Повышение качества поверхности листовой стали на основе новых решений в теории холодной прокатки

МЕТАЛЛУРГИЯ

УДК 621.771.016.3

Э.А. Гарбер, С.И. Павлов, И.А. Кожевникова, М.А. Тимофеева, В.В. Кузнецов

ПОВЫШЕНИЕ КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТИ ЛИСТОВОЙ СТАЛИ НА ОСНОВЕ НОВЫХ РЕШЕНИЙ В ТЕОРИИ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ

Е.А. Garber, S.I. Pavlov, I.A. Kozhevnikova, M.A. Timofeeva, V. V. Kuznetsov

STEEL SHEET SURFACE QUALITY IMPROVEMENT ON THE BASIS OF NEW SOLUTIONS IN COLD ROLLING THEORY

Чтобы установить механизм появления на поверхности стальных холоднокатаных листов дефектов «повышенное содержание загрязнений», «поперечная ребристость», «полосы нагартовки», использовали новые решения в теории холодной прокатки.

В результате установлено, что загрязненность поверхности полосы зависит от положения нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей, а поперечная ребристость и полосы нагартовки возникают вследствие вибраций в рабочих клетях, вызванных неустойчивым положением узла рабочих валков.

Разработаны и внедрены на непрерывных станах усовершенствованные технологические режимы, устранившие указанные дефекты поверхности.

Загрязнение поверхности, поперечная ребристость, полосы нагартовки, вибрация, рабочая клеть, рабочие валки.

New solutions in cold rolling theory have been used to determine the mechanism of some defects on steel cold rolled sheets: "increased amount of impurities", "cross ribbing", and "peening strips".

As a result, it was stated that dirtiness of strip surface depends on the position of neutral sections in deformation areas in working mills. Cross ribbing and peening strips appear as a result of vibrations in working mills caused by instable position of working rolls junction.

Improved technological regimes have been developed and introduced in continuous mills which eliminated the above mentioned surface defects.

Surface dirtying, cross ribbing, peening strips, vibration, working mill, working rolls.

Постановка задачи. Металлургические предприятия России совершенствуют технологию производства автомобильных листов, чтобы их качество соответствовало требованиям мировых лидеров автомобильной промышленности. Для российской металлургии это актуально, поскольку в первом десятилетии XXI в. автомобильные фирмы стран Европы, США, Японии, Кореи организовали производство своих автомобилей на территории России [15], [16].

Повышение качества автомобильных листов российские металлурги и ученые осуществляют в ряде случаев оригинальными методами, не использовавшимися ранее в других странах, и добиваются хороших результатов. Речь идет о технологических усовершенствованиях, базирующихся на новых решениях в теории листовой прокатки. В частности это относится к методам устранения таких дефектов поверхности листов, как повышенная загрязненность, поперечная ребристость и полосы нагартовки [3], [6], [11], [12].

Загрязненность поверхности нормируется в стандартах количеством загрязнений, приходящихся на единицу площади поверхности листа (мг/м2), причем учитываются как жировые загрязнения (продукты разложения эмульсолов и минеральных масел), так и твердые частицы (продукты износа поверхностей бочки валков и прокатываемой полосы в очаге деформации, остаточная окалина и т.д.).

Значительная часть загрязнений вносится в стан холодной прокатки с поверхностью горячекатаного подката из-за недостаточно эффективной ее очистки в травильном агрегате. Однако наши исследования показали, что свой «вклад» в загрязнение поверхности готовых холоднокатаных листов могут вносить и режимы холодной прокатки [6], [12]. В частности, мы сформулировали гипотезу о влиянии на загрязненность поверхности прокатываемой полосы положения нейтрального сечения в очаге деформации.

Качественно это было объяснено так: в зоне отставания напряжения трения направлены вперед по ходу прокатки, в результате чего загрязнения активно выносятся валками из очага деформации, который тем самым непрерывно самоочищается; в зоне опережения напряжения трения направлены назад, поэтому вынос из очага деформации загрязнений затруднителен. Трения накапливаются в очаге, приводя к увеличению количества грязи на полосе. Следовательно, обеспечивая максимально возможный сдвиг нейтрального сечения в сторону выхода полосы из валков, можно добиться лучшей чистоты поверхности полосы.

Проверка этой гипотезы с помощью классических методик расчета энергосиловых параметров была невозможна, так как они основаны на пластической модели напряженно-деформационного состояния полосы в очаге деформации, которая не учитывает, что в упругих участках очага деформации условие пластичности не действует. Поскольку при холодной прокатке длина упругих участков может достигать 50 % и более от общей длины очага деформации, этот недостаток классической теории приводит к большим погрешностям рассчитанных на ее основе усилий и мощности прокатки относительно измеренных значений этих величин. Это не позволяет достоверно вычислить положение нейтрального сечения в очаге деформации.

Кроме того, выполненные нами исследования и расчеты энергосиловых параметров ряда непрерывных станов холодной прокатки показали, что в некоторых рабочих клетях могут иметь место очаги деформации двух структурных типов, не изученных классической теорией: с двумя нейтральными сечениями и без нейтральных сечений [3], [11]. Методы идентификации структуры таких очагов ранее отсутствовали.

