автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.04, диссертация на тему:Теория расчета и конструирования непрерывного прокатного стана с автономными группами рабочих клетей

?ГБ оа - 8 ОКТ «96

На правах рукописи

Кальменев Аннат Абдулхамитович

УДК 621,771.24.06

ТЕОРИЯ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ НЕПРЕРЫВНОГО ПРОКАТНОГО СТАНА С АВТОНОМНЫМИ ГРУППАМИ РАБОЧИХ КЛЕТЕЙ

Специальность 05.04.04- Машины и агрегаты металлургического . ' производства.

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических на'ук

Москва 1996

Работа выполнена на кафедре "Обработка металлов давлением и металлургическое оборудование" Московского государственного вечернего металлургического института.

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор Железнов Ю.Д. доктор технических наук, профессор Зиновьев А:В.. доктор технических наук, профессор Шелест А.Е.

Ведущее предприятие - * Акционерная холдинговая компания "Всероссийский научно-исследовательский и проектно-конструкторский институт металлургического машиностроения им.ак.Целикова"

Защита состоится ^^л ■ /О 1996г вчасов

на заседании диссертационного Совета _Д 063.07.01

при Московском государственном вечернем металлургическом институте по

адресу 111250, Москва. Лефортовбкий вал д.26.

С диссертацией мбжно ознакомиться в библиотеке щютитута. Автореферат разослан Ху .У^ 1996Р,

Ученый секретарь Специализированного Совета доцент, кандидат технических наук

С. С. Васильева

ПРИНЯТЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ

hj.h - толщина полосы до и после прокатки:

1)н - толщина полосы в нейтральном сечении;

Ah - абсолютное обжатие:

61] - продольная разнотолщинность;

Ьср- средняя арифметическая ширина полосы:

Dp- диаметр рабочих валков без учета сплющивания:

Don.(iT- диаметр бочки опорного валка и диаметр трения;

X - вытяжка металла;

е,ео6- частное и общее относительные обжатия;

1Д, 1 с- длины дуги захвата без и с учетом упругого взаимодействия;

1У ',1у " - протяженность участка чисто упругого взаимодействия рабочих

валков с полосой;

1П- протяженность длины дуги захвата, в пределах которой металл получает остаточную деформацию;

х0'- приращение дуги захвата за сечением выхода металла на зоны деформации:

FK - общая площадь контакта* рабочих валков с полосой; Fy\Fy".F„- площади контакта чисто упругого взаимодействия рабочих валков с полосой и площадь, ограничивающая пластическую зону; Q,.%,Q - усилия натяжения переднего, заднего концов полосы и межклетевое натяжение:

б,.б0,б - переднее, заднее и межклетевое напряжения натяжения;

б[ /kL - коэффициент натяжения: Рср.Рор'- давление металла на валки без -и с учетом натяжения; Ру'.Ру".Р - усилия упругого сжатия полосы и усилие пластической деформации;

б0г'.богУсловные пределы текучести материала полосы до и после прокатки;

к„,к, - сопротивление металла пластической деформации до и - после прокатки;

к - средняя арифметическая величина сопротивления металла пластический

деформации;

Е„,Ев - модули упругости материала полосы и валков; св - упругая постоянная материала валков; V - плотность прокатываемого металла;

Г, fn.ni - коэффициент трения в зоне . деформации, в узле трения и коэффициент трения качения:

б'=2Г/а - коэффициент устойчивости процесса прокатки; Б,, - опережение металлом валков; а.ф - угол захвата и текущий угол; Гк - величина упругой деформации рабочей клети;

Ф - функция, характеризующая геометрию поперечного сечения и

продольную раз.нотолщинность полосы:

П - параметр качества поверхности валков и полосы;

Ув - линейная скорость рабочих валков;

У„ - скорость выхода полосы из валков;

ыв.шдв - угловая скорость- приводных валков и главного электродвигателя;

МПр.МТр,Мкр - момент прокатки, момент трения, крутящий момент.

. СОКРАЩЕНИЯ

~ИПРОМЕЗ - Государственный институт проектирования металлургических

.заводов; •

ВНШМЕТМАШ - Акционерная холдинговая компания " Всероссийский научно-исследовательский и проектно-конструкторский институт металлургического машиностроения им. ак.Целиков'а"; Гипроцвегшетобработка - Государственный научно-исследовательский, проектный и конструкторский институт сплавов и обработки цветных металлов: '

ОМДиМО - кафедра обработки металлов давлением и металлургического оборудования; •

МГВМИ - Московский государственный вечерний металлургический институт.

РЕШАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Тенденция наращивания мощностей листопрокатного производства сохраняется сегодня и.. по-видимому, сохранится в будущем. Особенно это заметно, по росту доли холоднокатаного листа к листовому прокату в целом. По данным ГИПРОМЕЗа доля холоднокатаного листа к общему производству листового проката составила: в 1970г -17,7%. 1975г - 18,3%, 19Э0Г - 29,5%. Тенденция роста доли-холоднокатаного листа сохраняется и за рубежом. В США доля холоднокатаного листа ежегодно увеличивается на 7+8%. Увеличение доли холоднокатаного листа определяется потребностями машиностроительной, электротехнической, нефтяной, химической и др. отраслей промышленности.

Технический прогресс в области листового прокатного производства проявляется и в создании непрерывных полосовых станов горячей и холодной прокатки.

Разработаны различные модификации конструкций широкополосных станов горячей прокатки, многоклетевых станов тонколистовой холодной прокатки. станов "бесконечной"-прокатки.

В основу процесса холодной прокатки на многоклетевых станах положено жесткое кинематическое и силовое взаимодействие рабочих клетей и их приводов. Управление'непрерывным станом является сложной задачей, т.к. оно зависит от быстроизменяющихся условий процесса пластической деформации и реакций электроприводов.

В общем виде эти изменения для непрерывного стана можно представить в виде системы уравнений

7>Ф ~ЬФ ,'1ф = — <}£+ — (iv,, :

Ъ1 '9 е Ъ е 7) е V ЭЕ

(1е = —■— (1ДР + - сШ)р + - (11 + — (111 + - (1511.+ - (1Г„;

. др "5 дор "с) 1 "йбГ!

ьдр 2>др }др Ъдр др др

<ЗЛР = - сШ + - (Зк + - (11 + - сЗб + - (Зс + — ¿И-;

>11 "Ьк "Ь1 Ъб "¿с Ьг

~Ы< с>к <1к = — (ЗТ + — <эе + — йб;

"Ьт. Эе Эб

■ ^ V,

= - (Зе •+ - (ЗГ + - с1б + - (311 + - (ЗДОр + - (ЗБ,,;

^ Е 1 Г "с) б "Ъ 11 д ДОр

Т>Т 1)Г

(зг = - (за + - (зп + — сзр.

7>а ъ п ~Ьр

Параметры процесса деформации определяются по приближенным зависимостям. Коэффициент трения принимается постоянным. Решения задач управления непрерывным прокатным станом приблизительны.

В области конструкций непрерывных прокатных станов и теории расчетов энергосиловых.параметров тонколистовой холодной прокатки достигнуты определенные успехи. Однако имеются проблемы, которые требуют дальнейшего совершенствования конструкций непрерывных прокатных станов, разработки и-уточнению методик расчета параметров процесса холодной прокатки. ' •

Цель работы. На основе комплексного анализа конструкций и теории расчета параметров непрерывных станов холодной тонколистовой прокатки разработать прокатный стан, обеспечивающий непрерывность ■ процесса и упрощение системы управления агрегатом и его конструкции, создать уточненную математическую модель процесса.

Для расчетов по обеспечению стабильности процесса создать математическую модель работы непрерывного стана в новых условиях работы и уточнить расчетные параметры, определяющие энергосиловые параметры хо-

лодной тонколистовой прокатки.

