Номер рабочей клети С) Перед клетью За клетью

Расход на рабочие валки (VMP.i), м^час Давление в форсунках (Рината Расход на рабочие валки (VBHXO 0, м^час Давление в форсунках (Рвыхл), ати

1 188 0,9 300 0,7

2 279 2,7 450 1,5

3 243 1,7 390 1,1

4 188 0,9 300 0,7

5 188 0,9 300 0,7

6 261 2,2 420 1,3

Итого: 1347 2160

На основании полученных результатов было установлено, что при возможном повышении давления охлаждающей воды, перераспределении охладителя, приближении проводок к полосе, температуры рабочих валков при прокатке тонких полос должны снизиться на величину порядка 15°С. Данный результат позволит обеспечить температуры рабочих валков при прокатке тонких полос с паузами, уменьшенными с 20-30 с. до 10-15 с. в диапазоне 80-90 °С, (за исключением клети №2 где температура валков составит 90-100 °С).

Был сделан вывод, что важнейшее значение для обеспечения стабильных температур валков и исключения их перегревов имеет фактор интенсификации процесса теплообмена валков с охлаждающей водой.

Принятое в исследовании перераспределение расхода охладителя по клетям стана и соответствующие ему давления в форсунках.

Таблица 2

Номер клети (i) Перед клетью За клетью

Расход на рабочие валки (VEx.P. i), м3/час Давление в форсунках (рЕХЛ), ати Расход на рабочие валки OWp i), м3Лшс Давление в форсунках Qw i), ати

5x17 5x15 5x17 5x15

1 180 1,6 2,2 360 1,7 2,3

2 230 2,7 3,6 460 2,8 3,8

3 200 2,0 2,7 400 2,1 2,9

4 200 2,0 2,7 400 2,1 2,9

5 180 1,6 2,2 360 1,7 2,3

6 200 2,0 2,7 400 2,1 2,9

Итого: 1190 2380

Рис. 4. Тепловые режимы рабочих валков стана при использовании различных форсунок (пауза 20 с)

3. Математическая модель станочной профилировки валков стана холодной прокатки.

3.1. Моделирование станочных профилировок валков на основе закона прокатки плоской полосы.

До настоящего времени на большинстве станов холодной прокатки выбор шлифовочной выпуклости (вогнутости) рабочих валков осуществляется на эмпирическом подходе и выполняется с учетом практического опыта с учетом данных о сортаменте, профиле и длине скосов опорных валков. При этом не всегда удается правильно учитывать влияние переменных факторов: колебаний упругих и тепловых деформаций валков, что сказывается на качестве прокатываемых полос.

Более перспективным направлением развития технологии профилирования является определение является моделирование требуемого шлифовочного профиля валков на основе закона прокатки плоской полосы. Основным расчетным уравнением при этом является выражение:

ДДпр«*) = 2 ■ + л,м) + лц^ - (2Щ р+Щш+ДОша)-% |(£)2, (18)

где Уущ, - полный прогиб одного рабочего валка на длине бочки (включающий прогиб опорного валка и "собственный" прогиб рабочего валка отно-

сигельно опорного); Уош - неравномерность сплющивания одного рабочего валка на длине бочки в контакте с полосой; ЛОт р, ЛОт от - тепловая выпуклость одного рабочего, одного опорного валка на длине бочки; АОт р, АОт оп - шлифовочная выпуклость одного рабочего, одного опорного валка на длине бочки; АРт„ оп - неравномерность износа одного опорного валка на длине бочки;

5пЬ-. (М\2 - поперечная разноголщинность, пересчитанная на длину бочки.

О

Большинство величин, входящих в основное расчетное уравнение (18), не может быть непосредственно измерено на стане. Это упругие деформации _успл) и тепловые выпуклости валков (ДОтр, ДЦ. ш). Поэтому они

определяются путем математического моделирования - в функции контролируемых параметров технологического процесса - усилий прокатки, обжатий, скоростей и натяжений, а также в функции показаний, снимаемых с имеющихся датчиков, таких, как температура эмульсии.

Исходя из этого, модель, реализующая }равнение расчета профшшро-вок (18), состоит из ряда взаимосвязанных подмоделей: сопротивления деформации полосы, энергосиловых параметров прокатки, коэффициента трения в очаге деформации, упругих деформаций валков, теплового режима стана

Как было отмечено выше, анализ модели станочной профилировки показал, что подмодели коэффициента трения, упругих деформаций имеют существенные ограничения для широкого применения на различных станах и требуют доработки.

3.2. Уточнение моделей, используемых в расчете профилировок

валков.

Тенденция уменьшения толщины и возросшие требования к качеству холоднокатаных полос из конструкционных сталей привели к тому, что на многих современных широкополосных станах, вместо эмульсии минерального масла, стали использовать новые, более эффективные виды смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ), обеспечивающие существенное снижение затрат энергии на трение в очаге деформации.

При адаптации наиболее распространенного метода определения коэффициента трения при холодной прокатке - использования эмпирических графиков Стоуна - зависимостей коэффициента трения (усредненного по очагу деформации) от скорости прокатки, полученных для эмульсий минерального и пальмового масел, к новым условиям прокатки на 5-ти клетевом стане 1700 с использованием эмульсии, приготовленной из эмульсола «Квэкерол», путем введения в них поправочного коэффициента было установлено:

- для скоростей свыше 4 м/с (соответствующих режимах прокатки в последних клетях), поправочный коэффициент к графикам Стоуна оказался равным 0,6, а значения коэффициента трения оказались равными:

/л = 0,029 0,035, что соответствует диапазону величин коэффициента трения при прокатке жести с использованием пальмового масла.