Наконец, требовала уточнения методика расчета длины второго упругого участка очага деформации, в котором происходит частичное увеличение толщины полосы на выходе из валков. Используемая для этого классической теорией простая формула теории упругости не учитывает влияние коэффициента трения, толщины полосы и сопротивления деформации ее материала.

Без устранения указанных выше недостатков классической теории холодной прокатки разработать научно обоснованные технические решения, повышающие чистоту поверхности полос, было невозможно.

С аналогичными проблемами столкнулись специалисты и при поиске методов устранения поперечной ребристости и полос нагартовки.

Поперечная ребристость и полосы нагартовки относятся к числу поверхностных дефектов, недопустимых для лицевых деталей легковых автомобилей. Эти дефекты возникают непосредственно во время холодной прокатки полос на непрерывном стане. Они заключаются в том, что на поверхности полосы возникают параллельные, чередующиеся темные и светлые полосы, расположенные поперек направления прокатки.

При поперечной ребристости шаг чередующихся полос (расстояние между соседними полосами одного светового оттенка) составляет 60 -80 мм, а разница толщин светлых и темных полос улавливается микрометром, т.е. она больше 1 мкм, причем этот дефект обнаруживается визуально при прокатке.

Полосы нагартовки - более тонкий дефект, незаметный во время прокатки. Он был обнаружен впервые в автомобильных цехах, где для обеспечения высокого качества автомобилей ввели контрольную операцию «брускование» (обработку поверхности листов абразивными брусками).

После брускования на поверхности листов иногда появлялись чередующиеся темные и светлые полосы, аналогичные поперечной ребристости, но шаг этих полос был в 2,5 - 3 раза меньше (20 -35 мм), а разница толщин светлых и темных полос не улавливалась микрометром (т.е. была меньше 1 мкм). Этот дефект и получил название «полосы нагартовки».

Для контроля поверхности автомобильных листов на наличие указанного дефекта в процессе их изготовления в 2007 г. в технологический регламент производства холоднокатаных автомобильных листов Череповецкого металлургического комбината (ЧерМК) ОАО «Северсталь» была включена дополнительная операция - брускование.

Теория возникновения поперечной ребристости и полос нагартовки ранее отсутствовала, поэтому не было и научно обоснованных методов их устранения. Ученые ЧГУ совместно со специалистами ЧерМК в 2002 - 2009 гг. выполнили комплексные теоретические и экспериментальные исследования. В результате было установлено, что оба эти дефекта имеют общее происхождение -они возникают из-за колебаний зазоров между подушками рабочих валков и их опорными плоскостями, вызванных вибрациями узлов рабочей клети.

Причина этих вибраций - нестабильность горизонтальных сил, действующих на узел рабочих валков при прокатке. Горизонтальные силы возникают в рабочей клети из-за разности сил перед-

него и заднего натяжений полосы и из-за отклонения от вертикального направления сил, действующих на каждый рабочий валок со стороны полосы и бочки опорного валка. Чтобы рассчитать эти силы с минимальной погрешностью и установить причины их колебаний, необходимо было усовершенствовать теорию энергосилового расчета стана, устранив недостатки классической теории, отмеченные выше при анализе взаимосвязи энергосиловых параметров и загрязненности поверхности полосы.

Сущность новых решений в теории холодной прокатки. Для устранения недостатков классической теории холодной прокатки в ЧГУ в 2000 - 2009 гг. был выполнен комплекс теоретических и экспериментальных исследований, в результате которых в теорию холодной прокатки были внесены новые положения [3], [4], [6], [9], [11].

Наиболее существенные из них состоят в следующем.

1. Контактные напряжения и удельные работы прокатки рассчитывают сначала отдельно на каждом упругом и пластическом участке очага деформации, затем вычисляют их средние значения для каждого участка и для очага в целом. При этом на упругих участках вместо условия пластичности используют предложенное и обоснованное нами уравнение упругости.

2. В алгоритм энергосилового расчета стана холодной прокатки внесен в качестве обязательного элемента разработанный нами алгоритм идентификации структурного типа очага деформации в каждой рабочей клети (по количеству нейтральных сечений: 0; 1; 2). Для каждого структурного типа очага деформации разработана методика определения его структурных параметров: длин всех участков, толщин полосы на их границах (в том числе в нейтральном сечении), коэффициента опережения. Длину второго упругого участка вычисляют более точно, чем по классической теории, так как дополнительно учитывают влияние предела текучести и толщины полосы, изменяющихся от клети к клети.

3. Мощность прокатки рассчитывают с учетом работы сил, возникающих на каждом участке очага деформации под воздействием как нормальных, так и касательных контактных напряжений, а мощность и момент двигателя главного привода стана определяют с учетом потерь энергии на трение качения между рабочими и опорными валками с помощью полученных нами достоверных регрессионных зависимостей коэффициента трения качения от конструктивных параметров рабочей клети.