Научная новизна. Предложена схема непрерывного стана холодной тонколистовой прокатки, предусматривающая разделение стана-на автономные группы рабочих клетей, в пределах которых поддержание постоянства секундных объемов металла и величины межклетевого натяжения осуществляется за счет саморегулирования внутри автономной группы.

Учитывая особую роль внешнего натяжения в работе непрерывного прокатного стана разработана методика оценки предельных-величин натяжений. Разработано уравнение для расчета параметров автономной группы рабочих клетей, уточнена методика расчета среднего давления и усилия прокатки.

Для более точного определения параметров тонколистовой холодной прокатки разработаны дифференциальные уравнения на основе уравнений равновесия элементарного объема металла в зоне деформации. Разработан алгоритм численного интегрирования дифференциальных уравнений прокатки на основе метода Рунге-Кутта.

Разработана конструкция рабочей клети кварто, которая может , эффективно работать в качестве приводной рабочей клети автономной группы.

Разработана конструкция валка-измерителя усилия прокатки и прогиба валка, позволяющая без снижения жесткооти рабочей клети выполнять измерение величины усилия прокатки.

На основе решений дифференциальных уравнений для параметров процесса деформации в валках создана конструкция линии для изготовления фасонных профилей.

Исследована и обоснована расчетами с использованием уравнений для автономной группы рабочих "летей принципиальная возможность перевода промышленных непрерывных станов обычной конструкции с жесткой динамической и кинематической связью рабочих клетей на работу в условиях разделения рабочих клетей на автономные группы.

Методика исследований. Диссертационная работа выполнялась сочета-ниеи теоретических разработок на базе механики сплошных сред, теории пластичности, теории, упругости и экспериментов в лабораторных и про-

мышленных условиях.

Практическая значимость. Результаты исследований и разработок нашли отражение в конструктивной схеме непрерывного тонколистового прокатного стана, в разработке конструкции линии для изготовления пластической холодной деформацией коллекторных профилей, а также использованы при разработке технологии рулонной прокатки цинковых листов. Разработанная математическая модель, обоснованность которой подтверждена в лабораторных условиях прокаткой на двухклетевом прокатном стане, может применяться при проектировании и конструировании промышленных непрерывных прокатных станов с автономными группами рабочих клетей.

Уточненное решение дифференциальных уравнений равновесия элементарного объема металла для условий холодной тонколистовой прокатки является основой для решений задач по определению силовых нагрузок в рабочих клетях прокатных станов при создании новых конструкций и изучении действующих станов, при разработке инженерных решений для расчета усилий и крутящих моментов.

Апробация результатов работы. Основные положения диссертации докладывались на научно-технических конференциях во ВНИИМЕТМАШе, ГИПРОЦ-ВЕТМЕТОБРАБОТКе, в Краковской горно-металлургической академии, в Липецком политехническом институте, в Новочеркасском политехническом институте и др.

Публикация материалов.' Основное содержание работы опубликовано в виде научных статей в журналах "Известия вузов. Черная металлургия". "Известия вузов. Цветная металлургия", в сборниках научных трудов МГВМИ. ВНИИМЕТМАШа. а также в бюллетенях изобретений и открытий. Опубликовано свыше 70 статей,, получено 5 авторских свидетельств на изобретения.

Объем работы. Диссертация изложена на ____стр. машинописного

текста и состоит из введения, пяти разделов, выводов, списка литературы из 156,наименований, 33 рисунков, 13 таблиц, двух приложений;

, ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении изложена краткая история развития непрерывных прокатных станов, состояние теории расчета, показана актуальность исследований в области создания новых конструктивных схем непрерывных листовых прокатных станов, а также необходимость уточнения методик расчета энергосиловых параметров холодной лйстовой прокатки.

В разделе "Состояние вопроса" выполнен обзор научной литературы в области теоретических исследований по непрерывным прокатным .станам, рассмотрены конструкции станов тонколистовой холодной прокатки.

В разработку теории прокатки На непрерывных прокатных станах, в создание полосовых станов непрерывной прокатки большой вклад внесен отечественными учеными. . Это научные работы А.И.Целикова, И.М.Павлова, А.П.Чекмарева, П.И.Полухина, В.Н.Выдрина, Н.П.Громова,' Н.Н.Дружинина,

A.А.Королева. А.В.Третьякова, В.И.Зюзина, М.М.Сафьяна, В.П.Полухина, Ю. Д. Железнова, С.Л.Коцаря, Ю. М. Файнберга, И.М.Мееровича и многих других.

Из зарубежных ученых необходимо отметить вклад 3.Вусатовского,

B.Хессенберга, Д.Блэнда. X. Форда, Р.Филлипса, Дж. Куркуласа, М.ЛаГршса, М. Стоуна и др.

В рассмотренных работах приведены методики и расчетные уравнения по определению усилий и моментов, действующих в прокатных станах, рассматриваются вопросы направления действия сил при различных сочетаниях параметров процессов и особенности конструкций механического оборудования непрерывных прокатных станов.

Большое внимание уделено внешнему натяжению и его влиянию на работу непрерывных ..прокатных станов, большая часть исследований посвящена влиянию натяжения на процесс холодной тонколистовой прокатки, где роль натяжения в получении качественного проката является определяющей.

Отечественными и зарубежными исследователями исследовано упруго-пластическое взаимодействие рабочих валков с прокатываемым металлом. Проведены обширные теоретические исследования, однако эксперимен-

тальная часть развита недостаточно из-за сложности постановки экспериментов.

Решения по установлению величин сил, действующих на детали прокатных станов, выполнены путем рассмотрения условия равновесия сил в зонах деформации элементарного объема металла. При решении уравнений равновесия сил в виду их сложности, применяются различного рода упрощения. Наиболее строгим и точным является решение А. И.Целикова, в котором принято одно упрощение - замена дуги окружности хордой (хордами). Принятое А.И.Целиковым упрощение не оказывает влияния на конечный результат при рассмотрении процесса прокатки в естественных условиях захвата-металла валками и отсутствии внешних воздействий.

Проведены исследования по совершенствованию конструкций непрерывных прокатных станов холодной прокатки как отечественными, так и зарубежными учеными.. Совершенствование конструкций ведется в направлении увеличения количества рабочих клетей, повышения их жесткости, улучшении конструкций узлов валков и- подшипниковых опор, совершенствования конструкций механизмов силового регулирования профиля образующей валков. -В линии привода применяются многоякорные электродвигатели, улучшающие динамические характеристики рабочих линий.

Анализ результатов исследований по конструкциям непрерывных станов холодной тонколистовой прокатки, методик расчета силовых параметров холодной прокатки показал, что для обеспечения устойчивой работы непрерывного стана холодной прокатки необходимо:

- рассмотреть возможность принципиального изменения конструктивной схемы непрерывного стана, которая позволила бы разорвать жесткую динамическую и кинематическую, связь рабочих клетей через прокатываемую полосу; ' - ~

- осуществить теоретическое и экспериментальное исследование возможности разделения непрерывного стана на автономные группы ' рабочих клетей, исследовать свойства автономной группы по силовым параметрам и саморегулированию постоянства секундных'объемов внутри группы и межклетевого натяжения; ■ . ■ • •

- разработать математическую модель автономной группы рабочих клетей:

- разработать уточненные решения относительно силового взаимо. действия в функции параметров прокатки металла в автономной группе

клетей;

" разработать предложения по конструкции, тянущей рабочей клети автономной группы:

- разработать общую схему автономной группы рабочих клетей с учетом межклетевого натяжения, обеспечивающего работу неприводной рабочей клети.

Во втором разделе диссертации рассматривается конструкция непрерывного стана холодной тонколистовой прокатки с автономными группами рабочих клетей.

Рабочие клети непрерывного стана разделяются на автономные группы. состоящие из приводной и неприводной рабочих клетей. Между собой автономные группы рабочих клетей соединяются через петледержатель, обеспечивающий фиксированное натяжение небольшой величины.

