Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ технологии производства особо тонких полос на широкополосных станах горячей и холодной прокатки 17
1.1 Анализ технологии производства особо тонких горячекатаных полос 17
1.2 Анализ технологии производства особо тонких холоднокатаных полос 19
Выводы по главе 1 23
Глава 2. Анализ известных методов энергосилового и технологического расчетов процессов тонколистовой прокатки . 26
2.1 Геометрические параметры очага деформации 27
2.2 Модели сопротивления деформации и условие пластичности 32
2.3 Модели трения при горячей и холодной прокатке 37
2.4 Методы расчета среднего контактного напряжения и усилия прокатки 44
2.5 Методы расчета момента и мощности прокатки 48
2.6 Методы расчета коэффициента опережения 51
Выводы по главе 2 53
Глава 3. Развитие теории процесса холодной прокатки 55
3.1 Теоретические положения и их обоснование 55
3.2 Методика определения протяженности участков очага деформации . 63
3.3 Расчет нормальных контактных напряжений с раздельным учетом напряженного состояния на упругих и пластических участках 65
3.4 Определение средних значений нормальных контактных напряжений и усилия прокатки с учетом упругих зон очага деформации 69
3.5 Расчет мощности прокатки, учитывающей работу сил, возникающих под действием нормальных и касательных напряжений 73
3.6 Определение коэффициентов опережения при прокатке 79
3.7 Распределение контактных напряжений по длине очага деформации рабочей клети стана холодной прокатки 82
Выводы по главе 3 86
Глава 4. Развитие теории процесса горячей прокатки тонких широких полос 89
4.1 Теоретические положения и их обоснование 89
4.2 Принятый закон распределения напряжений трения по длине очага деформации 91
4.3 Определение сопротивления деформации 93
4.4 Определение нормальных контактных напряжений и усилия прокатки 94
4.5 Определение мощности прокатки 97
4.6 Распределение нормальных контактных напряжений по длине очага деформации при горячей прокатке 98
Выводы по главе 4 102
Глава 5. Оценка точности методов энергосилового расчета процессов горячей и холодной прокатки 104
5.1 Промышленная апробация на непрерывных станах разработанных методов энергосилового расчета 104
5.2 Оценка точности методов энергосилового расчета процессов горячей и холодной прокатки 109
5.3 Сопоставительный анализ точности усовершенствованных методов энергосилового расчета и наиболее распространенных из существующих методов 116
5.4 Сопоставительный анализ точности расчета усилия горячей прокатки аналитическим методом и методом конечных элементов 125
Выводы по главе 5 132
Глава 6. Исследование влияния основных факторов процессов горячей и холодной прокатки на геометрические и энергосиловые параметры очагов деформации 135
6.1 Влияние основных факторов режима горячей прокатки на геометрические и энергосиловые параметры очага деформации 136
6.1.1 Влияние частного относительного обжатия в клети 136
6.1.2 Влияние межклетевых натяжений полосы 139
6.1.3 Влияние температуры подката 142
6.2 Влияние основных факторов режима холодной прокатки на геометрические и энергосиловые параметры очага деформации 143
6.2.1 Влияние коэффициента трения 143
6.2.2 Влияние относительного обжатия 146
6.2.3 Влияние межклетевых натяжений полосы 149
6.3 Обобщенный анализ результатов исследований 153
Выводы по главе 6 155
Глава 7. Применение разработанных методов энергосилового расчета для совершенствования технологии прокатки на листовых станах 157
7.1 Режимы прокатки, улучшающие чистоту поверхности холоднокатаных полос и обеспечивающие экономию энергии двигателей главного привода стана 157
7.1.1 Влияние положения нейтрального сечения в очаге деформации на качество холоднокатаных полос 157
7.1.2 Разработка и внедрение в производство режимов прокатки, обеспечивающих повышение чистоты поверхности холоднокатаных полос 162
7.1.3 Влияние положения нейтрального сечения в очаге деформации при холодной прокатке на текстуру и механические свойства автолиста 170
7.1.4 Разработка и промышленная апробация на 5-клетевом стане «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь» режимов прокатки, обеспечивающих экономию энергии двигателей главного привода рабочих клетей 175
7.1.5 Моделирование и усовершенствование режимов прокатки на 4-клетевом стане «1700» ОАО «ММК им. Ильича» 178
7.2 Разработка и промышленная апробация режимов прокатки, исключающих возникновение резонансных колебаний в рабочих клетях 179
7.3 Совершенствование настройки скоростного режима непрерывных станов холодной прокатки 190
7.4 Разработка и промышленные испытания эффективных режимов горячей прокатки особо тонких полос в чистовой группе клетей полунепрерывного комбинированного стана «2800/1700» ЧерМК ОАО «Северсталь» 195
Выводы по главе 7 203
Заключение (общие выводы по диссертации) 205
Литература 208
Приложения 233
- Анализ технологии производства особо тонких холоднокатаных полос
- Методы расчета среднего контактного напряжения и усилия прокатки
- Расчет нормальных контактных напряжений с раздельным учетом напряженного состояния на упругих и пластических участках
- Сопоставительный анализ точности усовершенствованных методов энергосилового расчета и наиболее распространенных из существующих методов
Введение к работе
Актуальность работы
Под воздействием развития ряда отраслей машиностроения, особенно автомобильной промышленности, а также строительной индустрии, в сортаменте, технологии и оборудовании широкополосных станов горячей и холодной прокатки произошли большие изменения. Одно из них – уменьшение освоенной толщины как горячекатаных, так и холоднокатаных полос. На многих действующих станах стали прокатывать особо тонкие полосы, толщина которых меньше, чем было предусмотрено при их проектировании.