Подробные алгоритмы усовершенствованных методов расчета энергосиловых параметров рабочих клетей и структурных параметров их очагов деформации в данной статье не рассматриваются, так как они опубликованы в работах [4], [5], [7] -[10], [14] и докладывались на ряде международных конференций.

Для проверки достоверности новых положений, внесенных в теорию холодной прокатки, были выполнены промышленные исследования режимов прокатки и энергосиловых параметров трех непрерывных станов: четырехклетевого и пяти-клетевого «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь» и четырехклетевого «1700» Мариупольского металлургического комбината им. Ильича.

На каждом стане формировали базу данных о фактических режимах прокатки (с учетом количества профилеразмеров полос и числа рабочих клетей - от 100 до 400 членов), а также об измеренных промышленными приборами силах прокатки и мощностях двигателей главных приводов рабочих клетей.

Для каждого режима рассчитывали силу прокатки и потребляемую мощность двигателя каждой клети двумя методами: по классической и по усовершенствованной теориям холодной прокатки, а затем сопоставляли рассчитанные и измеренные величины. Достоверность указанного сопоставления обеспечивали тем, что при выполнении расчетов двумя методами использовали одну и ту же эмпирическую формулу коэффициента трения, общую для всех профилеразмеров сортамента каждого стана, и одну и ту же общую регрессионную зависимость для расчета длины второго упругого участка очага деформации. Никаких других эмпирических параметров и коэффициентов в расчетах не использовали. Благодаря этому расхождения величин расчетных сил прокатки и мощностей двигателей, получаемых по альтернативным методикам, объяснялись только различием самих методик и допущений, положенных в их основу.

В результате выполненных исследований со статистической достоверностью было установлено, что при расчете по усовершенствованной теории средняя погрешность вычисления сил прокатки снизилась в 4,7 раза и составила 3 %, а средняя погрешность вычисления мощности снизилась более чем в 14 раз и составила 4 %. Тем самым была обеспечена возможность эффективного применения теории прокатки для повышения чистоты поверхности полосы, устранения поперечной ребристости и полос нагартовок.

Ниже изложена сущность технологических усовершенствований, основанных на новых положе-

ниях теории холодной прокатки и направленных на повышение качества поверхности холоднокатаных полос.

Повышение чистоты поверхности холоднокатаных листов. Сначала была сформулирована гипотеза о влиянии на чистоту поверхности холоднокатаных полос положений нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей.

Проверку этой гипотезы осуществили следующим образом.

С использованием базы данных о режимах прокатки четырехклетевого стана «1700» и математической модели энергосиловых параметров этого стана выполнили регрессионный анализ факторов технологического процесса, оказывающих наибольшее влияние на чистоту поверхности холоднокатаных полос.

В качестве независимых факторов приняли:

- чистоту поверхности подката (для 1-й клети) и загрязненность полосы на входе в клеть (для остальных клетей);

- число омыления эмульсола (мг КОН на 1 г продукта), характеризующее его антифрикционную способность;

- показатель Хи определяющий положение нейтрального сечения в очаге деформации г'-й рабочей клети, вычисляемый по формуле

у

Хлпл. отст;

._-5

X -4-Х

'чш. отст; 1 лпл. опер|

где хпл отст,, хш, опер ; - длины зон отставания и опережения в пластическом участке очага деформации г'-й клети.

Величины, входящие в формулу (1), были выражены с помощью усовершенствованной теории энергосилового расчета через технологические параметры процесса прокатки: относительные обжатия, удельные натяжения, скорость полосы, механические характеристики ее материала, коэффициент трения между полосой и валками, зависящий от шероховатости валков и антифрикционных свойств смазочно-охлаждающей жидкости.

Таким образом, через показатели Х1 в выполненных исследованиях учитывали влияние на чистоту поверхности полос комплекса режимных параметров процесса холодной прокатки в каждой рабочей клети, рассчитываемых по усовершенствованной теории.

В качестве искомого зависимого параметра рассматривали чистоту поверхности полосы, меняющуюся от клети к клети непрерывного стана.

Для оперативной обработки результатов исследований чистоту поверхности полосы измеряли с помощью рефлектометра фирмы «МеейеШшек» -по степени отражения от этой поверхности светового потока (в процентах). Согласно этой методике, 100 % отражения светового потока имеет абсолютно чистая, без следов загрязнений, поверхность; чем больше загрязнений на полосе, тем меньший процент светового потока от неё отражается и высвечивается на цифровом табло.

В результате обработки данных измерений и расчетов получены регрессионные зависимости показателей С/ (степени отражения светового потока) по клетям от значимых факторов технологии. Итоговое регрессионное уравнение для определения чистоты поверхности готовой полосы получено в виде

С4 =3,4—+3,5— + 10,8Х2 +9,1Х3 +19,8Х4, (2) К Овх

где к - число омыления эмульсола; к5 - базисное значение числа омыления эмульсола, к6 = 95 мг КОН на 1 г; С - степень отражения светового потока на подкате, в процентах; Стах -максимальное значение степени отражения светового потока, Стах = 100 %.

Множественный коэффициент детерминации Т?2 оказался для уравнения (2) равным 95 - 98 %, что свидетельствует о его высокой степени достоверности.