- при скоростях прокатки, меньших 4 м/с (у словия работы первых клетей), поправочный коэффициент 0,6 давал диапазон значений /и - 0,07*0,08, что приводило к завышению расчетных усилий прокатки относительно измеренных на 30-40%.

Было установлено, что подобрать единый поправочный коэффициент к графику Стоуна для СОЖ на основе эмульсола «Квэкерол» невозможно.

Анализ фундаментальных исследований коэффициента трения при холодной прокатке показал, что на его величину, кроме скорости прокатки, определяющее влияние оказывают такие факторы, как вязкость СОЖ, шероховатость валков, а также уровень контактных напряжений. Учитывая это, на втором этапе исследований за основу математической модели коэффициента трения была взята формула А.П. Грудева. Применив методику статистической обработки массива значений ц с использованием имитационного моделирования, а также проведенные исследования шероховатостей валков и полосы установили, что минимальные расхождения расчетных и измеренных усилий прокатки с использованием эмульсола «Квэкерол» достигаются, если модифицировать формулу А.П. Грудева следующим образом:

1 + {0,4 + е)Яа 1л Л 1С ГГ. ЛЛ/1ч..

50

1 + 0,25 ^^ -0,005у

0,91-

(19)

где Яа - учет шероховатости валков и шероховатости горячекатаного подката на основе среднеарифметической высоты микронеровностей (в отличие от максимальной ) у А. П. Грудева )',у50 - кинематическая вязкость

СОЖ при температуре 50°С; Эе - окружная скорость валков; £ - относительное обжатие в клети.

Использование формулы (19) позволило отработать на 5-ти клетевом стане 1700 режимы прокатки, обеспечивающие стабильный технологический процесс в широком диапазоне сортамента полос, а также адаптировать модели энергосиловых и тепловых параметров, входящие в уравнение (18).

При выводе формул упругой деформации валковой системы авторы А.И. Целиков и В.П. Полухин исходили из равенства длин бочек рабочего и опорного валков. Однако на ряде современных станов холодной прокатки применяются опорные валки, длина бочки которых меньше по сравнению с рабочими валками, что ограничивает точность модели упругого прогиба валков клетей кварто.

На основе теоремы Кастилиано в работе были получены формулы для определения прогиба левой и правой кромок активной образующей бочки опорного валка (участка разности длин бочек):

У л

У ¿2 ~

р I-

12Шб

Р -С + /,

40¥б 1л

\

+

ск

/

где у л, у с12 - прогибы опорного валка на участке разности длин бочек в результате действия изгибающего момента и поперечной силы; Р - усилие прокатки; 16, 1ш- моменты инерции сечения бочки и шейки валка; Е, (3 -

модули упругости и сдвига материала валка; Fб, - площади поперечного сечения бочки и шейки валка; - длина скоса с одной стороны валка; с - расстояние от опоры до кромки бочки.

Это позволило уточнить алгоритм расчета стрелы упругого прогиба валка. Апробация этого алгоритма в модели профилировки валков показала, что на 3-й - 5-й рабочих клетях стана 1700 коэффициенты адаптации величин прогиба валков остались без изменений, а на 1-й и 2-й клетях точность расчета существенно возросла, так что коэффициент адаптации стал вообще не нужен.

3.3. Модель универсальной профилировки валков.

Математическая модель, основанная на уравнении (18), не позволяет сводить к минимуму количество используемых прфшшровок рабочих валков. Использование данной модели в качестве основы для расчета универсальной профилировки валков, единой для всех рабочих клетей и для всех маркопрофи-леразмеров сортамента, потребовало ее модификации применительно к новой задаче. Сущность разработанного алгоритма расчета универсальной профилировки валков заключается в следующем:

1). На первом этапе из рассмотрения исключается фактор износа опорных валков, т.е. задача формулируется так: подобрать такие значения шлифовочной выпуклости опорных валков по клетям (ДОшоп(я>ш[)), использование

которых при существующем сортаменте и фактических режимах прокатки позволит свести к минимуму количество вариантов профилировок рабочих валков. Уравнение (18) для этого было преобразовано следующим образом:

ДДп сос^ц, = +-Успл)~4ДД.р -2АОтоп -2АОш . (22)

Уравнение (22) позволяет при вводе желательных (рекомендуемых ) значений шлифовочной выпуклости рабочих валков АО ш р (сумм) и фактических режимов прокатки полос рассчитать шлифовочные выпуклости опорных валков во всех рабочих клетях.

При расчете каждого варианта по уравнению (22) для двух крайних значений расхода охлаждающей жидкости на середину бочки - 80% и 20% от максимально возможного получатся диапазоны шлифовочных выпуклостей

опорных валков. Далее, в этих диапазонах следует определить интервалы, общие для всех диапазонов, и из них выбрать максимальное значение &&шоп (сумм)' которое и принимается для расчета универсальной профилировки рабочих валков.

2). Второй этап решения задачи состоит в расчете для сортамента стана по уравнению (18) шлифовочных выпуклостей рабочих валков при заданных шлифовочных выпуклостях опорных валков, определенных на 1-м этапе.