Сложность управления непрерывным прокатным станом традиционной конструкции, когда все рабочие клети жестко связана прокатываемой полосой, связана с распространением случайных и управляющих возмущений, возникающих в одной рабочей клети, по всем рабочим клетям. В непрерывном прокатном стане с автономными группами рабочих клетей возмущения замыкаются в пределах автономной группы и поглощаются за счет изменения скорости прокатки в неприводной рабочей клети. Постоянство секундных объемов металла и менклетевое натяжение в автономной группе саморегулируется за счет увеличения или уменьшения частоты вращения рабочих валков неприводной клети.

Для заправки полосы в прокатный стан неприводные рабочие клети оборудуются рабочей линией небольшой мощности, которая отключается от валков после проводки полосы через автономную группу.

Деформаций металла в рабочих клетях автономных групп осуществляется с натяжением, что позволяет сохранить все преимущества процесса прокатки с натяжением при непрерывности процесса на стане.

Саморегулирование секундных объемов металла позволяет корректировать обжатие без передачи возмущения на другие рабочие клети непрерывного стана. Создается возможность, эффективного совмещения систем продольного и поперечного воздействия на профиль прокатываемых полос.

Важной особенностью автономных групп рабочих клетей является авторегулирование высокочастотных изменений толщины полосы, вызванных, например, эксцентриситетом валков рабочих клетей. При изменениях толщины входящей в валки полосы мгновенно изменяется межклетевое натяжение и упругая деформация рабочей клети. Это свойство автономной группы рабочих клетей можно эффективно использовать при намечающемся увеличении скоростей прокатки на непрерывных станах холодной прокатки листов до 30-40, а на станах прокатки жести - до 40-50 м/с.

На рис.1 показаны конструктивные схемы непрерывных станов традиционной конструкции (а) и с автономными группами рабочих клетей (б).

На практике рабочие валки непрерывных станов смещены относительно опорных валков в сторону выхода полосы из зоны деформации. В автономной группе рабочих клетей, учитывая большой величины межклетевое натяжение, определяемое сопротивлениями неприводной рабочей клети, смещение осей рабочих и опорных валков, должно отличаться. В приводной рабочей клети рабочие валки смещаются по ходу прокатки, а в неприводной -в сторону входа металла в рабочие валки.

•Конструкция клетей, учитывая специфику работы автономной группы рабочих.клетей, должна быть изменена. • Специфика сводится к тому, что работа деформации в обеих рабочих клетях и преодоление сопротивления ¡рения в подшипниках и трения качения между 'рабочими и опорными ;-,алками ■ осуществляется за счет главного электродвигателя, приводной рабочей клети. ' .

Режим обжатий в неприводной рабочей клети жестко не лимитируется по условию захвата металла валками, . т.к. при заправочной скорости коэффициент трения между металлом и рабочими валками будет наибольшим при принятой смазке, а в процессе стационарной прокатки условия захвата не будут иметь значения.

Не останавливаясь здесь на других преимуществах, которые могут быть получены'при уменьшении диаметра рабочих валков в сравнении с применяемыми, оценим изменения в силовых условиях._ На прокатном стане лаборатории кафедры ОМДиМО МГВМИ была осуществлена прокатка медных образцов' в валках различного диаметра и выполнено аналитическое исслодование: зависимости среднего давления прокатки при указанных условиях: Экспериментально установлено, что'эффект в деформационных условиях может быть значительным при уменьшении диаметра рабочих валков.

Полученная в. ходе исследования аналитическая зависимость имеет

вид: /-

Pep' Р' г/ R"

--- I/-(1)

Pop" Р" I R' где индекс "штрих" относится к параметру при прокатке в валках большего диаметра, индекс "два штриха" - меньшего. ,

В лабораторном эксперименте отношение средних давлений при прокатке в одинаковых деформационных условиях в валках диаметром 130 и 62 мм. равно 1,805.

Следовательно, диаметр рабочих валков в неприводной клети следует принимать наименьшим. Относительно небольшая величина диаметра рабочих валков определяет высокую эффективность неприводной рабочей клети: меньший по ' абсолютной величине перепад усилия прокатки вызывает меньшую упругую деформацию рабочей клети при проходе через нее возмущений. Уменьшаются потери энергии на трение скольжения и качения, потребуется меньшей величины межклетевое натяжение. В целом коэффициент полезного действия неприводной рабочей клети увеличится в сравнении с рабочими клетями обычной конструкции. По условию прочности детали неприводной рабочей клети будут находиться в более благоприятных условиях нагружения.

Приводная рабочая клеть, обеспечивающая энергетически работу двух рабочих клетей, потребует детальной проработки по обеспечению прочности деталей рабочей клети и рабочей линии с установлением

мощности главного электродвигателя. Важным аспектом исполнения конструкции приводной рабочей клети является жесткость и достаточность величины заднего натяжения для преодоления сопротивлений неприводной рабочей клети.

Предложена конструкция приводной рабочей клети, отвечающая требованиям повышенной механической жесткости. Конструктивные решения, позволяющие увеличить модуль жесткости рабочей клети:

- конструкция опорного валка с защемленными шейками;

- станины с четырьмя поперечинами;

- применение рабочего валка в качестве упругого элемента измерителя усилия прокатки, позволяющего исключить месдозы.

Конструкцией опорного валка предусматривается неподвижная ось и вращающийся на ней бандаж (рис.2). Бандаж может быть смонтирован на оси по принципу подшипника ПЖТ или в качестве бочки опорного валка могут быть применены многорядные роликовые подшипники качения, смонтированные на оси по подшипниковой посадке.

Расчеты показывают, что прогиб опорного валка с защемленными опорами примерно вдвое меньше прогиба валка с шарнирными•опорами.

На модуль жесткости рабочей клети отрицательно влияют месдозы. упругие элементы которых являются податливыми деталями. В конструкции приводной рабочей клети предусматривается установка рабочего валка,, в осевом сверлении которого монтируется защемленный стержень, используемый в качестве'упругого элемента измерителя усилия прокатки.

В связи с приводом рабочих клетей' автономной группы через одну рабочую линию целесообразно осуществлять индивидуальный привод рабочих важов от двух многоякорных электродвигателей, как это выложено' на стане 2500 НМК. • . '

Регулирующие и случайные возмущения замыкаются внутри рабочих', клетей автономной группы, поэтому представляется возможность воздействовать на процесс прокатки в обеих клетях с целью уменьшения расхода энергии на пластическую деформацию и вредные потери, например, за счет< вибрационного воздействия' на межсетевое, натяжение. / Подбором соответствующей амплитуды и частоты пульсирующего натяжения можно

влиять на напряженное состояние металла в зоне деформации, на величину среднего давления и, как следствие, на расход энергии. Учитывая возможность отбора мощности для привода вибратора через валки неприводной ¡рабочей клети, целесообразно ' мощность главных электродвигателей приводной рабочей клети принимать из расчета прокатки без внешних воздействий в двух рабочих клетях. Расчеты показывают, что мощность электродвигателя приводной рабочей клети практически удваивается в сравнении с- мощностью привода рабочей клети при обычной схеме непрерывного стана. '•

Решением уравнений распределения давлений по дуге захвата получены зависимости, которые позволяют установить предельные величины заднего и переднего натяжений, допустимые при прокатке из условия устойчивости процесса деформации металла в валках:

Предельное заднее натяжение определяется уравнением

6-1 1

боп = К - (1--) (2)

• 5 Xе

предельное переднее натяжение равно

5 + 1 1

б1п - К - (1 .--) ' (3)

5 X6

При протягивании полосы через неприводные валки угол нейтрального сечения равен половине угла захвата.' Выражение (3)" получено при равенстве высоты зоны деформации в нейтральном сечении толщине полосы в сечении входа в зону деформации (l^-ho). Следовательно, по условию устойчивого протекания процесса пластической деформации переднее натяжение не ограничивает работу неприводной рабочей клети.

Важно оценить . величину переднего натяжения с точки зрения прочности полосы в межклетевом промежутке.