В результате было экспериментально подтверждено, что между показателями X и чистотой поверхности полосы имеются линейные зависимости: чем длиннее зона отставания и чем короче зона опережения в очаге деформации рабочей клети, тем меньшую загрязненность имеет поверхность полосы на выходе из этой клети.

Исходя из полученных результатов, были рассчитаны режимы прокатки непрерывных станов, предусматривающие сдвиг нейтральных сечений в двух последних клетях в сторону выхода полосы из валков, т.е. увеличение показателей Х^ Это осуществляли путем перераспределения между клетями частных обжатий и натяжений. Промышленные испытания и внедрение рассчитанных режимов на всех трех станах «1700» привели к существенному уменьшению количества загрязнений на холоднокатаных полосах.

В табл. 1 в качестве примера приведены по данным ОТК характерные результаты измерения загрязненности полос из стали 08Ю шириной

1335 мм, толщиной 0,9 мм из подката толщиной 3,0 мм, прокатанных по обычному и по усовершенствованному режимам прокатки на пятикле-тевом стане «1700».

Из таблицы видно, что усовершенствованный режим обеспечил снижение количества жировых загрязнений на 11 % (они практически полностью удаляются при отжиге), и в среднем в 2 раза уменьшилось количество механических загрязнений, которые при отжиге не удаляются.

Таблица 1

Результаты измерений чистоты поверхности полос пятиклетевого стана «1700»

Режим Количество загрязнений, мг/м2

Жировых Механических

Верх Низ

Рабочий 438 208 156

Оптимизированный 394 78 104

Устранение поперечной ребристости и полос нагартовки. Для разработки технических решений, устраняющих поперечную ребристость и полосы нагартовки, были исследованы параметры вибрационных процессов в рабочих клетях непрерывных станов и установлен механизм их воздействия на полосу, вызывающий появление указанных дефектов.

В качестве объектов исследования были взяты 4-я и 5-я рабочие клети пятиклетевого стана «1700». В 4-й клети в 2001 - 2002 гг. при прокатке полос толщиной менее 0,5 мм со скоростью на выходе из стана, превышающей 10-12 м/с, возникали сильные вибрации, сопровождающиеся звуковым фоном («гудением»). При этом на полосе между 4-й и 5-й клетями появлялась поперечная ребристость.

Периодические колебания толщины полосы с амплитудой, превышающей 1 мкм, характерные для поперечной ребристости, свидетельствовали о том, что вибрации в 4-й клети проявлялись в колебаниях обжатий, вызванных колебаниями зазора между рабочими валками. Одновременно с обжатиями возникали колебания натяжений полосы перед и за 4-й клетью, нередко приводившие к её порывам. Для прекращения вибраций операторы стана уменьшали скорость прокатки до 9 - 9,5 м/с, при этом поперечная ребристость на полосе исчезала.

Описанные процессы с достоверностью свидетельствовали о взаимосвязи нестабильности энер-

госиловых параметров в 4-й клети с появлением дефекта «поперечная ребристость».

Исследования дефекта «полосы нагартовки» начали на пятиклетевом стане «1700» в 2007 г. после введения для автомобильных листов новой контрольной операции - брускования поверхности.

Обнаружить полосы нагартовки во время прокатки на непрерывном стане было невозможно, их выявляли на завершающих стадиях адъюстажной обработки полос. Однако, поскольку амплитуда колебаний межвалкового зазора при появлении этого дефекта менее 1 мкм, было сделано предположение, что для появления на поверхности полосы во время прокатки полос нагартовки необходимо сочетание в рабочей клети двух условий: небольшого относительного обжатия и значительной жесткости материала полосы. При холодной прокатке автомобильной стали на непрерывном стане такие условия имеют место только в последней клети: в 5-й клети пятиклетевого стана «1700» предусмотрен диапазон обжатий 3-7 %, а условный предел текучести максимален в результате предшествующего наклепа и составляет 600 -650 МПа.

Дальнейшая задача исследований состояла в том, чтобы достоверно установить непосредственные причины внезапного возникновения на полосе на выходе из 4-й клети поперечной ребристости, а на выходе из 5-й клети - полос нагартовки, понять механизмы этих процессов.

Для решения этой задачи определили, при каких частотах происходят колебательные процессы в 4-й и 5-й клетях в моменты появления соответствующих дефектов поверхности, а затем сопоставили эти частоты с собственными частотами колебаний основных узлов рабочих клетей. Такая методика дала возможность выделить на каждой клети узлы, «ответственные» за возникновение вибраций, представляющих собой колебания в фазе резонанса, резко увеличивающего их амплитуду [1].

Измерения колебательных процессов выполнили в узлах 4-й рабочей клети с помощью переносного вибродиагностического комплекса по методике, описанной в [2], [3], [13]. Собственные частоты каждого узла возбуждали ударным воздействием. Установленные таким образом собственные частоты приведены в табл. 21.

Для измерения на 4-й клети частоты резонансных вибраций, при которых на полосе появляется

1 Измерения выполнялись с участием канд. техн. наук

A.B. Кожевникова.