Так, на ряде широкополосных станов горячей прокатки освоили технологию производства стальных полос толщиной 0,8–1,5 мм, ранее относившихся к сортаменту станов холодной прокатки, так как многие предприятия машиностроения и строительной индустрии перешли на использование более дешевых тонких горячекатаных полос после того, как увеличились их прочность, пластичность и улучшилось качество поверхности. В 2010–2011 г.г. объем производства особо тонких горячекатаных полос на ЧерМК ОАО «Северсталь» составил 10–12% от общего объема выпускаемого металла. Следует отметить, что с 2008 г. спрос на горячекатаный прокат толщиной менее 1,5 мм увеличился в 2 раза.
На станах холодной прокатки, предназначенных для производства полос автомобильного и конструкционного сортамента с минимальной проектной толщиной 0,45–0,5 мм, например, на 5-клетевом стане «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь», освоили прокатку особо тонких полос с конечной толщиной 0,2–0,3 мм. В общем объеме производства холоднокатаного металла выпуск полос указанных толщин стабилен и составляет 35–40%, в то время как полосы толщиной 0,5–0,8 мм производятся в объемах, не превышающих 25%.
На Череповецком металлургическом комбинате ОАО «Северсталь» особо тонкий горячекатаный прокат производится по европейскому стандарту EN 10025-2 и техническим условиям ТУ 14-105-767-06, особо тонкий холоднокатаный прокат – по российским стандартам ГОСТ 9045-93, ГОСТ 19904-90 и ряду зарубежных стандартов (EN 10130-91, ASTMA 620, JIS G3 141-90).
Одновременно с расширением сортамента тонколистовых станов, под воздействием требований потребителей продукции существенно уменьшены допуски на разнотолщинность и неплоскостность, установлены более жесткие нормативы чистоты поверхности полос.
Указанные изменения сортамента тонких листов и требований к показателям их качества привели к возникновению ряда проблем в эксплуатации действующих широкополосных станов. Отметим наиболее существенные из них.
1. Возросшие требования к точности размеров и плоскостности полос привели к необходимости повышения точности расчета режимов прокатки на непрерывных станах. Эти расчеты основывались на методах теории прокатки, разработанных в 40х–70х годах прошлого века применительно к сортаменту и технологии того периода. Проверка их точности при прокатке особо тонких полос ранее не производилась.
2. Уменьшение освоенной толщины полос привело к росту суммарных и частных обжатий на действующих станах, что вызвало увеличение усилий прокатки и расхода энергии, при этом в ряде случаев нагрузки на узлы рабочих клетей и мощность двигателей главного привода повысились до значений, превышающих допустимые, указанные в конструкторской документации разработчиков и изготовителей оборудования.
Необходимо было проанализировать точность наиболее распространенных методов энергосилового расчета процессов тонколистовой прокатки, оценить их пригодность для изменившихся условий работы широкополосных станов, чтобы на основании этого анализа решать вопросы о допустимости использования действующих узлов главных линий привода рабочих клетей или о необходимости их замены. Подобный анализ точности классических методов энергосилового расчета на широком диапазоне марок стали, ширин и толщин полос сортамента современных станов ранее не проводился. Как правило, точность расчета энергосиловых параметров проверяли либо на натурных моделях, либо на ограниченном объеме промышленных данных путем установки в рабочие клети специальных датчиков и измерительной аппаратуры.