Получена следующая зависимость возможной величины относительного обжатия в неприводной рабочей клети

Е = 1 - ехр(-бог "/рср) (4)

Расчеты режимов обжатий тонколистовых станов холодной прокатки

показывают, что отношение Рср/б0г" в большинстве случаев находится в пределах 2+3. Следовательно, согласно (4) относительные разовые обжатия могут достигать величин 0,28+0,39. что находится-на уровне схем обжатий заводских маршрутов прокатки.

В работе получены аналитические зависимости для расчета параметров приводной рабочей клети. Одним из основных параметров автономной группы является межклетевое натяжение, величина которого определяется сопротивлениями неприводной рабочей клети и достаточностью резервных сил трения в зоне деформации приводной.

Зависимости (2) и (3) выведены на основании уравнений А.И.Целико-ва по распределению текущего давления. Уравнения получены при замене дуги окружности хордой. Это вносит в расчеты погрешность в случае рассмотрения процесса прокатки с натяжением. Поэтому зависимости (2) и (3) использованы для предварительных расчетов с дальнейшим уточнением величин предельных натяжений по. данным численного интегрирования неупрощенных дифференциальных уравнений прокатки. Согласно результатам численного интегрирования заднее предельное натяжение имеет максимум при относительных обжатиях 20-30% (Dp=600 мм,, f=0,006), что не выявляется формулами (2) и (3). В работе приведено уравнение автономной группы рабочих клетей •

h0 1д Г Pon dr. 6 - 1 1

Pcpln— + Pcp'— 5.2m-+ 0,006— < К—;- (1 - — ) (5)

h, К > Dp2 А„ J- б Xе

Левая часть.уравнения определяет нагрузку неприводной рабочей клети, вызванную работой деформации, моментом трения в подшипниках валков и трением качения по площади взаимодействия рабочего и опорного валков. Правая честь определяет возможности приводной рабочей клети по резерву сил трения в зоне деформации.

Разработан алгоритм решения уравнения (5), позволяющий исследовать процесс прокатки в автономной груше рабочих клетей. ..

Для уточненного расчета протяженности упруго-'пластического контакта рабочих валков с прокатываемой полосой получена зависимость

^ 1е - V + [йрАй + (Хо')2],/г. (6) .

где х0' = [2рсрСв1с3//Ш],/2

Сравнение результатов расчета по формуле (6) с экспериментальными данными' показывает хорошую схо'димость. интервал расхождения результатов составляет -6,70*7,70 %.

Проведено уточнение методики расчета давления и усилия прокатки. Протяженность упруго-пластического взаимодействия рабочих валков с прокатываемой полосой рассматривается в виде трех участков,- двух чисто упругого взаимодействия и упруго-пластической деформации полосы.

Выделение трех зон взаимодействия рабочих валков с прокатываемой полосой приводит к принципиальному изменению методики расчета давления и усилия прокатки. На рис.3 показана трехзонная схема очага деформации. .

Для расчета протяженности зон получены аналитические зависимости. Протяженности зон упругих взаимодействий равны

1/ = [б02 'ИоКр/Ем)172 И 1у" = [бог'^Нр/Е,,]"2 (7> Протяженность зоны, в пределах которой полоса получает остаточную деформацию, равна

V " 1с - V - 1у" . (8) •

Изменения в методике расчета давления и усилия прокатки определяются следующим:

- в зонах чисто упругого взаимодействия в результате скольжения полосы по поверхности рабочего валка появляются силы трения, направленные к пластической зоне. Силы трения в упругих зонах создают подпор металла в сечениях входа и выхода из зоны пластической деформации. Сопротивление металла пластической деформации на границах пластической зоны определяется уравнениями Ко - 1^(1+0 и ^ = К^+И;

- площадь контакта металла с рабочими валками следует разделить на три части

Рк = Рп + * Гу" . (9)

- формула расчета среднего давления А.И.Целикова содержит коэффициент устойчивости, который в новых условиях рассчитывается с учетом упругих зон т.е.

бп = 2fl„/Ah

(10)

С учетом (8), (9) и (10) формула А.И.Целикова для расчета усилия прокатки принимает вид

Into ^о^о

р = Вср1п~

, Sn-2

6-2

Г h0

- 1

К

l»tt Mi

№ бп+2

6+2

h„

- 1

+ Ру'+Ру" (11}

Коэффициент, определяющий влияние переднего и заднего натяжений, не является алгебраической суммой раздельных натяжений. В ходе исследования показано; что . и при раздельном . действии натяжений формула У.Хиссенберга неточно учитывает влияние натяжений. Численное исследование влияния величин натяжений на среднее давление позволило установить следующие зависимости для приближенных расчетов: - для учета переднего натяжения '

Ьб,

п. - '1 - -

и заднего

Ki аб0

п,

о

1 -

(12)

(13)

Ко . 1.15рср1я где а = №0/Пн)Ч; Ь =--(ЬнЛ1,)г; я - -рСр/К; .г.- -

КОТо-Л ) '

• Коэффициент, учитывающий совместное влияние натяжений на* величину. среднего давления получен в виде

По п,

п = 1 —-ехр(бср/К), . (14).

. п0 + П,

где бср - средняя арифметическая величина переднего и заднего напряжений натяжения. '

Выполнены расчеты коэффициентов натяжения по формулам (12),(13).

(14), раччеты коэффициентов по неупрощенным дифференциальным.уравнениям и по формуле У.Хиссенберга. Сравнение результатов позволяет рекомендовать1 для приближенных расчетов среднего1давления процесса прокатки.с натяжением формулы (12), (13), (14).

Для расчета крутящего момента прокагси в приводной рабочей клети с учетом межклетевого натяжения использована формула А.И.Целикова

Мкр - Срср1п(110/ь1).+ б0 - б^Мра+Б,,) (15)

На основе экспериментальных исследований предлагается зависимость

(15) для расчетов автономной группы клетей уточнить

Мкр - [рерИК^ЛЦ) + Хбо^МрЦ^) (16)

В третьем разделе диссертации представлены материалы по методике уточнения расчетных параметров рабочих клетей.

В работе показано, что формулы разных авторов для расчета среднего давления с учетом и без учета внешнего натяжения на среднее давление получены на основе рассмотрения условия равновесия элементарного объема в зоне деформации с использованием различных упрощений.

Разработана методика вывода неупрощенных дифференциальных уравнений равновесия элементарного объема металла в зонах отставания и опережения. ■

Допущения, принятые при составлении уравнений равновесия сил:

- градиент скорости перемещений частиц металла по высоте зоны деформации принят равным нулю;

- фактическая величина сопротивления металла пластической деформации в сечениях зоны деформации расчитывается по линейному закону:

- величина коэффициента трения скольжения по длине зоны деформации принята постоянной.

Первое допущение, не оказывает существенного влияния на точность решения уравнений равновесия при рассмотрении процесса холодной тонколистовой прокатки. Оценить влияние градиента скорости частиц металла по высоте зоны деформации на величину напряжений не представляется возможным, т. к. до настоящего времени аналитические зависимости не получены.

На основании исследования характера изменения сопротивления деформации, выполненного В.С.Смирновым Можно считать допустимым принятие прямолинейного закона изменения предела текучести по длине зоны деформации. .

Третье допущение следует считать вынужденным, т.к.. отсутствуют аналитические зависимости, определяющие коэффициент трения в функции параметров процесса пластической деформации. .

В работе, на основе экспериментальных данных зависимости коэффициента трения от среднего давления, получены дифференциальные .уравнения прокатки. •

Дифференциальные уравнения, зависимости текущей"величины давления 'от параметров процесса холодной тонколистовой прокатки имеют вид

йрх -рхГШ+Бр)±соз2ф{к,Бр31п<р - Дк/з1па[соз<рЬ+Ор)-Брсоз2(р])

;--------;-—-'■ (17)

с1(р соз2фШ+Ор(1-созф)] (И£ф±1)

Знаки + и - относятся соответственно к зонам отставания и опережения.'