поперечная ребристость, выполнили активный эксперимент - искусственно вывели клеть увеличением скорости прокатки в режим «гудения». Оказалось, что резонансные вибрации происходят в диапазоне частот 110 - 120 Гц. Как видно из табл. 2, этот диапазон соответствует собственной частоте только одного узла рабочей клети - узла станин.

Таблица 2

Собственные частоты узлов рабочей клети пятиклетевого стана «1700»

Узел Частота, Гц

Рабочий валок 224

Рабочий валок в сборе с подушками 390

Опорный валок 264

Опорный валок в сборе с подушками 503

Подушка рабочего валка в сборе с подшипниками 706

Подушка опорного валка в сборе с подшипниками 338

Станина 117

Тензоролик 556

На 5-й клети для определения узла, «ответственного» за появление резонансных вибраций, вызывающих полосы нагартовки, определили частоту этих вибраций другим методом: по известным значениям шага полос нагартовки S и скорости полосы Э5 определили частоту колебаний межвалкового зазора по формуле

vn = vB + S.

Физический смысл формулы (3) заключается в том, что на длине полосы, прокатываемой в единицу времени (ип, м/с), укладывается количество чередующихся темных и светлых полос нагартовки, равное числу колебаний в единицу времени межвалкового зазора (vB, 1/с).

Согласно приведенным выше данным, минимальное и максимальное значения шага полос нагартовки равны Smin = 20 мм, Smm = 35 мм. По данным АСУ ТП пятиклетевого стана «1700», автомобильную сталь, на которой были обнаружены полосы нагартовки, прокатывали в диапазоне скоростей Un min = 13,5 М/С, Un max = 15 м/с.

Следовательно, согласно формуле (3), диапазон

частот колебаний межвалкового зазора при этом был равен

D  1)

пшш ~of -1 "птах 7ГП -]

VBmin=-7-= 385 с ;VBmax=—-= 750 С .

"тах "min

Сопоставление с данными табл. 2 показало, что эти частоты совпадают с собственными частотами рабочих валков в сборе с подушками.

Анализ полученных результатов позволил представить механизм возникновения резонансных вибраций, приводящих в 4-й клети к поперечной ребристости, а в 5-й клети к полосам нагартовки, следующим образом.

Единственной реальной причиной резонансных вибраций рабочих валков 4-й и 5-й клетей является неустойчивое положение рабочих валков, обусловленное зазорами между подушками и опорными плоскостями окон станин. Зазоры предусмотрены конструкцией подвижного соединения подушек с окнами станин и могут увеличиваться вследствие износа контактирующих плоскостей.

Если равнодействующая всех горизонтальных сил, действующих на узел рабочих валков, не меняет своего направления в процессе прокатки, подушки остаются постоянно прижатыми к передней или задней опорной плоскости и вибрации в них не возникают.

Однако технологический процесс, как правило, сопровождается колебаниями усилий прокатки и натяжений полосы под воздействием колебаний толщины и поперечного профиля подката, условий трения и других нестабильных факторов технологии. Это вызывает колебания горизонтальных сил, действующих на рабочие валки и их подушки.

При неблагоприятном сочетании этих сил их равнодействующая может периодически уменьшаться до значений, близких к нулю, и даже изменять своё направление на противоположное. В результате узел рабочих валков оказывается в неустойчивом положении, а сила, с которой его подушки прижимаются к одной из вертикальных опорных плоскостей окна станины, уменьшается до нуля. Вследствие этого могут начаться реверсивные горизонтальные перемещения подушек рабочих валков в пределах зазоров между подушками и окнами станин. Эти перемещения сопровождаются ударами подушек по опорным плоскостям станины. Возникающая при каждом ударе реактивная сила вызывает обратное движение подушки и удар по противоположной контактной поверхности, т.е. начинается колебательный про-

цесс, возбуждающий в узлах рабочей клети вибрации. Частота этих вибраций зависит от величины зазора, определяющей время одного цикла реверсивного перемещения и энергию удара. Если зазор максимальный (равный верхнему значению поля допуска ходовой посадки плюс возможный износ), то время цикла перемещения и энергия удара также максимальны. При таких параметрах колебаний их частота совпадает с собственной частотой узла станин (110 - 120 Гц), что приводит к резонансным вибрациям всей рабочей клети (её «гудению»), а на полосе возникает видимая поперечная ребристость.

Если же зазор минимальный (равный нижнему значению поля допуска ходовой посадки при отсутствии износа контактирующих поверхностей), то время цикла перемещения и энергия удара минимальны. Эта энергия недостаточна для возбуждения резонансных вибраций в станинах, однако в сочетании с более высокой частотой перемещений (390 - 750 Гц) достаточна для возбуждения резонансных вибраций рабочих валков в сборе с подушками и для появления на прокатываемом металле полос нагартовки.

Механизм появления поперечной ребристости или полос нагартовки поясняет схема, показанная на рис. 1, где рабочий валок 1 изображен в силовом контакте с опорным валком 2 в исходном положении и двух крайних смещенных положениях: в положении 3, когда зазор 5 между его подушками и окнами станин минимален (5 = 5m;n), и в положении 4, когда указанный зазор максимален (5= Smax).