При этом в первоначальном просчете для всех вариантов сортамента расходы эмульсии в каждой клети и каждой зоне охлаждения следует принимать приближенно равными 50% от максимальных значений (чтобы создать условия для эффективного регулирования теплового профиля валков). Завершением второго этапа является сравнение расчетных профилировок рабочих валков с заданными.

3). Третий этап решения задачи заключается в корректировке режимов охлаждения и режимов прокатки для тех маркопрофилеразмеров сортамента, где расчетные выпуклости (вогнутости) не совпадают с универсальной, с целью подобрать такие режимы, которые позволяют использовать рабочие валки с универсальной профилировкой. Корректировка выполняется в такой последовательности:

- Варьирование расходов эмульсии в допустимом диапазоне (20% -80% от максимальных), не изменяя режима прокатки.

Для каждого расхода определяют по модели теплового режима значения тепловых выпуклостей, АОт , ДД. оп , а затем - по уравнению (18) - шлифовочную выпуклость ДОш (9Ми0. Если в результате удалось получить значение АПш ( }, равное заданному, то на этом корректировку заканчивают.

Для всех маркопрофилеразмеров, по которым одним изменением охлаждения добиться перехода на универсальную профилировку не удалось, переходят к следующему этапу корректировки.

- Перераспределение обжатий по клетям.

Используя модели энергосилового расчета, упругих деформаций и теплового режима, пересчитывают составляющие деформаций, входящие в уравнение (18), контролируя при этом, чтобы усилия прокатки в клетях не превышали допустимых значений. Варьируя обжатия, определяют такое их распределение, которое обеспечивало бы получение по уравнению (18) значения Д£>ш ( }, равного универсальному или максимально приближенного к нему.

Для оставшихся вариантов, по которым профилировка отличается от универсальной, переходят к третьему - завершающему - этапу корректировки:

- Изменение скорости прокатки.

Адаптивная модель для расчета универсальной профилировки валков непрерывного стана представлена в виде блок-схемы на рис. 5.

Рис. 5. Алгоритм адаптивной модели расчета универсальной профилировки валков

Изложенная модель была реализована на ЭВМ и апробирована на исходных данных, соответствующих реальным режимам прокатки непрерывного 5-ти клетевого стана 1700 ОАО «Северсталь». По результатам был сделан вывод о принципиальной возможности перевода непрерывных станов холодной прокатки на универсальную профилировку.

4. Совершенствование систем охлаждения и профилировок валков листовых станов.

4.1. Обоснование вариантов реконструкции системы охлаждения широкополосного стана горячей прокатки 1700.

Система охлаждения стана 1700 (ЛПЦ-1 ОАО «Северсталь») в 19981999 г.г. стала узким местом в связи с увеличением производства на стане тонких полос (толщиной 1,0-1,2 мм) и ростом скоростей прокатки. Наблюдался существенный рост температуры рабочих валков из-за более напряженного ритма прокатки и увеличения усилий прокатки. Действующая система охлаждения валков не обеспечивала отвода дополнительно выделяющегося тепла, валки перегревались, их стойкость снижалась, при этом из-за нестабильности профиля валков ухудшалось качество полос, имело место увеличение внеплановых перевалок.

Имитационное моделирование теплового режима широкополосного стана по разработанной модели (п. 2.3) показало, что важнейшими параметрами систем охлаждения, определяющими эффективность отвода тепла от валков, являются удельный расход охлаждающей жидкости или плотность облива Vn [м3/(ч-м2)](количество охлаждающей жидкости (в м3), подаваемой в единицу времени (час) на единицу площади (м2)) и давление воды на выходе из форсунок системы охлаждения р [ати].

На основании этого был проведен анализ, соответствуют ли эти параметры диапазонам эффективных значений: минимальная плотность облива Fnmin — 180 м3/(ч-м2), минимальное давление р^ - 2 ати, максимальная плотность облива Fjimax = 180 м3/(ч-м2), максимальное давление ptmX~ 4-^5 ати при существующей системе охлаждения стана (табл. 1, табл. 3).

В результате были сделаны выводы:

- суммарного расхода воды (3600 м3/ч), подаваемого на стан, достаточно для обеспечения минимально необходимой плотности облива поверхности валков на всех рабочих клетях;

- распределение суммарного расхода воды между клетями очень неравномерное: на 2-й и 6-й клетях избыточная плотность облива валков составляет соответственно 94 и 67 ^/(ч-м2), на 3-й клети 36 м3/(ч-м2), на 1-й, 4-й и 5-й клетях плотность облива существенно меньше нормы(недостаток составляет по 55 м3/(ч м2) для каждой из этих трех клетей);

- распределение расхода воды, подаваемой на каждую клеть, между входной и выходной сторонами неравномерное и далеко от оптимального: плотность облива валков с входной стороны во всех клетях, кроме 2-й, явно

Плотности облива рабочих валков в рабочих клетях стана 1700

при существующей системе охлаждения, ^/(ч-м2) _Таблица 3

Номер клети V]] перед клетью V]] за клетью Недостаток, избыток в целом на клеть

Фактически Нсдостаток(-) Избыток (+) Фактически Недостаток-) Избыток (+)

1 117 -63 188 +8 -55 '

2 174 -6 280 +100 +94

3 152 -28 244 +64 +36

4 117 -63 188 +8 -55

5 117 -63 188 +8 -55

6 164 -16 263 +83 +67

Итого: в целом на стан -239 +271 +32

недостаточна, особенно в 1-й, 4-й и 5-й клетях, где недостаток плотности облива составляет 63 м3/(ч-м2), т.е. более 30% от необходимого минимума, на выходной стороне всех клетей площадь облива избыточна, особенно - на 2-й, 3-й и 6-й клетях, где избыток составляет 100 м^ч-м2) (т.е. более 60% от нормы), 64 м3/(ч-м2) (30% от нормы) и 83 м3/(ч-м2) (46% от нормы).