Большинство современных станов оснащены стационарными автоматизированными системами контроля и управления параметрами технологии, что открывает новые возможности для совершенствования методов их энергосилового и технологического расчетов при прокатке особо тонких полос.
3. Основываясь на практическом опыте совершенствования технологии тонколистовой прокатки, специалисты ЧерМК ОАО «Северсталь» совместно с учеными Череповецкого государственного университета выдвинули гипотезу о влиянии положения нейтрального сечения в очаге деформации рабочей клети стана холодной прокатки на чистоту поверхности холоднокатаных полос. Перед учеными-прокатчиками была поставлена задача – проверить эту гипотезу в производственных условиях.
Для преодоления указанных проблем в эксплуатации и технологии широкополосных станов и для решения задачи повышения точности определения их технологических и энергосиловых параметров необходимо было разработать и применить для действующих станов такие методы расчета, которые определяли бы с минимальными погрешностями не только усилия и мощность прокатки, но и положения нейтральных сечений в их очагах деформации.
Теория прокатки, созданная работами выдающихся отечественных ученых, обеспечила конструкторов прокатных станов и технологов прокатных цехов надежными методами расчета технологии и оборудования, благодаря чему в 20 веке в России, Украине и других республиках бывшего СССР были введены в действие и успешно работают высокопроизводительные прокатные станы, в том числе – широкополосные, производящие горячекатаные и холоднокатаные тонкие полосы.
Однако для решения изложенных выше новых задач листопрокатного производства потребовалось дальнейшее развитие теории листовой прокатки, особенно в части повышения точности расчета технологических и энергосиловых параметров широкополосных станов при производстве особо тонких полос. При этом необходимо было реализовать вновь открывшиеся возможности по использованию баз данных АСУ ТП действующих станов для отладки и обеспечения необходимой точности всех расчетных методик.
Цели работы.
1. Теоретическое обоснование и совершенствование методов энергосилового и технологического расчетов процессов горячей и холодной прокатки особо тонких широких полос.
2. Применение разработанных методов расчета для исследования и внедрения высокоэффективных технологий прокатки, обеспечивающих производство особо тонких высококачественных полос в необходимых объемах.
Задачи работы.
1. Анализ основных положений теории листовой прокатки для выявления причин, вызывающих уменьшение точности расчета энергосиловых и технологических параметров процессов производства наиболее тонких полос.
2. Разработка усовершенствованных методов расчета, обеспечивающих повышение точности вычисления технологических и энергосиловых параметров при горячей и холодной прокатке особо тонких полос на широкополосных станах.
3. Промышленная апробация и отработка усовершенствованных методов энергосилового и технологического расчетов процессов прокатки с использованием баз данных АСУ ТП действующих станов.
4. Исследование влияния основных факторов технологии на геометрические и энергосиловые параметры очагов деформации при прокатке особо тонких полос.
5. Использование результатов исследований и усовершенствованных методов расчета для разработки эффективных технологических режимов широкополосных станов, обеспечивающих экономию энергии и улучшение качества полос.
6. Испытания и внедрение на действующих станах эффективных технологических режимов.
Научная новизна результатов работы.
1. Разработана упругопластическая модель напряженно-деформированного состояния полосы в очаге деформации при прокатке тонких полос на непрерывных широкополосных станах. Установлено, что при переходе действующих широкополосных станов на прокатку особо тонких полос существенно возрастает длина упругих участков очагов деформации рабочих клетей: при холодной прокатке до 50–70%, при горячей прокатке до 17–21% от общей длины очага деформации.
2. Разработаны уточненные методы расчета энергосиловых параметров непрерывных широкополосных станов горячей и холодной прокатки. Их отличие от известных методов состоит в том, что контактные напряжения и удельные работы прокатки определяются отдельно на каждом из участков очага деформации, при этом уравнение пластичности используется только на пластических участках, а на упругих участках оно заменено уравнением упругого состояния, структура которого впервые предложена в данной работе.
3. Установлено, что при холодной прокатке в промышленных условиях имеются такие очаги деформации, в которых зона опережения и нейтральное сечение отсутствуют. Предложены критерии идентификации типа очага деформации, позволяющие в процессе энергосилового расчета определить наличие или отсутствие в нем нейтрального сечения.
4. При холодной прокатке статистически достоверно доказана зависимость чистоты поверхности холоднокатаных полос от положений нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей.