При горизонтальном перемещении рабочего валка его площадка контакта с опорным валком смещается вправо вверх по бочке последнего, в результате ось вращения движется по наклонной траектории 5, параллельной площадке контакта. Конструкцией клети «кварто» предусмотрено исходное горизонтальное смещение Хго вертикальной осевой плоскости рабочих валков относительно опорных валков.

После того как валок переместился в горизонтальном направлении в пределах зазора, его смещение увеличилось и стало равным при минимальном зазоре: хг1 = хл + 8min, при максимальном зазоре: хг2 = xrt + 5гаах .

Поскольку траектория оси валка 5 имеет

наклон, ось валка получила вертикальное смещение, равное, соответственно, и 8тах . В результате увеличение межвалкового зазора составило:

ММп*2ЯвтЛп, А/гтах я 25втах .

Рис. 1. Механизм появления вибраций, приводящих к поперечной ребристости или полосам нагартовки

Из рис. 1 видно, что эти колебания межвалкового зазора можно рассчитать по формулам:

Л^тга «25т;п1ё(ф1-ф0);

Д^ах~26тах tg(<p2-(p0),

где фо, фь фг - показанные на рис. 1 углы наклона к вертикали плоскости, проходящей через оси валков, соответственно, в исходном положении и при горизонтальных смещениях 5тт и 5тах. Синусы этих углов равны:

sin ф0

Don + Dp

sin ф2

ЭШф] =

2х„.

2хг

Don + Dp

А™ + А,

оп р

На пятиклетевом стане «1700» (Don = 1500 мм, Dp = 600 мм, Хго = 6 мм) были проанализированы чертежи рабочих клетей и измерены фактические размеры подушек валков и окон станин. В результате зазоры между подушками и окнами станин оказались равными 51ЛШ = 0,5 мм, 8тах =1,1 мм, откуда хГ1 = 6,5 мм, хг2 = 7 мм. Расчетом по формулам (5) получено: фо = 0°21', ф! = 0°24', Ф2 = 0°26'. Окончательный расчет по формулам (4) позволил установить амплитуды колебаний межвалкового вертикального зазора при горизонтальных перемещениях подушек в пределах зазоров

и 5П

<Чш, = °>8 мкм> A/W

,5 мкм.

Полученные результаты подтвердили изложенный выше механизм появления поверхностных дефектов: при минимальном зазоре между подушками и окнами станин колебания толщины полосы оказались меньше 1 мкм, что характерно для полос нагартовки; при максимальном зазоре колебания толщины превысили 1 мкм, что характерно для поперечной ребристости полос.

Исходя из описанного механизма появления поперечной ребристости и полос нагартовки, для их устранения необходимо исключить неустойчивое положение рабочих валков в клети. Для этого подушки рабочих валков должны быть постоянно прижаты к передним или задним по ходу прокатки вертикальным плоскостям окна станины. Чтобы это условие выполнялось, суммарная горизонтальная сила, действующая на подушки рабочих

валков со стороны опорных плоскостей станин, не должна уменьшаться до нуля и менять свое направление при всех возможных колебаниях технологических режимов и усилий, действующих на валки и полосу.

Согласно схеме силового взаимодействия полосы, приводного рабочего и холостого опорного валков в клети «кварто» (рис. 2), уравнение равновесия горизонтальных сил, действующих на рабочий валок в сборе с подушками, имеет вид

•^i+ ^гор Р(т

sin(P + ф0) = 0.

где - сумма сил опорных реакций, действующих на подушки со стороны опорных плоскостей; Ргор - горизонтальная сила, действующая со стороны полосы на валок; Роп ~ межвалковая сила; р -угол между направлением действия межвалкового усилия и плоскостью, проходящей через центры валков; фо - угол между вертикальной плоскостью и межосевой плоскостью валков.

Горизонтальная сила Ргор, действующая со стороны полосы на валок, равна по величине и противоположна по направлению горизонтальной силе ^гор. п, действующей со стороны валка на полосу:

К

гор

-к

гор. п

На полосу в очаге деформации действуют горизонтальные силы переднего Т, и заднего Т,^ натяжений полосы, а также горизонтальная сила Р\, равная сумме горизонтальных проекций нормальных и касательных сил, вызванных контактными напряжениями, возникающими в очаге деформации под воздействием сопротивления деформации металла и трения.

Для определения величины ^горп составили уравнение равновесия полосы в й рабочей клети:

7/-1 2FZ + 2Frop п = 0 .

Обозначив через ДГ, разность сил натяжений (- 7}), из уравнения (7) получили величину горизонтальной силы ^гор. п:

AT

F =- '+F

1 гор. п 2 £'

откуда сила, действующая со стороны полосы на валок, равна

р — _ р

гор _ 2 1 '

Подставив это выражение в уравнение (6), получили выражение для расчета суммарной силы опорных реакций, действующих на подушки рабочего валка:

А Т.