Таким образом, на выходную сторону рабочих клетей подается бесполезно свыше 270 м3/(ч-м2) лишней воды, в то время как на входной стороне недостает около 240 м^ч-м2) воды для нормальной плотности облива.

Причины отмеченного неэффективного распределения охлаждения следующие:

1-я причина: неравномерное распределение воды, поступающей из общего трубопровода, по длине раздаточного коллектора.

2-я причина: на входной стороне каждой клети установлено почти вдвое меньше форсунок, чем на выходной стороне.

Из данных таблицы 1 также следует:

- минимально необходимое давление 2 ати не достигается ни в одном коллекторе, за исключением коллекторов входной стороны 2-й и 6-й клети, где давление составляет 2,7 ати и 2,2 ати соответственно;

- в коллекторах 1-й, 4-й, 5-й клетей, как с входной, так и с выходной стороны имеет место недопустимо низкое давление воды 0,7-0,9 ати, при котором не создается даже минимальных условий для эффективного охлаждения валков;

- в коллекторах выходной стороны 6-й клети, которая по показателю плотности облива (табл.3) близка к норме, давление значительно ниже нормы: 1,3 ати.

На основании этого был разработан перечень мероприятий по реконструкции системы охлаждения стана, включающий: замену существующих форсунок 8x16 мм на форсунки с меньшим отверстием, имеющим размеры

5x15 мм; установку на входной стороне каждой клети коллекторов охлаждения рабочих валков таких же, как с выходной стороны: вместо одного ряда с 20 форсунками - 2 ряда с 39 форсунками (на каждый рабочий валок); увеличение давления воды на выходе из водооборотного узла с 4,2 ати до проектной величины 5 - 5,2 ати; третью врезку в раздаточный коллектор стана в районе 4-й -5-й рабочих клетей; проработку возможного приближения проводок - водоот-секателей, и т. д. Указанные мероприятия были обсуждены и одобрены на технических советах в ЛПЦ-1.

Проведение в июле 2000 г. первого этапа реконструкции (форсунки 8x16 мм заменены на рекомендованные 5x15 мм, которые изготовлены по чертежам, выданным цеху, было поднято давление на выходе из ВОУ до проектной величины (5-5,2 ати)) привело к значительным положительным результатам при прокатке полос толщиной 1,0-1,2 мм:

- температура валков снизилась на 15-20°С - до уровня, не превышающего 90° на всех клетях, кроме клети № 2, и не превышающего 95-98°С -на клети № 2;

- обеспечено сокращение в 2 раза среднего времени пауз (с 30 с до 15с), увеличен почти на 11% ритм прокатки (с 0,806 до 0,893);

- выпуск тонких полос (толщиной 1,0-1,2 мм) в августе увеличился по сравнению с июньским выпуском 7315 т/мес, до 12794 т/мес, т.е. в 1,75 раза;

- снизился расход валков с 23,8 кг/км до 23,3 кг/км (т.е. на 2%);

- уменьшился расход времени на внеплановые перевалки с 1,81 час/мес до 1,54 час/мес (на 14,7%).

4.2. Поэтапная разработка и внедрение универсальной профилировки валков.

С помощью разработанной адаптивной модели (п. 3.3) проведена поэтапная разработка и внедрение универсальной профилировки на 5-ти клетевом стане 1700 холодной прокатки ОАО «Северсталь». Разработка профилировок осуществлялась, исходя из возможной корректировки фактических технологических режимов прокатки и охлаждения. В результате поэтапной разработки и внедрения удалось подобрать технологические режимы, при которых задача внедрения на стане универсальной профилировки валков для опорных валков была решена полностью (на всех клетях А£)шо„ = +0,2 мм на каждый валок), по рабочим валкам решена для основного сортамента, предусмотренного его паспортной характеристикой (Д£>ш Р(сумм.) - 0,00 мм). При этом установлено, что износ опорных валков необходимо учитывать только на 3, 4, 5-й клетях стана. Окончательные значения универсальных профилировок валков, внедренные на стане, приведены в таблице 4.

При внедрении универсальных профилировок валков произошло сокращение количества плановых перевалок валков и расхода времени на их выполнение: клети 1-2 на 18,3%; клети 3-5 на 19,0%, что свидетельствует в высокой эффективности проведенного мероприятия.

__Таблица 4

Номер клети Выпуклость (вогнутость) на пару рабочих валков, мм

Основной сортамент В >1500 мм h < 0,5 мм,В á 1000 мм

1 0,00 -0,05 0,10

2 0,00 0,00 0,10

3 0,00 0,00 0,10 4- 0,15*

4 0,00 0,10* -0,05-н 0,00* 0,10 -4- 0,15*

5 0,00 н- 0,10* -0,05 4- 0,00* 0,15 -i- ОД 5*

- изменение выпуклости с учетом износа опорных валков.

4.3. Патентная проработка новых технических решений.