5. Получены математические выражения для соотношений между силами, действующими на узел рабочих валков, исключающих резонансные вибрации в рабочей клети. В отличие от работ зарубежных специалистов, предлагающих для борьбы с вибрациями методы конструктивного характера (изменение динамических свойств клети путем введения демпфирующих устройств или активных элементов) и технологические мероприятия (подача дополнительной смазки, снижение скорости прокатки), представленная в данной работе методика позволяет разрабатывать режимы прокатки, полностью исключающие возможность возникновения вибраций.
Практическая ценность результатов работы.
1. Разработана эффективная технология холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающая повышение чистоты поверхности полос посредством корректировки режимных параметров по положению нейтрального сечения в очаге деформации.
2. Разработан способ холодной прокатки, обеспечивающий снижение энергозатрат на 3–8% посредством целенаправленной корректировки технологических параметров (перераспределения частных обжатий и натяжений между клетями).
3. Разработана технология холодной прокатки на 4-клетевом стане, обеспечивающая снижение обрывности, поверхностной загрязненности холоднокатаных полос и энергозатрат.
4. Разработаны усовершенствованные режимы холодной прокатки на непрерывном стане, обеспечивающие устранение резонансных вибраций и существенное повышение скорости прокатки.
5. Разработаны усовершенствованные режимы горячей прокатки, обеспечивающие снижение уровня контактных напряжений, расхода энергии при прокатке и повышение точности размеров горячекатаных полос.
6. Разработана усовершенствованная методика настройки скоростного режима непрерывных станов холодной прокатки, в которой скорости вращения валков рассчитаны с использованием представленных в работе формул коэффициентов опережения, при этом, за счет стабилизации скоростного режима, обеспечено уменьшение колебаний толщины полосы в 1,5–2 раза.
Обоснованность и достоверность основных положений и результатов диссертации подтверждена комплексом исследований и экспериментов на действующих широкополосных станах горячей и холодной прокатки, использованием современных методов исследования и корректных методов статистической обработки данных измерений и расчетов. Сформулированные научные положения отвечают современным представлениям о природе деформирования металлов, положениям теории пластичности и теории продольной прокатки, а также согласуются с известными работами по рассматриваемой проблеме.
Личный вклад соискателя. Личное участие автора выразилось в постановке задач исследований, в получении основных научных результатов, в разработке, исследованиях, испытаниях и внедрении эффективных технологий горячей и холодной прокатки особо тонких полос.
Апробация работы.
Основные результаты работы докладывались и обсуждались на 21 международной научно-технической конференции, 6 из которых проходили за рубежом (см. список опубликованных работ).
Публикации.
По материалам диссертации опубликовано 67 статей, в том числе 19 в журналах, рекомендованных ВАК, 4 в журнале «Russian Metallurgy», 2 в монографии издательства «CRC Press Taylor & Francis Group» (США), 29 в сборниках трудов международных конференций, получено 3 патента на изобретения Российской Федерации и 1 патент на изобретение Украины, выпущена 1 монография и 3 учебных пособия с грифом Учебно-методического объединения по образованию в области металлургии, получено положительное решение по заявке на патент Российской Федерации.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 7 глав, заключения, списка литературы из 223 наименований. Объем диссертации составляет 233 страницы машинописного текста, 42 рисунка, 60 таблиц и приложения.
Анализ технологии производства особо тонких холоднокатаных полос
Во-первых, маленькое обжатие в последней клети дает возможность эффективно воздействовать на плоскостность готовой холоднокатаной полосы: при обжатии 25-35% незначительные местные колебания теплового профиля валков, поперечного профиля полосы и других возмущающих факторов режима прокатки вызывают существенные нарушения равномерности вытяжек по ширине полосы, которые трудно оперативно устранить средствами регулирования профиля и формы полос. При обжатии 2-5% местные колебания профиля межвалкового зазора существенно уменьшаются, процесс регулирования формы полос происходит более стабильно.
Во-вторых, обжатие 2-5% в последней клети дает возможность эффективно управлять микрогеометрией поверхности выходящей со стана холоднокатаной полосы, обеспечивая выполнение жестких требований по шероховатости, которые очень важны для автомобильных листов, подвергаемых после холодной прокатки защитному покрытию.
В-третьих, основной диапазон толщин автомобильных листов составляет 0,7-1,0 мм, что при толщине подката 2,0-3,0 мм дает возможность прокатывать его с суммарным обжатием 65-73%. Это обжатие можно распределить между первыми четырьмя клетями стана без их перегрузки, оставив для 5 й клети выполнение главной задачи - обеспечение требуемого качества листов.