или с учетом того, что Роп = -усилие прокатки):

Р

cos

(где Р

Ära=/Mg(ß + <p0) + Fs-

А Т

Рис. 2. Силы, действующие на приводной рабочий валок в клети «кварто» в общем случае

Величины сил Р и ^ вычисляли с использованием новых решений в теории холодной прокатки, изложенных в начале статьи, что обеспечило минимальные погрешности результатов расчета.

Опыт расчетов и исследований взаимодействия сил при прокатке в рабочих клетях пятиклетевого стана «1700» показал, что при отсутствии колебаний технологических параметров в 4-й и 5-й клетях этого стана подушки рабочих валков прижаты к передним опорным плоскостям станин.

Поэтому условие исключения вибраций в этих клетях математически можно выразить неравенством

R = Р

PZmin min

tg(ß + (P0)+^min

дг

>0,

где Rpz min - минимально возможное значение силы Ртт и Fvmm - минимально возможные значения усилия прокатки и горизонтальной силы, зависящие от контактных напряжений в очаге деформации /-й клети; ДГ, тах - максимально возможная в связи с колебаниями разность сил заднего и переднего натяжений полосы в /-й клети:

дт = т. -Г .

/шах j-lmax /mm >

где Г, imax — максимально возможное заднее натяжение (перед клетью); Г, mjn - минимально возможное переднее натяжение (за клетью).

Минимальные величины Pmm , Fymm в условии (8) будут иметь место при минимально возможном относительном обжатии в 5-й клети пятиклетевого стана:

A h — h — h

i min /-lmin imax'

где И, 1,шп и А, тах - минимально возможная из-за колебаний толщина полосы на входе в г'-ю клеть и максимально возможная из-за колебаний толщина полосы на выходе из нее.

Кроме того, величины Ртщ , ^Етт в условии (8) зависят также от шероховатости поверхности рабочих валков. Уменьшение шероховатости валков вследствие износа приводит к снижению коэффициента трения при прокатке и - как следствие - к уменьшению усилия прокатки и суммарной горизонтальной силы, что может явиться одной из причин нарушения условия (8).

Подробное обоснование всех приведенных выше выражений и их применение к анализу соотношения сил в 4-й и 5-й рабочих клетях непрерывного стана «1700» изложены в статьях [3], [11], [13]. Использовав изложенные выражения и

параметры режима прокатки, содержащиеся в базе данных пятиклетевого стана «1700», рассчитали диапазоны частных обжатий и натяжений полосы в 4-й и 5-й клетях, которые гарантируют выполнение условия (8).

По результатам расчетов провели корректировку технологических режимов пятиклетевого стана «1700» для двух групп сортамента:

- для наиболее тонких полос (/г5 = 0,25 -- 0,4 мм), при прокатке которых на выходе из 4-й клети возникает поперечная ребристость;

- для автомобильных листов (И5 = 0,7 - 0,9 мм), при прокатке которых на выходе из 5-й клети возникают полосы нагартовки.

Установлено, что главные факторы, от которых зависит выполнение условия недопущения вибраций (8) - шероховатость рабочих валков, соотношение между задним и передним натяжениями, диапазон частных обжатий в клети. По указанным параметрам провели регламентацию их допустимых значений или диапазонов, а также допустимого уровня их колебаний, зависящих от нестабильности толщины по длине горячекатаного подката.

В результате при прокатке наиболее тонких полос рабочие скорости удалось увеличить с 10 — 12 до 17-20 м/с, исключив вибрации в 4-й клети и поперечную ребристость [3], [13]. При прокатке полос автомобильного сортамента дефект «полосы нагартовки» также был исключен [2], [11].

Список литературы

1. Бидерман, В.Л. Прикладная теория механических колебаний / В.Л. Бидерман. - М., 1972.

2. Гарбер, Э.А. Исследование и устранение причин возникновения дефекта «полосы нагартовки» при холодной прокатке листов автомобильной стали / Э.А. Гарбер, С.И. Павлов, В.В. Кузнецов и др. // Производство проката. -2009.-№2.-С. 2-10.

3. Гарбер, Э.А. Моделирование и устранение вибраций в рабочих клетях станов холодной прокатки / Э.А. Гарбер, A.B. Кожевников, В.П. Наумченко и др. // Производство проката. - 2004. - № 6. - С. 34 - 41.

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

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

6. Гарбер, Э.А. Новые методы моделирования процессов холодной прокатки, обеспечивающие улучшение качества холоднокатаных листов, экономию энергии и увеличение скорости непрерывных станов / Э.А. Гарбер, И.А. Кожевникова, А.И. Трайно и др. // Машины, технологии, материалы (Болгария, София). - 2007. - № 2 - 3. - С. 108 — 111.

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

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

9. Гарбер, Э.А. Совершенствование силового расчета процесса холодной прокатки с учетом влияния технологических параметров на длину площадки упругого сплющивания в очаге деформации / Э.А. Гарбер, Д.Л. Шалаевский, И.А. Кожевникова и др. // Производство проката. - 2008. -№5.-С. 13-18.

10. Гарбер, Э.А. Станы холодной прокатки (теория, оборудование, технология) / Э.А. Гарбер. - М,; Череповец, 2004.