Теоретические разработки данной работы, успешно апробированные в промышленных условиях и внедренные в производство, послужили основой для создания трех изобретений, по одному из которых получен патент РФ, а по двум другим приоритетные справки ФИПС.

Общие выводы по диссертации.

1. Разработана новая адаптивная математическая модель теплового режима и охлаждения валков широкополосного стана горячей прокатки, которая, в отличие от известных моделей, позволяет рассчитать средние по сечению температуры полосы в функции режима и ритма прокатки, конструктивных параметров стана, углов установки проводок-водоотсекателей, расхода, давления, скорости истечения и температуры охлаждающей жидкости, конструкции форсунок и расположения коллекторов относительно бочки валка.

2. Достоверность разработанной математической модели теплового режима и охлаждения валков подтверждена сравнением расчетных температур с фактическими, измеренными на действующем стане.

3. Использование разработанной модели для определения параметров реконструкции действующего широкополосного стана горячей прокатки 1700 позволило разработать перечень мероприятий для реконструкции системы охлаждения этого стана.

Внедрение первоочередных мероприятий обеспечило снижение температуры рабочих валков на 15-20°С, в результате чего сократилось среднее время пауз при прокатке, увеличился выпуск тонких полос, снизился расход валков и сократилось количество внеплановых перевалок

4. Разработана уточненная математическая модель коэффициента трения при холодной прокатке, в которой, в отличие от известной модели А.П. Груде-ва, учитывающей шероховатость валков, дополнительно предусмотрен учет шероховатости подката. Это позволило уточнил, модель энергосиловых параметров процесса холодной прокатки, используемую при определении параметров реконструкции действующих станов и совершенствовании технологии производства холоднокатаных полос.

5. Выполнена доработка модели упругих деформаций валковой системы 4-х валковых клетей широкополосных станов с учетом разности длин бочек

опорных и рабочих валков. В результате точность указанной модели, особенно на первых клетях непрерывного стана, существенно возросла. Уточненный алгоритм расчета упругих деформаций включен в модель профилировки валков.

6. Разработана новая адаптивная модель универсальной профилировки широкополосного многоклетевого стана холодной прокатки, позволяющая при большом количестве факторов, влияющих на профиль рабочих валков, производить его унификацию для разных групп сортамента в комплексе с расчетом необходимых режимов прокатки. По указанной модели была разработана универсальная профилировка валков непрерывного 5-ти клетевого широкополосного стана холодной прокатки1700 ОАО «Северсталь».

7. В результате внедрения универсальной профилировки на стане 1700 произошло сокращение количества плановых перевалок валков на 18-19%.

8. Теоретические разработки в области профилирования и охлаждения валков, успешно апробированные в промышленных условиях, послужили основой для создания трех изобретений.

Основное содержание работы опубликовано в работах:

1. Петров С. В. Основы расчета универсальной профилировки валков на непрерывном стане холодной прокатки. Депонир. в ВИНИТИ №

2. Гарбер Э. А, Горелик П. Б., Дилигенский Е. В., Кузнецов В. В., Петров С. В. Влияние режимов холодной прокатки и микрогеометрии валков на шероховатость холоднокатаных полос. //Производство проката. 1999. №6. С. 7-10.

3. Патент РФ 2134168 МКИ6В07 В4/02. Пневмосепаратор сыпучего материала./ Абраменко В. И., Гарбер Э. А., Горелик П. Б., Дилигенский Е. В., Загреков В. П., Кузнецов С. А., Петров С. В. Опубл. 10.08.1999.

4. Гарбер Э. А, Гончарский А. А., Петров С. В. Определение коэффициента трения при освоении на станах холодной прокатки новых видов эмульсий.// Производство проката. 2000. №12. С.

5. Гарбер Э. А, Гончарский А. А., Петров С. В. Методика промышленного аудита систем охлаждения широкополосных станов холодной прокатки для их реконструкции с целью прокатки особо тонких полос. // Производство проката. 2001. №2. С.

6. Гарбер Э. А, Гончарский А А., Петров С. В. Модернизация систем охлаждения широкополосных станов для освоения горячей прокатки полос минимальной толщины. // Бюлл. ин-та Черметинформация. Черная металлургия. 2001. №2. С.

7. Способ оптимизации режима охлаждения прокатных валков листового стана. / Гарбер Э. А., Гончарский А. А, Петров С. В., Тишков В. Я., Чурю-лин В. А., Кондратьев К. В., Копытов С. Д., Глухов В. В. Заявка на патент РФ №2000117761/02 (018669). Приоритет от 04.07.2000.

8. Способ управления профилем валков листопрокатного стана. / Гарбер Э. А., Гончарский А. А., Петров С. В., Абраменко В. И., Горелик П. Б., Кузнецов В.В., Антонов В. Ю. Заявка на патент РФ №2000103117/02 (003061). Приоритет от 08.02.2000.

Глава 1. Литературный и патентный обзор методов охлаждения и профилирования валков широкополосных станов.

1.1. Актуальность проблемы.

1.2. Тепловой режим, его роль при горячей и холодной листовой прокатке

1.3. Конструкция систем охлаждения листовых станов горячей и холодной прокатки, их недостатки, нерешенные задачи.

1.4. Проблемы профилирования валков листовых станов, связь теплового режима с профилировкой валков.

Выводы по главе 1.

Глава 2. Математическая модель теплового режима и охлаждения валков широкополосного стана горячей прокатки.