Дифференциальные уравнения позволяют исследовать процесс деформации в валках на базе математического анализа. :

В работе приведены результаты исследования явления провала ветви ■ 'юры текущего давления в зоне отставания; которое ранее . было получено экспериментально.

Анализ уравнения (17) показывает, что при определенных соотношениях параметров процесса-прокатки, числитель дроби обращается в ноль и может принимать, значения меньшие ноля, т.е.

-р, Г (Ь+Бр)+соэ2»{к! ВрэИир - Дк/з1па[соз<р(11+Пр) -ОрС0в2ф]) < 0 .(18) .

Производная брх/<3||> равна нулю внутри зоны отставания при следующих значениях параметров процесса прокатки .

¡ kDp cos2 asina

- при коэффициенте трения f< - ; (19)

i. po (h+dp)

■ r' Dp eos2asina i

- при величине заднего натяжения б0 > Ко 11--I (20)

" : L Г (ll'Dp ) J

В зоне опережения провал ветви эпюры текущих давлений может иметь место при

hüp - 1) i--

6j > k,

(21)

^Ш+ОрШпа

При знаке равенства производная с1рх/(3<р равна нулю в сечении входа в зону деформации (19),(20)-или выхода из нее (21), при знаке неравенства внутри зоны деформации будет иметь'место провал ветви эпюры текущих давлений. Функция вначале убывает, проходит минимум; а затем монотонно возрастает к нейтральному сечению.

Аналитическое установление параметров процесса прокатки, определяющих появление провала ветвей эпюры текущих давлений позволяет расчитывать режим обжатий. . благоприятный с точки зрения уменьшения величины среднего давления и расхода энергии на пластическую деформацию.

В работе приведена методика совместного численного интегрирования дифференциальных уравнений- (17). Разработан алгоритм решения и программа его реализации.

Программа численного интегрирования дифференциальных уравнений (17) позволяет выполнить вычисления энергосиловых параметров, необходимых для расчета деталей рабочей клети и рабочей линии на прочность и расчет параметров рабочих клетей автономной группы: давления и усилия прокатки, крутящего момента на валках приводной рабочей клети и на валу главного электродвигателя, расхода энергии и др.

• Для расчета расхода энергии в программе использована формула, полученная из условия равенства работы натяжения в межклетевом промежутке и работы деформации в неприводной рабочей клети. Формула для расчета удельного расхода энергии имеет вид'

• а - 0,28pcplnX/Y. кВт-ч/т (22)

Формула (22) может быть использована для экспериментальных исследований зависимости удельного расхода энергии от параметров деформации. Для этого представим ее в виде

а -0,28б/у, кВт-ч/т (23)

На базе численного интегрирования неупрощенных дифференциальных уравнений прокатки разработана программа оптимизации режима обжатий при холодной многопроходной прокатке с целью уменьшения расхода энер- -гии на пластическую деформацию и рациональной эксплуатации прокатного стана.

В работе' приведен численный пример, который подтверждает зависимость общего расхода энергии при прокатке от распределения частных обжатий по проходам.при постоянной величине общего обжатия.

Для расчета частных и общего обжатия предложены формулы. Для предварительного расчета средних обжатий формула имеет вид

• ео6 - 1 - <1 - е1ср)п (24)

где п - количество проходов.

Формула (24) может быть использована для предварительного расчета количества рабочих клетей, силовых параметров процесса и др. Для точного установления общего обжатия, формула имеет вид

п

еов - 1 - П(1 - ej) (25)

i-i .■ _ '

На основе полученных уточненных решений разработана методика исследования энергосиловых параметров и база для'расчета на прочность деталей рабочей клети и рабочей линии автономной двухклетевой группы. Математическая модель двухклетевой автономной группы рабочих клетей может быть использована для изучения непрерывных и реверсивных-станов обычной конструкции для холодной прокатки тонкого листа.

В разделе 4 рассматривается методика расчета на прочность деталей' приводной рабочей клети на примере непрерывного стана холодной прокатки 2500. ■• . •

При этом рассматриваются особенности расчетов прочности деталей и

силовых параметров рабочих клетей автономной.группы и возможность перевода промышленных, непрерывных ■ прокатных станов на работу . в режиме автономных групп рабочих клетей.

В качестве объекта исследования принята конструкция первой, и второй рабочих клетей непрерывного стана холодной прокатки 2500. Режим обжатий принят по данным заводской практики.

Расчеты силовых параметров выполнены с учетом сплющивания рабочих валков по формуле (6) при трехзонной схеме очага деформации. Среднее давление и усилие прокатки получены в результате численного интегрирования дифференциальных уравнений (17).

Исходные данные: при прокатке листа толщиной 0,4 мм шириной 1650 мм из заготовки толщиной 2. мм, относительные обжатия в первых двух проходах равны 40,5 и 31,1 %. Материал полосы - сталь Зкп. .Коэффициент трения для обеих клетей принят равным 0,04.

' Силовые параметры неприводной и приводной рабочих клетей составили: межклетевое натяжение .в автономной группе клетей - 6=379,6 МН/мг; усилие межклетевого натяжения 00=0,7453 МН/ среднее давление рср=842,9 МН/м2; усилие прокатки Р = 23,8 МН.

Расчеты на прочность приводной рабочей клети и линии привода-расчитывались без учета межклетевого натяжения, учтена возможность обрыва полосы.

При обрыве полосы в межклетевом-промежутке силовые параметры.приводной клети составят величину рср=1637 МН/м2. - Р=52,60 МН.

Расчет опорного валка приводной рабочей клети выполнен по усилию прокатки 52,60 . МН. 'Расчетом опорного- валка на статическую прочность получены следующие величины: Миз=30,245 МНм (по середине бочки валка),-Миз.г=13,15' МНм (в сечении галтели), напряжения соответственно составили биз=89,6 и биз=180,4.МН/м2. . ,

Запас прочности в сечении галтели получен меньше (по пределу прочности) допускаемого, а именно 750/180,4=4,16.

Расчет«рабочего валка. В сечении галтели рабочего валка действует изгибающий момент от межклетевого усилия натяжения и. учитывая возможность разрушения шейки одного из валков или линии его привода, полный

крутящий момент, равный 561,60 кНм.'

В результате расчета на статическую прочность шейки приводного рабочего валка получены следующие результаты:

ткр=45,20 МН/м2, бизг-8,69 МН/м2, 'бре3"78,77 МН/м2.

Расчет циклической прочности сечения галтели дает следующий запас ■ прочности Т10б=3. что согласно С.И.Серенсену находится на допустимом уровне.

Расчет приводного конца рабочего валка показывает, что запас статической прочности при стационарном режиме работы недостаточен .(ц=2,9). Более точное заключение о прочности рабочего' валка может быть сделано при расчетах силовых условий работы по всему сортаменту стана.

Расчет универсального шпинделя на статическую прочность в рассматриваемом режиме .обжатий в рабочих клетях автономной группы показывает, что напряжения в голсвке шпинделя тоже превышают допустимые.

Поверочный расчет мощности главного электродвигателя показал, что необходимо увеличение мощности главных электродвигателей. На прокатном стане установлено два двухякорных электродвигателя мощностью 3600 кВт каждый для индивидуального привода рабочих валков. В результате расчета. исходя из интервала частоты вращения электродвигателей 200+465 об/мин, получена мощность, необходимая для привода тянущей рабочей клети 3830+8906 кВт.

Расчет энергосиловых параметров и расчет на прочность основных деталей показывает, что для-перевода промышленных станов холодной прокатки на режим работы с автономными группами рабочих клетей требуется научно-обоснованный режим обжатий по клетям; оптимальный размер рабочих валков неприводной и приводной рабочих клетей, оценка прочности деталей приводной рабочей клети, установление повышенной мощности привода и др.

Для выполнения расчетов создан математический аппарат.