Прокатка особо тонких полос с конечной толщиной 0,2-0,3 мм происходит при суммарных обжатиях 80-83% (таблица 1.3), поэтому, для поддержания обжатия в последней клети на уровне 2-5%, увеличивают частные обжатия в предыдущих клетях до 35-40%, что ведет к их предельной загрузке. Уменьшить загрузку этих клетей можно, снизив суммарное обжатие, то есть, применив для производства особо тонких холоднокатаных полос особо тонкий горячекатаный подкат толщиной менее 1,5 мм. Величину межклетевых удельных натяжений полосы на непрерывных станах назначают, руководствуясь следующими соображениями.
С одной стороны, чем больше удельные натяжения, тем меньше усилие прокатки, стабильнее технологический процесс, точнее центрирование полосы по оси стана.
С другой стороны, чрезмерно высокий уровень удельных натяжений увеличивает вероятность обрывов полосы в межклетевых промежутках, при прокатке полос толщиной менее 0,5 мм этот фактор приобретает решающее значение. Из таблицы 1.5 видно, что максимальные значения удельных натяжений составляют 200-270 МПа, то есть достигают 30-35% от предела текучести, что существенно превышает их оптимальные значения (18-22 %) и повышает риск возникновения обрывов.
Максимальную скорость холодной прокатки при проектировании станов устанавливают в диапазоне 25-30 м/с, фактическая максимальная скорость, как правило, ниже проектной и не превышает 15 м/с, так как на каждом стане есть производственные факторы, ограничивающие возможность работы на проектных скоростях. Вибрации в рабочих клетях относятся к таким факторам, помимо ограничения скорости прокатки, они оказывают негативное влияние на качество продукции, работу оборудования, создают предаварийные ситуации, чреватые обрывами полосы. Особенно актуальна проблема вибраций при прокатке полос толщиной 0,25-0,5 мм.
Таким образом, производство особо тонких холоднокатаных полос по традиционной технологии сопровождается рядом негативных явлений: повышением расхода энергии на процесс пластической деформации, ухудшением ряда показателей качества поверхности металла, высокой вероятностью возникновения аварийных ситуаций, снижением производительности стана.
Для решения проблем, связанных с освоением производства особо тонких горячекатаных и холоднокатаных полос, необходима разработка эффективных технологических режимов прокатки, которые должны основываться на усовершенствованных методах энергосилового расчета широкополосных станов, учитывающих отмеченные изменения в геометрии очагов деформации и в условиях контактного трения между полосой и валками, а также включать методы исключения вибраций в рабочих клетях.
Методы расчета среднего контактного напряжения и усилия прокатки
Таким образом, режимы прокатки, при которых весь очаг деформации представляет собой зону отставания, с точки зрения опасности контактных напряжений и чистоты поверхности холоднокатаных полос, являются существенно более благоприятными, по сравнению с режимами, при которых в очаге деформации имеются нейтральное сечение и зона опережения.
Графиках) для клети № 3 (рисунок 3.9) имеет еще одно существенное отличие от остальных графиков распределения контактных напряжений: градиент изменения кривой рх(х) на ее пластическом участке отрицательный, то есть по мере продвижения полосы контактные напряжения хотя и незначительно, но снижаются. Причины такого «поведения» кривой рх(х) заключаются в том, что градиент этой кривой зависит от параметра и от натяжения полосы. График рисунка 3.9 относится к режиму прокатки в клети № 3, характеризуемому параметром 5,.i = 82 = 1,077. При других значениях 5г_ь например, при 5,.i = 1,34 градиент кривой рх(х) становится положительным, то есть по длине пластического участка очага деформации, не имеющего нейтрального сечения, контактные напряжения могут как уменьшаться, так и возрастать, однако эти изменения незначительны (в пределах 3-5% от среднего значения).