2.1. Уравнения теплового баланса - основа математической модели теплового режима и охлаждения валков широкополосных станов горячей прокатки.

2.2. Модель поверхностной температуры валков.

2.3. Разработка адаптивной модели теплового режима и охлаждения валков.

2.4. Исследование теплового режима и системы охлаждения валков с использованием математической модели.

Выводы по главе 2.

Глава 3. Математическая модель профилировки валков стана холодной прокатки

3.1. Моделирование станочных профилировок валков на основе закона прокатки плоской полосы.

3.2. Уточнение моделей, используемых в расчете профилировок.

3.2.1. Уточнение модели коэффициента трения.

3.2.2. Уточнение математической модели упругого прогиба валков.

3.3. Модель универсальной профилировки валков непрерывного стана холодной прокатки.

3.4. Апробация модели универсальной профилировки на примере

5-ти клетевого стана 1700.

Выводы по главе 3.

Глава 4. Совершенствование систем охлаждения и профилировок валков листовых станов.

4.1. Обоснование вариантов реконструкции системы охлаждения широкополосного стана горячей прокатки 1700, их реализация и результаты

4.2. Поэтапная разработка и внедрение универсальной профилировки валков на непрерывном 5-ти клетевом стане холодной прокатки 1700, результаты.

4.3. Патентная проработка новых технических решений.

Выводы по главе 4.

1.1. Актуальность проблемы

Начиная с середины 80-х годов, в развитии технологии производства на действующих широкополосных станах проявляются следующие характерные тенденции:

- расширение их сортамента в направлении освоения прокатки особо тонких полос;

- уменьшение доли пауз, увеличение ритма прокатки.

На ряде современных станов горячей прокатки, где минимальная толщина горячекатаных полос составляла 1,8-2,0 мм, освоено производство полос толщиной до 0,7-1,0 мм, которые ранее получали только на станах холодной прокатки, что позволяет экономить за счет сокращения числа переделов при применении таких полос вместо холоднокатаных 40-90 долл./тн [1,2]. В свою очередь, на станах холодной прокатки, где минимальная толщина в соответствии с технологическими инструкциями составляла 0,5 мм, идет освоение прокатки полос толщиной 0,25-0,35 мм.

Кроме того, с целью повышения производительности все большее число непрерывных широкополосных станов, в том числе и чистовые группы станов горячей прокатки, переводят на работу в режим бесконечной прокатки [2,3].

В связи с существующими тенденциями, узким местом на пути развития технологии современной тонколистовой прокатки оказывается система охлаждения стана: чем тоньше прокатываемая полоса и меньше доля пауз в ритме прокатки, тем больше выделяется тепла, валки перегреваются, а система их охлаждения, не рассчитанная на новые условия прокатки, не справ5 ляется с оводом дополнительно выделившейся теплоты. В результате этого снижается стойкость валков: ухудшаются их механические свойства, увеличивается толщина оксидной пленки на поверхности валков, повышается вероятность появления трещин пережога и выкрашиваний, а также термического разрушения; нарушается стабильность их теплового профиля. В конечном итоге это приводит к дополнительным простоям стана при внеплановых перевалках, увеличению расхода валков и ухудшению качества полос.

В то же время потребители предъявляют все более высокие требования к качественным показателям полос, а именно, точности по толщине и плоскостности, регламентируемые отечественными и зарубежными стандартами (ГОСТ 19903-90, ГОСТ 19904-90, ЕЙ 10131-1991, АБТМ А568/А568М-95, ЛЭ О 3141).

Данные качественные характеристики прокатываемых полос в основном зависят от формы межвалкового зазора, которая должна соответствовать профилю полосы. В условиях нестабильности технологических параметров -большого разнообразия профилеразмеров и марок прокатываемого на широкополосных станах металла происходят постоянные колебания упругих деформаций валков и их теплового профиля, которые отражаются на точности прокатки.

Получение полос требуемого качества в этих условиях обусловило широкое применение систем гидроизгиба валков [4,5], а также систем многозонного охлаждения валков с целью управления тепловым профилем валков на станах холодной прокатки, где влияние термических напряжений не столь велико и валки обладают большей прочностью [6].

Однако зачастую возможностей систем гидроизгиба валков многозонного охлаждения оказывается недостаточно. В связи с этим возникает необходимость использования комплектов рабочих валков с различной шлифовочной профилировкой, что накладывает ограничения на производительность и экономические показатели процесса: требуется содержание большого парка валков с различными профилировками, увеличиваются простои ста6 на за счет большего количества перевалок. Указанная тенденция наиболее характерна для широкополосных станов холодной прокатки в связи с более высокими требованиями к качеству холоднокатаных полос со стороны потребителей.

Описанные в источниках [7. 13] современные технологии профилирования, такие как система осевого перемещения валков (HVC), система S -образных бочек (CVC), UPS - система прокатки в валках сигарообразной формы, технология прокатки в скрещивающихся валках, технология динамического изгиба валков - DSR, в значительной мере позволяют расширить возможности регулирования профилем валков широкополосных станов, сократить набор используемых профилировок. Их существенным недостатком являются большие капитальные затраты при возможном применении на уже действующих станах. Это обстоятельство делает использование указанных технологий на металлургических предприятиях России весьма ограниченным.