При .создании нового механического оборудования непрерывного стана с автономными группами рабочих клетей необходимо учитывать особенности конструкции неприводнйй и приводной рабочих клетей:

- неприводная рабочая клеть по конструкции узла, рабочих валков и

механической схемё деформации должна отвечать условию оптимального межклетевого натяжения;

- приводная- рабочая клеть по конструкции узла рабочих й опорных валков должна обеспечивать достаточность резервных сил трения в зоне деформации, т.е. развивать заднее натяжение величиной больше натяжения, определяемого в межклетевом промежутке сопротивлениями неприводной рабочей клети.

Для реализации в полном объеме преимуществ.автономной группы клетей рабочая клеть должна иметь повышенную механическую жесткость, прочность деталей, рабочая линия стана должна обеспечить полностью энергетические потребности двух клетей.

В пятом разделе диссертационной работы рассматриваются предложения по конструкции рабочих клетей и некоторые результаты проверки аналитических решений в промышленных'условиях.

Представлена принципиальная схема конструкций приводной рабочей клети, отличительными особенностями которой являются:

- бандажированный опорный валок с защемленными шейками;

- использование рабочего валка в качестве упругого элемента измерителя усилия прокатки-и прогиба;

- станина закрытого типа с четырьмя поперечинами.

Приведено описание "конструкции" опорного валка, последовательности сборки и демонтажа, способ регулировки зазора между рабочими валками.

Новая конструкция приводной рабочей клети кварто имеет следующие преимущества в ' сравнении о .конструкциями рабочих клетей с шарнирными опорами:

- повышенная жесткость узла' балков;

- достаточно простая схема противоизгиба валков;.

- жесткая станина.

Конструкция рабочей клети защищена авторским свидетельством на изобретение.

В работе приведено теоретическое обоснование конструкции рабочей клети с защемленными опорами. Предложена формула для расчета усилия.' необходимого для обеспечения гарантированного защемления несущей оси

опорного валка в станине, приведена формула для расчета прогиба опорного валка. -

■ Расчетами определено, что жесткость на изгиб опорного валка с защемленными шейками приблизительно вдвое больше жесткости валка с шарнирными опорами.

.В работе дано описание конструкции рабочего валка, в осевом канале которого защемлен по концам упругий стержень с наклеенным тензомет-рическим мостом. Дано теоретическое обоснование конструкции.

На конструкцию рабочего валка-измерителя усилия прокатки и пр(эги-ба получено авторское свидетельство об изобретении.

Результаты теоретического исследования величины резервных сил трения при холодной пластической деформации прокаткой, полученные аналитические зависимости явились основой для проектирования процесса и оборудования для производства коллекторных профилей из меди бухтовым способом.

Изготовление коллекторных профилей пластической деформацией сопровождается большой неравномерностью обжатий по ширине зоны деформации. Серповидность полосы является причиной того, что коллекторные профили получают штучным способом из полос небольшой длины. Такой Процесс мало производителен и не поддается автоматизации и механизации.

Разработана линия для изготовления коллекторных профилей холодной

прокаткой из бухтовой заготовки с максимально возможной механизацией

»

технологического процесса:

Линия включает следующее механическое оборудование: устройство валковой конструкции для проталкивания горячекатаной заготовки через первую волоку, рабочую клеть дуо, калибрующую волоку, тянущее устройство, летучие ножницы, приемную корзину.

Бухтовое изготовление коллекторного профиля осуществлено созданием большой величины усилия натяжения между первой волокой и прокатной клетью дуо. Основную пластическую деформацию осуществляли в рабочих валках клети дуо. Волоки, расположенные перед и за рабочей клетью, осуществляли калибровку профиля и создавали упруго-пластический изгиб полосы противоположный направлению стрелы серповидности.

Все технологические операции механизированы.

• Холодная. прокатка опытной партии коллекторного профиля подтвердила принципиальную возможность осуществления деформационного упрочнения профиля одноразовым обжатием с. получением твердости металла более 80 НВ. Проверка процесса на сходимость опытных данных по энергосиловым параметрам и расчетным, полученным по теоретическим зависимостям, подтвердила эффективность математической модели процесса холодной прокатки коллекторов с предварительным калиброванием заготовки за счет • резервных сил трения.

' На конструкцию линии получено авторское свидетельство об'изобретении.

На базе неупрощенных дифференциальных уравнений проведен анализ энергосиловых . параметров и прочности деталей стана кварто 400/1000x1000 Московского завода по обработке цветных металлов. В лаборатории кафедры ОМДиМО МГВМИ • выполнены экспериментальные исследования по определению оптимальных ■ режимов деформации цинка рулонным методом. В настоящее время весь сортамент цинкового проката изготавливается рулонной прокаткой.

По результатам.работы получено свидетельство об изобретении.

ОСНОВНЫЕ ИТОГИ И ВЫВОДЫ

1. В результате анализа литературных источников, комплексных теоретически* и экспериментальных исследований установлено, что для производства тонколистового холоднокатаного проката необходимо создание принципиально новой технологической схемы и механического оборудования для ее реализации, исключающих жесткую кинематическую и динамическую связь рабочих клетей непрерывного прокатного стана.

2. Предложена новая конструкция непрерывного тонколистового стана холодной прокатки, состоящего из автономных двухклетевых групп рабочих клетей, постоянство секундных объемов металла и межклетевое натяжение в которых саморегулируется за счет изменения частоты вращения валков-

неприводной рабочей клети. '

3. Предложена конструкция двухклетевой группы рабочих клетей, включающая приводную и неприводную рабочие клети. Саморегулирование в пределах автономной группы рабочих клетей секундного объема металла и натяжения позволяет снизить энергосиловые параметры процесса прокатки за счет создания пульсирующего межклетевого натяжения.

4. Разработана конструкция рабочей клети кварто повышенной жест кости. Особенностями конструкции рабочей клети являются: опорный вал<м с защемленными шейками: рабочий валок-измеритель усилия прокатки | прогиба, позволяющий исключить из линии передачи усилия прокатки мес-дозы; станина закрытого типа с четырьмя поперечинами.

5. Разработана конструкция линии для изготовления коллекторных профилей из меди методом холодной прокатки с предварительным калиброванием за счет резервных сил трения в зоне деформации рабочей клети.

6. Разработана математическая модель двухклетевой группы рабочих клетей, позволяющая установить совместимость параметров оборудования и деформации объектов автономной группы.

7. Проведен комплексный теоретический анализ влияния параметров рабочей клети' и условий деформации на величину, резервных сил трения приводной рабочей клети. На основании теоретического анализа с учетом неравномерного распределения давления по дуге захвата установлено, что величина заднего предельного натяжения для режимов обжатий и диаметров • рабочих валков, применяемых на практике, не является ограничивающим фактором в работе автономной группы рабочих клетей. • ■

8. Решением уравнений распределения текущего давления в зоне деформации А.И.Целикова получены формулы для приближенного расчета заднего натяжения приводной и переднего натяжения неприводной рабочих клетей.

9. В дополнение к существующим методикам разработаны уточненные решения для определения давления и усилия холодной прокатки:

- установлено. ..что очаг деформации состоит из трех зон, а именно из двух зон чисто упругой деформации полосы и средней зоны, в пределах

которой металл получает остаточную деформацию;

- предложена'формула для расчета общей протяженности упруго-пластического взаимодействия рабочих валков с прокатываемой полосой;

- предложены зависимости для расчета протяженности каждой из перечисленных зон;

- исходя из трехзонной схемы очага деформации предложено уточнение к методике расчета сопротивления металла пластической деформации, давления и усилия прокатки.

10. На основании анализа механизма влияния- внешнего натяжения на распределение текущего давления в зоне деформации показано, что формула для расчета коэффициента натяжения Хиссенберга может применяться только для приближенных оценок. Найдено уточненное' решение для вычисления коэффициента натяжения.