Разработана методика энергосилового расчета процесса холодной прокатки, основанная на следующих теоретических положениях. 1.1. Расчет контактных напряжений выполняется отдельно на каждом упругом и пластическом участке очага деформации. 1.2. При расчете энергосиловых параметров на упругих участках, вместо условия пластичности, применено уравнение упругости. 1.3. Энергосиловые параметры рассчитываются для двух вариантов очага деформации: с одним нейтральным сечением и без нейтрального сечения. Определены критерии, позволяющие в процессе энергосилового расчета непрерывного стана идентифицировать тип очага деформации в каждой рабочей клети. 1.4. Впервые установлено, что на современных станах холодной прокатки, использующих эффективные смазочно-охлаждающие жидкости новых поколений, зоны прилипания в очагах деформации рабочих клетей полностью отсутствуют. 1.5. Предложена уточненная эмпирическая формула для расчета коэффициента трения, учитывающая изменение шероховатости бочки рабочих валков в течение межперевалочной кампании. 2. Разработана методика определения протяженности участков очага деформации. Для расчета длины участка упругого восстановления части толщины полосы получена эмпирическая формула, учитывающая наклеп полосы, ее толщину и коэффициент трения между полосой и валками. Ее применение позволило снизить на 35 40% погрешности вычисления усилий прокатки и уточнить ряд закономерностей напряженно-деформированного состояния полосы. 3. Разработана уточненная методика расчета мощности процесса холодной прокатки, которая, в отличие от известных методик, - учитывает работу сил, возникающих в очаге деформации под воздействием как нормальных, так и касательных контактных напряжений; - учитывает противоположное направление касательных напряжений в зонах отставания и опережения. 4. Установлено, что валки совершают полезную работу только силами, вызванными касательными контактными напряжениями, и только в зоне отставания, а в зоне опережения полоса возвращает валкам часть энергии, полученной ею при прохождении зоны отставания. 5. Получены формулы коэффициентов опережения, позволяющие рассчитать с минимальной погрешностью скорости вращения валков по клетям стана холодной прокатки, для всех вариантов очага деформации. 6. С помощью разработанной методики расчета энергосиловых параметров построены и проанализированы графики распределения контактных напряжений по длине очага деформации в разных рабочих клетях стана холодной прокатки. Впервые установлено, что характер графика Px(hx) зависит от типа очага деформации. В очагах деформации без нейтральных сечений возможно равномерное распределение px(hx) по длине очага и даже некоторое уменьшение/? от входного сечения к выходному.
Общий подход к расчету энергосиловых параметров процесса горячей прокатки тонких широких полос, как и при холодной прокатке, основан на методике А.И. Целикова [6-8] и использует ряд положений, общих для горячей и холодной прокатки, обоснованных в главе 3. Однако представленная в работе методика имеет ряд принципиальных отличий, следующих из особенностей напряженно-деформированного состояния металла в очаге деформации при горячей прокатке [146-156].
Общие положения следуют из того, что в рабочих клетях широкополосных станов горячей прокатки очаг деформации состоит из двух упругих участков и пластического, расположенного между ними. Поэтому контактные напряжения рассчитывают отдельно по участкам, причем в упругих участках, вместо уравнения пластичности, используют уравнения упругости (3.4), (3.5).
В очаге деформации рабочей клети широкополосного стана горячей прокатки всегда есть нейтральное сечение, то есть по классификации, предложенной в главе 3, этот очаг относится к первому типу.
Главное же отличие метода энергосилового расчета процесса горячей прокатки на широкополосных станах вытекает из существенной особенности напряженного состояния полосы, состоящей в том, что большая часть протяженности очага деформации при горячей прокатке представляет собой зону прилипания, в которой действует трение покоя, а не трение скольжения".
Расчет нормальных контактных напряжений с раздельным учетом напряженного состояния на упругих и пластических участках
Математическое моделирование, основанное на численных методах решения, является альтернативой упрощенным аналитическим решениям частных задач теории листовой прокатки. За счет отказа от допущений, вызванных математическими трудностями, численные методы имеют то преимущество перед аналитическими методами, что ни произвольность геометрии области, ни сложность граничных условий, ни сложность зависимостей свойств материала от искомых параметров состояния не являются препятствием для получения правильного результата [165]. В то же время аналитические методы позволяют оперативно получать результаты, необходимые для управления технологическим процессом. Эти методы целесообразно использовать во всех случаях, где это возможно.
Поэтому представляет интерес сопоставительный анализ результатов расчета усилия при горячей прокатке тонких полос, полученных аналитическим методом, изложенным в главе 4, и методом конечных элементов [132].
Исследование проводили на основе реального режима прокатки тонкой полосы размерами 23-»0,86х1000 мм в чистовой группе клетей полунепрерывного комбинированного стана «2800/1700» ЧерМК ОАО «Северсталь», технологические параметры режима представлены в таблице 5.13. Для моделирования процесса горячей прокатки тонких широких полос методом конечных элементов была выбрана программа DEFORM-3D -признанное в металлургии современное средство, позволяющее определить напряжения и деформации по всему объему металла в функции параметров режима прокатки.