В связи с изложенным, в настоящее время весьма важное значение приобретает задача совершенствования систем охлаждения широкополосных станов, решение которой позволит оптимизировать температуру и профиль прокатных валков, повысить их стойкость, увеличить производительность станов и повысить качество проката. Кроме того, в условиях повышения требований к качеству полос, тенденции увеличения производительности процесса и снижения затрат на него, актуальной становится задача совершенствования методов профилирования валков. В частности, на станах холодной прокатки это выражается в тенденции сведения к минимуму количества используемых профилировок - их унификации. Применение современных методов профилирования валков требует больших капитальных затрат на реконструкцию действующих станов и модернизацию подразделений подготовки валков, вследствие чего актуальной является унификация профилировок за счет их правильного выбора и определения необходимых для этого технологических режимов прокатки и охлаждения. 7

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ ПО ДИССЕРТАЦИИ

1. Разработана новая адаптивная математическая модель теплового режима и охлаждения валков широкополосного стана горячей прокатки, которая, в отличие от известных моделей, позволяет рассчитать средние по сечению температуры рабочего и опорного валков в функции температуры полосы, режима и ритма прокатки, конструктивных параметров стана, углов установки проводок-водоотсекателей, расхода, давления и температуры охлаждающей жидкости, конструкции форсунок и расположения коллекторов относительно бочки валка.

2. Достоверность разработанной математической модели теплового режима и охлаждения валков подтверждена сравнением расчетных температур с фактическими, измеренными на действующем стане.

3. Использование разработанной модели для определения параметров реконструкции действующего широкополосного стана горячей прокатки 1700 позволило разработать перечень мероприятий для реконструкции системы охлаждения этого стана.

Внедрение первоочередных мероприятий обеспечило снижение температуры рабочих валков на 15-20°С, в результате чего сократилось среднее время пауз при прокатке, увеличился выпуск тонких полос, снизился расход валков и сократилось количество внеплановых перевалок.

4. Разработана уточненная математическая модель коэффициента трения при холодной прокатке, в которой, в отличие от известной модели А.П.Грудева, учитывающей шероховатость валков, дополнительно предусмотрен учет шероховатости подката. Это позволило уточнить модель энергосиловых параметров процесса холодной прокатки, используемую при оп

109 ределении параметров реконструкции действующих станов и совершенствовании технологии производства холоднокатаных полос.

5. Выполнена доработка модели упругих деформаций валковой системы 4-х валковых клетей широкополосных станов с учетом разности длин бочек опорных и рабочих валков. В результате точность указанной модели, особенно на первых клетях непрерывного стана, существенно возросла. Уточненный алгоритм расчета упругих деформаций включен в модель профилировки валков.

6. Разработана новая адаптивная модель универсальной профилировки широкополосного многоклетевого стана холодной прокатки, позволяющая при большом количестве факторов, влияющих на профиль рабочих валков, производить его унификацию для разных групп сортамента в комплексе с расчетом необходимых режимов прокатки. По указанной модели была разработана универсальная профилировка валков непрерывного 5-ти клетевого широкополосного стана холодной прокатки1700 ОАО «Северсталь».

7. В результате внедрения универсальной профилировки на стане 1700 произошло сокращение количества плановых перевалок валков на 18-19%.

8. Теоретические разработки в области профилирования и охлаждения валков, успешно апробированные в промышленных условиях, послужили основой для создания трех изобретений.

110

1. Kuebler G. Hot mills pushing to make ultra thin. // 33 Metalproducing. 1999. (37). №7. P. 26-30.

2. Тарасевич Ю. Ф. Бесконечная прокатка при производстве горячекатаного листа в Японии. // Производство проката. 1999. №8. с. 48.

3. Continuous finish rolling // Nippon Steel News. 1998. №270. P. 5.

4. Nishida S., Okumura Т., Uemura T. Development of steel plates manufacturing technologies at Kawasaki Steel. // Kawasaki Steel Techn. Rept. 1999. №40. P. 42-48.

5. Патент РФ 2122907 МКИ B21 B37/30. Система регулирования профиля полосы. / Бодров В. В., Рашников В. Ф., Носов С. К., Батурин А. А., Багаутдинов Р. М., Смышляев С. И., Славнов В. М. Опубл. 10.12.98.

6. Гарбер Э. А., Гончарский А. А., Шаравин М. П. Технический прогресс систем охлаждения прокатных станов. // М.: Металлургия. 1991. 256 с.

7. Lenze F. J. 6-Walzen-Kaltbandwalzanlage mit horizontaler und vertikaler Walzspaltbeeinflussing. // Stahl und Eisen. 1984. 2. S. 41 48.

8. Bald W., Beiseman G., Feldmann H. and Schuttes T. Continuously variable crown (CVC) rolling. // Iron and Steel Engineer. 1987. 3. P. 32 41.

9. Патент РФ 2129927 МКИ B21 B27/02. Узел валков прокатной клети полосового стана. / Гарбер Э. А., Дилигенский Е. В. Опубл. 10.05.99.

10. Adler J., Brand J., Lichtendahl Т., Teichert H. Modernization of a four-high stand stainless and head-resistant wide strip using UPS tehnology. // MPT (Metallurgical Plant and Tehnology). 1991. 4. P. 100 115.

11. Плахтин В. Д. Новая технология прокатки полосы в скрещивающихся валках для производства высококачественного листового проката. // Бюл. Нов. технол. 1998. №3. С. 75 78.111

12. Патент США 5657655 МКИ В21 В1/22. Непрерывный стан с перекрещивающимися осями рабочих валков. Опубл. 19.08.97.