11. В результате анализа формул для расчета энергосиловых параметров с учетом натяжения внешних частей прокатываемой полосы сделан вывод о том, что решения, полученные путем упрощения исходных уравнений равновесия элементарного объема металла в зоне деформации, не. вносят большой погрешности в определение величины давления только для процесса прокатки-без натяжения и в условиях естественного захвата металла валками. Для расчетов давления прокатки и предельного натяжения в автономной группе, клетей, где натяжение является определяющим фактором, требуется решение исходных уравнений равновесия без упрощений. Имеющиеся формулы могут быть использованы только на стадии предварительного анализа;

12. В работе -выполнен анализ общих дифференциальных уравнений равновесия при прокатке и разработана методика их численного интегрирования, что позволило разработать уточненную методику расчета энергосиловых параметров ■ процесса тонколистовой холодной прокатки, которой учитывается дифференцированное упруго- пластическое взаимодействие рабочих валков с полосой, деформационное упрочнение, влияние натяжения внешних частей полосы.

13. На основе решения неупрощенных дифференциальных уравнений разработана методика расчета усилия и крутящего момента в приводной

рабочей клети и линии привода рабочей клети. На примере расчета на прочность рабочих и опорных валков, универсального шпинделя и поверочного расчета мощности главного электродвигателя непрерывного стана холодной прокатки 2500 разработана'методика расчета приводной рабочей клети автономной группы.

14. Экспериментальными исследованиями в лабораторных и промышленных условиях, сопоставительными расчетами по данным экспериментальных измерений усилия, показана обоснованность уточненной методики определения энергосиловых параметров процесса тонколистовой холодной прокатки. •

15. Разработана математическая модель тонколистовой холодной прокатки. позволяющая выполнять уточненные расчеты .энергосиловых параметров, необходимых для расчетов на прочность деталей и узлов рабочих клетей автономной группы, позволяющая вести поиск путей ' минимизации расхода энергии на деформацию и проводить комплексные исследования процесса тонколистовой холодной прокатки.

16. Обоснованность предложенных в работе решений подтверждена лабораторными экспериментами, при аналитических исследованиях возможности пр9МЫшленного производства цинка холодной прокаткой рулонным способом и внедрении при холодной прокатке коллекторных профилей на полупромышленной линии.

Основное содержание диссертационной работы изложено в публикациях:

1. А.С.(РФ) 403453, В21 В 1/24. Способ непрерывной прокатки полосы./А. А.Кальменев, В.И.Зюзин, В. А. Никифоровский. Бюл.43,1974.

2. А. С,(РФ) 343726, В21 В 20/00. Прокатная клеть кварто./Нгуен Чыонг Тхань, A.A. Королев, А.А.Кальменев, В.А.Павленко. Бюл.21,1972.

3. A.C. (РФ) 352695, В21 С 51/00. Устройство для измерения давления и прогиба валка при прокатке./А.А.Кальменев, А.А.Королев, Нгуен Чыонг Тхань. А.М.Бережной, В.А.Павленко. Бюл.29,1972.

4. А.С. (РФ) 1702584, В21 В 1/24. Двухклетевая группа./ А.А.Кальменев, И.Ф.Гончаревич, A.A. Бекасов. Бюл.40,1991. .

5. А.С.(РФ) 380378, В21 В 27/02.' Предварительно напряженный прокатный валок./А. А.Кальменев. Бюл. 21,1973.

6. А.f.(РФ) 644559, В21 В 1/00. Линия для изготовления фасонных профилей./П.М.Никифоров, А.А.Анисимов, И.Ш.Берин. А.А.Кальменев. А.А.Королев и др. Бюл.4,1979.

7. Кальменев A.A.// Уточненное решение дифференциальных уравнений прокатки. Изв.вузов.Черная металлургия, • 1972, N3, с.68-71.

8. Кальменев A.A.// Анализ неупрощенных дифференциальных уравнений прокатки. Изв.вузов.Черная металлургия,1966, N9, с.69-72.

9. Королев А.А..Кальменев A.A. .Бабков Г.В.- Методика теоретического и экспериментального определения усилий и деформаций в предварительно напряженных клетях.// Сб. трудов МВМИ N8.M.: Металлургиздат, 1969, с. 227-232.

10. Кальменев А.А.,Чекулаев В.Н.,Шевердяков В.А. Влияние формы и жесткости стыка на условия работы предварительно напряженных клетей.// Сб.трудов МВМИ N12. М,:Металлургия. 1972, с.323-326.

11. Перлин И.Л..Кальменев А.А. О динамике и устойчивости процесса прокатки без натяжения. Изв.вузов. Черная металлургия,1967, N5, с.74-77.

12. Кальменев A.A. .Нгуен Чыонг Тхань", Бережной A.M. Резервы повышения точности прокатки." Изв. вузов. Чррная металлургия, 1972, N5, c,105-i08.

13. Кальменев "А. А., Никифоровский В. А. Процесс прокатки в неприводных' валках. Изв.вузов.Черная металлургия,1974, N4, с.74-77.

14. Кальменев A.A. Исследование момента и натяжения при прокатке.// Сб.трудов ВНИИМЕТМАШа Создание и исследование машин и агрегатов для прокатки труб, 1981, с.59-63.

15. Гончаревич И.Ф.,Кальменев A.A. Вопросы динамики холодной прокатки с задним натяжением при приложении вибрационных воздействий.// Тез.докл. Всесоюзной конференции по . вибрационной технике. Тбилиси, 1981. - 22с.

16. Гончаревич И.Ф.,Кальменев A.A. . Виброимпульсный привод для прокатных станов с регулируемой частотой и возмущающим моментом. //

Тез.докл. Республиканской науч.конф. "Проблемы вибрационных систем и их автоматизация", Ташкент, 1982,' - 10с..

17. Кальменев A.A.// Натяжение и работа прокатки (англ). Сталь в СССР, 1978, N&, с. 57-59.

18. Кальменев A.A.// Прокатка ровных полос. Изв.вузов. Черная металлургия. 1985, N12, с.54-56.

19. Кальменев A.A.// К оценке влияния натяжения при прокатке на давление. Изв.вузов.Черная металлургия. 1990, N11, с.35-37.

20. Кальменев A.A., Королев В.В., Дудин В.И.// К реализации процесса •плющения круглых профилей по схеме прокатка-протягивание через неприводные валки.-М., 1992, -5с. Деп. в ЦНИИ цветметэкономика и информац., 1992, N1996.

21. Кальменев A.A.// К расходу энергии при прокатке. Изв'.Вузов.Черная металлургия, 1995, Н5. с. 30-32.

22. Кальменев А.А.// К методике определения давления при прокатке. Изв.вузов.Черная металлургия,1995. N11, с.34-36. . - •

23. Громов Н.П., Кальменев. A.A.// О влиянии натяжения на положение нейтрального сечения. Изв.вузов.Черная металлургия,1964, N5, с.81-84,

24. Громов Н.П., Кальменев A.A.// Метод определения опережения и отставания прокатываемого металла большой длины в процессе прокатки.// Сб.трудов МВМИ "Вопросы металлургии. металловедения". •М.: Металлургиздат. ,1962, вып. 4. с. 152-157.

25. Перлин И.Л.. ■ Кальменев A.A., Ковалева Н.М.// К выбору скорости прокатки цинка. Цветные металлы.1964. N12, с.65-67.

26. Перлин И.Л., Кальменев A.A.// К теории захвата металла валками. Изв.вузов.Цветная металлургия,1966, N5, с.135-141.

27. Кальменев A.A.// Натяжение при прокатке. Изв.вузов.Черная металлургия,1968. N1, с.84-87.

28. Кальменев A.A., Стеебер-стребул Т.А.// Методика определения расчетного значения коэффициента трения.// Сб.трудов МВМИ "Технология, теплотехника и автоматизация металлургического производства" N12, М.:Металлургиздат, 1972, с.348-352.

29. Кальменев A.A., Громов Н.П.// Исследование влияния натяжения на

положение нейтрального сечения .при прокатке.// Сб.трудов МВМИ "Технология, теплотехника и автоматизация- металлургического производства" N1-1, М.:Металлургиздат. 1971,' с. 223-228.