11. Гарбер, Э.А. Теория возникновения и методы устранения на поверхности холоднокатаных автомобильных листов дефектов «поперечная ребристость» и «полосы нагартовки» / Э.А. Гарбер, С.И. Павлов, В.В. Кузнецов и др. // Металлы. - 2009. - № 1. - С. 12 - 20.

12. Гарбер, Э.А. Улучшение качества поверхности холоднокатаных полос путем воздействия на положение нейтральных сечений в очагах деформации рабочих клетей / Э.А. Гарбер, И.А. Шадрунова, В.В. Кузнецов и др. // Производство проката. - 2003. - № 2. - С. 16-19.

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

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

15. Кузнецов, В.В. Производство холоднокатаного автомобильного листа из новой коррозионностойкой экономно легированной стали ВН-эффектом / В.В. Кузнецов, Э.А. Гарбер, Д.Л. Шалаевский и др. // Производство проката. - 2007. - № 11. - С. 9 - 12.

16. Юсупов, B.C. Современное состояние производства и применение IF-стали / B.C. Юсупов, А.И. Трайно, В.В. Кузнецов и др. // Производство проката. - 2004. - № 5. -С. 11-20.

Гарбер Эдуард Александрович - доктор технических наук, профессор кафедры машин и агрегатов металлургических заводов металлургического факультета Череповецкого государственного университета. Тел.: 8-921-252-63-91; е-таШтатг^сЬегсот.га. Павлов Сергей Игоревич - ЧерМК ОАО «Северсталь».

Кожевникова Ирина Александровна - кандидат технических наук, доцент кафедры машин и агрегатов металлургических заводов металлургического факультета Череповецкого государственного университета.

Тимофеева Марина Анатольевна - кандидат технических наук, доцент кафедры машин и агрегатов металлургических заводов металлургического факультета Череповецкого государственного университета.

Кузнецов Виктор Валентинович - кандидат технических наук, ЧерМК ОАО «Северсталь».

Garber, Eduard Alexandrovich - Doctor of Science (Technology), Professor, Department of Machines and Aggregates in Metallurgical Plants, Metallurgical Faculty, Cherepovets State University.

Tel.: 8-921-252-63-91; e-mail:mamz@tchercom.ru.

Pavlov, Sergey Igorevich — Cherepovets Steel Company, Severstal PLC.

Kozevnikova, Irina Alexandrovna - Candidate of Science (Technology), Associate Professor, Department of Machines and Aggregates in Metallurgical Plants, Metallurgical Faculty, Cherepovets State University.

Timofeeva, Marina Anatolievna - Candidate of Science (Technology), Associate Professor, Department of Machines and Aggregates in Metallurgical Plants, Metallurgical Faculty, Cherepovets State University.

Kuznetsov, Viktor Valentinovich - Candidate of Science (Technology), Cherepovets Steel Company, Severstal PLC.

УДК 681.3

E.B. Ершов, Л.Н. Виноградова, E.C. Шумилова

ИСПОЛЬЗОВАНИЕ НЕЙРОННОЙ СЕТИ И ФРАКТАЛЬНОЙ АППРОКСИМАЦИИ ДЛЯ ПРОГНОЗИРОВАНИЯ ПАРАМЕТРОВ МАКРОСТРУКТУРЫ И КАЧЕСТВА АГЛОМЕРАТА В ОПТИКО-ЭЛЕКТРОННОЙ СИСТЕМЕ УПРАВЛЕНИЯ

СПЕКАНИЕМ ШИХТЫ

E.V. Ershov, L.N. Vinogradova, E.S. Shumilova

USING NEURAL NETWORKS AND FRACTAL APPROXIMATION TO FORECAST MACROSTRUCTURE PARAMETERS AND AGGLOMERATE QUALITY IN OPTICAL-ELECTRONIC SYSTEMS CONTROL OF SINTERING CHARGE

В статье предлагается алгоритм прогнозирования параметров макроструктуры и качества агломерата на основе нейронной сети и фрактального сжатия, дается обоснование применения фрактальных распределений для повышения степени архивации, приведена блок-схема алгоритма.

Агломерат, алгоритм, изображение, макроструктура, нейронная сеть, прогнозирование, фрактал.

The paper proposes an algorithm to forecast macrostructure parameters and agglomerate quality on the basis of neural network and fractal compression, as well as substantiates application of fractal distributions to improve backup and presents the algorithm block diagram.

Agglomerate, algorithm, image, macrostructure, neural network, forecasting, fractal.

В ходе непрерывных металлургических процессов для обеспечения качества продукции учитываются и контролируются десятки входных и выходных параметров. При этом для прогнозирования значений выходных параметров возможно использование накопленной в ходе предыдущих технологических циклов информации, так называемый банк ретроспективных данных, требую-

щий для своего хранения больших объемов памяти.

Автоматизированные системы управления процессом агломерации выполняют контроль параметров спекания, контроль шихтовых материалов и температуры газового потока, анализ отходящего газа на содержание СО, СОг, Н2.

С точки зрения быстродействия наиболее пер-