Моделирование в программном модуле DEFORM-3D включало следующие этапы. Постановка задачи моделирования прокатки: создание 3D-моделей валков и полосы; задание свойств валков и полосы; генерация и исследование плотности конечно-элементной сетки полосы; выполнение позиционирования и определение характера взаимодействия валков и полосы; задание вращения валков; настройка параметров расчета. Для моделирования был выбран фрагмент полосы с исходными размерами 11,5х 10x90 мм. Симметрия задачи учтена по толщине полосы и по двум граням модельного образца в продольном направлении, обеспечивая прокатку без уширения. Температура полосы в начале прокатки принята 1050 С, материал образца - изотропным. При решении задачи была сгенерирована произвольная сетка из 87684 конечных элементов с минимальным размером 0,32 мм.
Учитывая большую трудоемкость и продолжительность расчета методом конечных элементов, в процесс моделирования было включено 4 рабочих клети непрерывного широкополосного прокатного стана.
На рисунках 5.3-5.6 представлены графики распределения контактных напряжений по длине очагов деформации рабочих клетей №№ 1 и 4, полученные моделированием процесса горячей прокатки в программе DEFORM-3D. На рисунках 5.4 и 5.6 кривые 2 - это графики нормальных напряжений, полученные аналитическим расчетом с помощью метода, основанного на упругопластической модели напряженного состояния полосы в очаге деформации при прокатке тонких полос.
Анализ результатов моделирования процесса горячей прокатки методом конечных элементов в модуле DEFORM-3D, сопоставление этих результатов с результатами, которые дает аналитический метод, изложенный в главе 4, позволили сделать следующие выводы. 1. Согласно [165], можно считать, что участки, где напряжения трения хх изменяются приблизительно пропорционально изменению нормальных напряжений рх, то есть в определенной мере справедлив закон трения Амонтона тх = [ipx, характеризуются наличием контактного скольжения. Участок, на котором изменение хх не подчиняется закону Амонтона, соответствует зоне прилипания. Из графиков рисунков 5.3-5.6 видно, что зона прилипания занимает 83% и 75% протяженности очагов деформации клетей №№ 1 и 4 чистовой группы полунепрерывного комбинированного стана «2800/1700» соответственно. Расчет геометрических параметров очага деформации аналитическим методом показал, что зона прилипания занимает 95% и 75%, то есть результаты, полученные двумя методами, очень близки. 2. Поскольку на упругих участках очага деформации действует закон Гука, то изменение касательных контактных напряжений на них происходит линейно [96]. Моделирование в DEFORM-3D показало, что упругие участки при горячей прокатке особо тонких широких полос значительны и составляют 3,9% и 15,6% от общей протяженности очагов деформации клетей №№ 1 и 4, что согласуется с результатами, полученными аналитическим методом (5% и 25%), а также с результатами, изложенными в работе [96]. 3. Протяженности зон отставания, рассчитанные двумя методами, оказались весьма близки и составили: 61-71% от общей длины пластических участков при моделировании методом конечных элементов и 71,5-79,6% при моделировании аналитическим методом. 4. В работах [96, 166] на основе аналитических расчетов установлено, что нейтральное сечение не совпадает с сечением максимума контактных напряжений, особенно в первых клетях чистовой группы. Моделирование в программном пакете DEFORM-3D подтвердило и эту особенность очага деформации при горячей прокатке. Из рисунка 5.4 видно, что расстояние между указанными сечениями составляет примерно 2 мм. 5. На рисунке 5.7 представлены поля распределения нормальных контактных напряжений в четырех клетях чистовой группы, полученные моделированием в модуле DEFORM-3D. Из рисунка 5.7 видно, что максимальные значения нормальных контактных напряжений увеличиваются от 370 МПа в первой клети до 1050 МПа в четвертой клети. Аналогичные результаты получены при расчете нормальных напряжений аналитическим методом. 6. Из таблицы 5.3 видно, что в клетях №№ 1—4 расхождения в расчетах длины очага деформации и средних контактных напряжений двумя методами - методом конечных элементов и аналитическим - не превышают 15%, а в расчете усилий прокатки - 10%.
Сопоставительный анализ точности усовершенствованных методов энергосилового расчета и наиболее распространенных из существующих методов
Если увеличение заднего натяжения привело к полному исчезновению зоны опережения (как это произошло в клети № 3 при прокатке полосы толщиной 1,5 мм) при o,.i = G2 = 0,2оо,2, (см. рисунок 6.6, б), то при дальнейшем увеличении заднего натяжения мощность прокатки не растет, а снижается, так как фактор изменения соотношения между длинами зон отставания и опережения прекращает свое действие: это соотношение достигло предела (Xt = 1) и остается далее постоянным.