30. Кальменев А.А.// Теоретическое исследование отношения с^/&,.// Сб.трудов МВМИ "Технология, теплотехника . и автоматизация металлургического производства" N11, М.:Металлургиздат,1971, с. 229-233

31. Громов Н.П., Кальменев A.A.// Влияние натяжения на распределение удельного давления по дуге захвата.// Сб.трудов МВМИ "Технология, теплотехника и автоматизация металлургического производства" N11, М.:Металлургиздат,1971, с.223-228.

32. Королев A.A., Кальменев A.A., Бабков Г. В./'/Резервы повышения точности проката.// Сб.трудов МВМИ "Технологияб теплотехника и автоматизация металлургического производства" Hl1. М. : Металлургиздат, 1971. с.219-223.

33. Кальменев A.A.// Теоретичекое и экспериментальное исследование точности прокатки. Изв.вузов. Черная металлургия.1971, N3, с.67-70.

34. Кальменев A.A., Никифоров П.М.//Использование холодной прокатки для изготовления коллекторных профилей. // Н-Т сб."Электротехническая промышленность", серия "Кабе'льная техника",1976. вып.4(134), c.2J-2f.

35. Кальменев А.А., Никифоров П.М. // Коэффициент трения при прокатке меди. //Н-Т сб."Электротехническая" промышленность", серия "Кабельная техника". 1976, вып. 12(142)с. 21-25.36. Кальменев A.A., Никифоров .П.М.// Экспериментальное исследование натяжения -при прокатке.// Н-Т сб."Электротехническая промышленность", серия "Кабельная техника",1976, вып.11(136), с.41-44.

37. Кальменев А.А.. Никифоров П:м:// Использование холодной прокатки для изготовления коллекторных профилей. //Н-Т сб."Электротехническая промышленность", серия "Кабельная техника",1976, вып.4(134). с. 12-15.

38. Кальменев A.A.// Натяжение и,работа прокатки. Изв.вузов.Черная металлургия,1978, N6, с.57-59.

39. Кальменев А.А., Никифоров П.М. // Теоретическое и экспериментальное исследование влияния параметров прокатки на величину максимального заднего натяжения.//. Н-Т сб."Электротехническая промышленность", серия

"Кабельная техника",1980, вып.9(187), с.4-6.

40. Кальменев A.A.// Напряжения растяжения- при прокатке. Изв.вузов.Черная металлургия,1979, N11, с.52-55.

41. Кальменев A.A., Дудин В.И.// Исследование влияния коэффициента трения на форму эпюры напряжений при прокатке. Изв.вузов.Черная металлургия, 1982, N5, с.35-38.

42. Кальменев А. А. // Теоретическое определение условий прокатки планшетных полос. Zesz.nauk, AGH Met. 1 odlew., 1982, N2, с. 261-269.

43. Кальменев A.A., Дудин' В.И.// К определению общего коэффициента •деформации. Изв.вузов.Черная металлургия, 1984, N1, с.84-87.

44. Гончаревич И.Ф., Кальменев A.A. Импульсно-вибрационная прокатка.// Тез.докл. в Северокавказском научном центре Минвуза РСФСР. г.Ростов на Дону, 1987,- 11с.

45. Гончаревич И.Ф., Кальменев A.A.,- Динамика прокатки при крутильных колебаниях валков.// .Тез.докл. Всесоюзной конференции Вибрационная техника, г. Кабулети, 1987 - 17с. . - ■

46. Кальменев A.A.// К определению дуги захвата. Изв.вузов.Черная металлургия,1992, N7,С.33-36.

47. Кальменев • А.А.// Оптимизация режимов обжатий при тонколистовой прокатке.// Тез.докл. н-т конф. "Физико-механические, теплофизические л энергетические проблемы при производстве и обработке металлов и

'сплавов", Госкомитет РФ по высшему образованию, М., 1994.

48. Кальменев A.A., Дудин В.И..Никифоров П.М. Теоретическое исследование условий, ■ определяющих максимальное заднее натяжение.// Тез.докл. Н-Т конференции МВМИ по итогам НИР. Правление НТО 4M. 1978 -Зс..

49. Кальменев A.A.. Никифоров П.М. Теоретическое исследование процесса холодной прокатки коллекторных профилей.// Тез.докл. Н-Т конференции МВМИ по итогам НИР. Правление НТО 4M, 1978 - 9с. .

50. Кальменев A.A., Никифоров П.М. Экспериментальное исследование холодной прокатки коллекторных профилей.// Тез,докл. Н-Т конференции МВМИ по итогам НИР. Правление НТО 4M, 1978 - 5с.

51. Гончаревич И.Ф. .Кальменев А.'А. Вибрационная волока для волочения

леди.//. Тез. докл. Н-Т конференции МВМИ по итогам НИР. Правление НТО Ш. 1978 - 12с.

>2. Гончаревич И.Ф..Кальменев А.А.. Полевой А.Ю. Исследование •ффективности и целесообразности применения вибрационного упрочнения [еталлов в металлургической промышленности.// Тез.докл. Н-Т-:онференции МВМИ по итогам НИР. Правление НТО ЧМ, 1978 - 12с. " ¡3. Кальменев А. А., Иозефович Ю. С.. Никифоров П. М. и др. Исследование, апряженного состояния в зоне деформации при холодной прокатке.// ез.докл. Н-Т конференции МВМИ по итогам НИР.' Правление НТО ЧМ, 1978 -с. '

4. Кальменев А.А., Никифоровский В. А. Процесс прокатки в неприводных алках.// Тез.докл. Н-Т конференции МВМИ, 1972 - 108с.

5. Кальменев А.А., Никифоровский В. А. Среднее удельное.давление при четё натяжения в дифференциальной форме.// Тез.докл. Н-Т конференции ЗМИ. 1972 - 109с.

3. Перлин И.Л., Кальменев А.А., Ковалева Н.М. К выбору скорости зокатки цинка.// Реф.НИР, проведенных в МВМИ. Черметинформация, 1965, 20-23. ' • . '

'. Громов Н.П.. Кальменев А.А. Экспериментальное исследование влияния ряжения на положение нейтрального сечения при прокатке.// Реф.НИР. »сведенных в МВМИ.. Черметинформация,- 1965, с. 25-26. I. Перлин И. Л., Кальменев А. А.,-Ковалева Н.М. Определение оптимальной :орости лрокатки цинка. Удостоверение о регистрации N 51367, 1965. -

. Линчевский Б. В.. Кальменев' А. А., Соболевский А. Л. Металлургия рных металлов. Учебник,М.:Металлургия, 1980. - 360с. . Кальменев А. А. Механическое-оборудование для прокатки листов и нт из цветных металлов. Уч.пособие, Минвуз РСФСР. 1980. - 76с. . Линчевский Б. В., Кальменев А. А., Соболевский А. Л. Ггоп and Steel klng. Учебник,. М. :Мир, 1983. - 355с.

. Линчевский Б. В..' Кальменев А. А., Соболевский А. Л. Metalurgia de tales no ferrosos. .Учебник, M. :Mnpi 1983,- 355c. Кальменев А.А. Механическое оборудование металлургических зародов.

Уч. пособие, • Минвуз РСФСР, 1986.- 75с.

64. Кальменев A.A. Средства обеспечения измерения энергосиловых параметров при прокатке.Уч. пособие, Минвуз РСФСР. 1990,- 81с.

65. Кальменев A.A. Механическое оборудование процесса прокатки. Уч.пособие, Минвуз РСФСР. 1987,- 54с.

Д. ул^У^инА^ ^

Мпр/О- Мпр/О Мпр/О Мпр^О

-р

Мпр = 0 Мпр ф 0 Мпр = 0 Мпр^О

Рис.1 Схема непрерывного прокатного стана традициошгоГ:(а) и предлагаемой^) конструкции

Рис.2 .

q

Схема опорного валка с защемленными шейками