13. Гарбер Э. А. Системный подход к анализу теплового режима прокатного стана как объект автоматизации // Повышение эффективности металлургического производства. Межвузовский сборник. JI.: СЗПИ. 1983. С.48 54.

14. Мартини Ф. Основные аспекты оптимизации условий прокатки в станах горячей листовой прокатки при использовании валков из быстрорежущей (HSS) стали. // Издание ф-мы Гонтерманн-Пайперс, Сиеген. Германия. 16 с.

15. Савранский К. Н., Гарбер Э. А. Методика расчета режимов горячей прокатки на листовых станах. // JL: Изд-во СЗПИ. 1978. 89 с.

16. Беняковский М. А., Богоявленский К. Н., Виткин А. И. и др. Технология прокатного производства. Т. 2. // М.: Металлургия. 1991. 423 с.

17. Шичков А. Н. Тепловой режим листопрокатных валков. // Изд-во Ленинградского университета. 1974. 144 с.

18. Третьяков А. В., Гарбер Э. А., Шичков А. Н., Грачев А. В. Совершенствование теплового процесса листовой прокатки. // М.: Металлургия. 1973. 304 с.

19. Каневский А. Д., Цзян Ш. Ц., Меденников А. А., Каракин Ю. М. Система охлаждения валков чистовых клетей непрерывного широкополосного стана. // Сталь. 1988. №4. С. 49 52.

20. Каневский А. Л., Цзян Ш. Ц. Исследование процесса теплообмена при плоскоструйном охлаждении валков и полосы. Сб.: Использование вторичных энергоресурсов и охлаждение агрегатов в черной металлургии. // М.: Металлургия. 1979. вып. 8. С. 89 92.112

21. Патент РФ 2131310 МКИ В21 В27/10. Способ охлаждения валков клети кварто. / Пименов А. Ф., Скороходов В. Н., Настич В. П., Чеглов А. Е., Угаров А. А., Трайно А. И., Коцарь С. Л. Опубл. 10.06.99.

22. Патент США 5517842 МКИ В21 В37/74. Rolling strip cooling system for rolling mills. / Ginzburg Vladimir B. 21.05.96.

23. Новак Ш. Л., Челенко В. Ф., Фиркович А. Ю., Денисов А. С., Тюленева А. И. Совершенствование профилировки валков чистовой группы клетей стана 2500. // Сталь. 1986. №10. С. 49 51.

24. Будакова А. А., Коновалов Ю. В., Ткалич К. Н. и др. Профилирование валков листовых станов. // Киев. Техника. 1986. 190 с.

25. Патент РФ 2133162 МКИ В21 В37/32. Способ управления профилем валков листопрокатного стана. / Гарбер Э. А., Гончарский А. А., Кузнецов В. В., Горелик П. Б., Абраменко В. И. Опубл. 10.06.99.

26. Савранский К. Н., Гарбер Э. А., Ламинцев В. Г. Пути экономии металла при производстве толстых листов. // М.: Металлургия. 1983. 120 с.

27. Гарбер Э. А., Шебаниц Э. Н., Шичков А. Н. и др. Математическая модель нестационарного теплового баланса и теплового профиля валков дрессировочного стана. // Материалы 3-й научно-технической конференции Череповецкого филиала СЗПИ. Л. 1971. 56 с.

28. Целиков А. И., Полухин П. И., Гребенник В. М. и др. Машины и агрегаты металлургических заводов. Т.З. Машины и агрегаты для производства и отделки проката. // М.: Металлургия. 1981. 576 с.

29. Третьяков А. В., Гарбер Э. А., Давлетбаев Г. Г. Расчет и исследование прокатных валков. 2-е изд. // М.: Металлургия. 1976. 256с.

30. Третьяков А. В., Зюзин В. И. Механические свойства металлов и сплавов при обработке давлением. Справочник. Изд. 2-е // М.: Металлургия. 1973. 224с.

31. Белосевич В. К. Трение, смазка и теплообмен при холодной прокатке листовой стали. // М.: Металлургия. 1989. 256с.113

32. Целиков А. И. Теория расчета усилий в прокатных станах. // М.: Металлургиздат. 1962. 494с.

33. Целиков А. И. Прокатные станы. // М.: Металлургиздат. 1946. 560с.

34. Целиков А. И., Смирнов В. В. Прокатные станы. // М.: Металлургиздат. 1958. 472 с.

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

36. Грудев А. П. Внешнее трение полосы при прокатке. // М.: Металлургия. 1984. 167 с.

37. Гарбер Э. А., Горелик П. Б., Дилигенский Е. В., Кузнецов В. В., Петров С. В. Влияние режимов холодной прокатки и микрогеометрии валков на шероховатость холоднокатаных полос. // Производство проката. №6. 1999. с. 7-10.

38. Патент РФ 2134168 МКИ 6В07 В4/02. Пневмосепаратор сыпучего материала. / Абраменко В. И., Гарбер Э. А., Горелик П. Б., Дилигенский Е. В., Загреков В. П., Кузнецов С. А., Петров С. В. Опубл. 10.08.1999.

39. Способ управления профилем валков листопрокатного стана. / Гарбер Э. А., Гончарский А. А., Петров С. В., Абраменко В. И., Горелик П. Б., Кузнецов В.В., Антонов В. Ю. Заявка на патент РФ №2000103117/02 (003061). Приоритет от 08.02.2000.115