В отличие от заднего натяжения, влияние на мощность прокатки переднего натяжения (рисунок 6.7, б) качественно такое же, как и при расчете по классическим методам: с ростом переднего натяжения мощность прокатки уменьшается, однако темпы снижения мощности при расчете по уточненному методу на порядок более высокие.
Как видно из рисунка 6.7, б (режим № 1, клеть № 5) при увеличении о5в2 раза от 0,1оо,2 до 0,2а0 2, мощность прокатки в пятой клети уменьшается в 3,5 раза с 1400 кВт до 400 кВт, а при дальнейшем увеличении о5 до 0,3о0;2 мощность прокатки становится отрицательной (-711 кВт), то есть двигатель 5й клети начинает работать в генераторном режиме, процесс прокатки осуществляется силой переднего натяжения, создаваемой моталкой.
Такое значительное влияние переднего натяжения на мощность прокатки объясняется тем, что оба фактора, в наибольшей степени определяющих соотношение между длинами зон отставания и опережения - при росте переднего натяжения в 5й клети действуют в одном направлении, их эффект суммируется: рср уменьшается, а длина зоны опережения растет. Если второй фактор (соотношение длин указанных зон) не действует, темп снижения мощности под воздействием уменьшения рср многократно уменьшается. Об этом свидетельствует график изменения мощности в третьей клети при прокатке полосы толщиной h5 = 1,5 мм (режим № 1, рисунок 6.7, б). При увеличении переднего натяжения от 0,1с0,2 до 0,2с0,2, то есть в 2 раза, мощность прокатки в этой клети уменьшилась всего на 3,5%, так как в указанном диапазоне натяжений зона опережения отсутствует (на изменение мощности действует только величина рср). При дальнейшем увеличении натяжения от 0,2о0;2 до 0,3о0,2, то есть в 1,5 раза, мощность прокатки уменьшилась на 58% (в очаге деформации появилось нейтральное сечение и темп уменьшения мощности многократно возрос).
Осмысление представленных в п.п. 6.1-6.2 результатов аналитических исследований позволяет сделать следующие выводы о путях использования их для совершенствования режимов холодной и горячей прокатки. Стойкость рабочих валков последних клетей непрерывных широкополосных станов горячей прокатки и, частично, расход энергии на деформацию определяются уровнем контактных напряжений. Наиболее эффективными средствами воздействия на контактные напряжения являются относительные обжатия и температура подката. Варьирование и перераспределение обжатий между клетями широкополосного стана горячей прокатки, увеличение температуры подката позволяют снизить напряжения в последних клетях на 20-3 0%. Межклетевые натяжения, почти не влияя на контактные напряжения и усилия (их увеличение даже в 2 раза приводит к снижению рср всего лишь на 1-2%), оказывают при горячей прокатке значительное воздействие на расход энергии, позволяя изменить мощность привода рабочей клети на 6-17%. Чистота поверхности холоднокатаных полос и расход энергии на процесс пластической деформации определяются положением нейтрального сечения в очаге деформации, которое характеризуется параметром Х{. - при X, приближающемуся к Хтюі = 1, зона отставания занимает преобладающую часть пластического участка очага деформации, что благоприятно отражается на чистоте поверхности холоднокатаных полос; - при X, стремящемуся к минимальному значению Хтт = 0,55, протяженность зон отставания и опережения становится примерно одинаковой, что приводит к снижению расхода энергии на прокатку, за счет возврата в зоне опережения валкам части энергии, затраченной на деформацию полосы в зоне отставания. Исследования показали, что во всех клетях непрерывного стана значения параметра X, увеличиваются при снижении коэффициента трения и переднего натяжения и при увеличении заднего натяжения. С ростом частного относительного обжатия значения этого параметра увеличиваются для первой и промежуточных клетей, а в последней клети - уменьшаются.
Регулировать положение нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей с помощью коэффициента трения не представляется возможным, поскольку на его величину влияет много разнообразных факторов. Наиболее эффективными средствами воздействия на геометрию очага деформации являются межклетевые натяжения и относительные обжатия. Особенно эффективно регулирование переднего натяжения, обеспечивающее самый широкий диапазон воздействия на положение нейтрального сечения.
Таким образом, основываясь на результатах проведенных исследований, можно усовершенствовать режимы горячей и холодной прокатки по критериям: повышение чистоты поверхности холоднокатаных полос, максимальная стойкость рабочих валков последних клетей чистовой группы стана горячей прокатки и минимальный расход энергии.
