Исследование саморегулирования процесса несимметричной прокатки для повышения точности геометрических размеров и улучшения планшетности полос

НОВОЕ В МЕТАЛЛУРГИИ

УДК 621.771.014

Исследование саморегулирования процесса несимметричной прокатки для повышения точности геометрических размеров и улучшения планшетности полос

Е. А. Максимов, канд. техн. наук ООО «Интрай»

Предложен новый механизм саморегулирования процесса несимметричной прокатки, при этом в качестве регулятора толщины и вытяжки полосы, характеризующих точность геометрических размеров, выступают натяжения на границах очага деформации и длина зоны с противонаправленными силами трения.

Приведены опытные данные механизма саморегулирования процесса несимметричной прокатки на продольную, поперечную разнотолщинность и планшетность полос из коррозионно-стойкой стали на реверсивном стане холодной прокатки дуо-кварто 200.

Теоретические и экспериментальные исследования несимметричной прокатки с рассогласованием окружных скоростей рабочих валков показали возможность снижения продольной разнотолщинности, повышения точности поперечного профиля и улучшения планшетности прокатываемых полос и лент. Для процесса несимметричной прокатки теоретически и экспериментально исследовано влияние рассогласования окружных скоростей рабочих валков: на давление прокатки, на крутящие моменты на валках, на качество поверхности полос, на изгиб выходящего из валков конца полосы [2-4].

В настоящее время общепринятой точкой зрения считается, что при несимметричной прокатке уменьшение давления прокатки по сравнению с его величиной при симметричной прокатке происходит в результате снижения подпирающего действия удельных сил трения на деформируемый объем.

Рассмотрим еще один механизм, способствующий снижению продольной разнотол-щинности и улучшению ее планшетности прокатываемых лент. Проведем сопоставление кинематики очага деформации при симметричной и несимметричной прокатке.

При обычном симметричном процессе прокатки окружные скорости валков одинаковы. Удельные силы трения в зонах отставания и опережения на контактных поверхностях направлены навстречу друг другу и оказывают подпирающее действие на деформируе-

мый объем, что способствует увеличению давления металла на валки.

Большое давление металла на валки снижает разовые обжатия, производительность стана, повышает расход энергии. Упругая деформация валков, станины, нажимных винтов, прогиб валковой системы в поперечном направлении приводят к появлению продольной и поперечной разнотолщинности прокатываемых лент. Заметим, что при обычной симметричной прокатке окружные скорости валков одинаковы, критические углы также равны, протяженность зон опережения и отставания со стороны верхнего и нижнего валков одинаковы (Xgo = Xgl).

Если равномерно увеличивать окружную скорость ведущего (верхнего) валка, то он будет подводить больше энергии в очаг деформации, при этом критический угол и длина зоны опережения (Х^) уменьшатся. Одновременно ведомым валком (нижним) будет подводиться в очаг деформации меньше энергии, при этом критический угол и длина зоны опережения (Х^) увеличатся.

Таким образом, при несимметричной прокатке с различными окружными скоростями рабочих валков в очаге деформации появляется зона с противонаправленными силами трения, а очаг деформации будет иметь три зоны: 1 — зону отставания, 2 — зону опережения, 3 — зону с противонаправленными силами трения (рис. 1).

Xgi -

ILnV /Vi) Ln(l) '

Vn

so X

. 1

a1

X1

VvT n L_°1

¿Ф X x v' Xfi \

Рис. 1. Кинематическая схема очага деформации при несимметричной прокатке

Рассмотрим более подробно взаимосвязь между натяжениями ленты, рассогласованием окружных скоростей рабочих валков и длиной зоны с противонаправленными силами трения, обеспечивающими саморегулирование процесса прокатки.

При известных скоростях рабочих валков и полосы длина зоны опережения и отставания на валке с большей (Х^) и меньшей (Х^о) окружной скоростью (координаты критических углов) могут быть определены из соотношений, вытекающих из условия постоянства секундных объемов:

V' xc

VA h

где

V0 - Vxc I x - xg0 / cos (a);

Vi - Vxc I x - xgl / cos (a).

Толщину полосы в произвольном сечении очага деформации запишем в виде

h - h11x/l,

где ^ — толщина полосы в плоскости выхода из валков; 1 — коэффициент вытяжки; l — длина очага деформации.

Длину зоны опережения и отставания на ведущем и ведомом валках с учетом зависимости (2) определим из условия постоянства секундных объемов (1):

Xg 0 -

- lLn(Vi / V0 ).

Ln

где VI — скорость полосы в плоскости выхода из валков; Ув1 и Уво — большая и меньшая окружная скорость рабочих валков.

Используя выражение для коэффициента рассогласования окружных скоростей рабочих валков ^у = ^]/Уво) запишем последние равенства в виде

Xg0 -

Xgi -

X

g 0

X

gi + Ln(kB); l Ln(l) '

gi _ Ln

l

Ln

При несимметричной прокатке между передним и задним натяжениями, длиной зоны с противонаправленными силами трения и рассогласованием окружных скоростей рабочих валков существует взаимосвязь, определяемая энергетическим балансом прокатки:

Ni - N0 - N6 + Nt(i, 3) + Nt(i) - Nt(2) - Nt(2, 3)'

где N1, N0 — мощности переднего и заднего натяжений; N3 — мощность внутренних сил (мощность формоизменения); N.l — мощность сил трения на скоростях металла на контакте полосы с валками в 1, 2, 3 зонах трехзон-ного очага деформации.

Решая последнее уравнение, при условии (Т1 = т0 = т) получили

i + 2A - 2A ^^ - 2A- 1-i

Gi - PGs0

- 0,5(i + A)lnl

^0 l

hQlnl

W2 + G0,

где Ж2 = W2 (1,Хёо ,Хё1 ,х); А — постоянный коэффициент, характеризующий интенсивность упрочнения металла при замене действительной кривой упрочнения прямолинейной зависимостью; в = 1,15 — коэффициент Лоде; 1, 1о — коэффициент вытяжки в рассматриваемом проходе и предыдущих проходах; £8о — сопротивление металла деформации на входе в очаг деформации; I — длина очага деформации, деформация — плоская.

R

Vn

o

Длину зоны с противонаправленными силами трения определяли после расчета Х**о = Х**1 по уравнению (8):

к/1 = Х*о - Х*1 = Хёо/1 - 1.

При несимметричной прокатке с рассогласованием окружных скоростей рабочих валков происходит саморегулирование процесса, при этом в качестве регулятора толщины и вытяжки полосы выступают натяжения на границах очага деформации и длина зоны с противонаправленными силами трения.

Эффективность саморегулирования толщины и вытяжки полосы, а также поперечного профиля активной образующей рабочих валков растет с увеличением длины зоны с противонаправленными силами трения.

При несимметричной прокатке между передним и задним натяжениями, длиной зоны с противонаправленными силами трения и рассогласованием окружных скоростей рабочих валков существует взаимосвязь, определяемая энергетическим балансом процесса прокатки. Взаимосвязь между натяжениями полосы и рассогласованием окружных скоростей рабочих валков обеспечивает саморегулирование процесса прокатки, постоянство толщины и поперечного профиля полосы.

Известно, что при симметричной прокатке любые возмущения, имеющие место при холодной прокатке, в конечном счете приводят к изменению давления прокатки, зазора между валками и, как следствие, к изменению толщины и вытяжки полосы, а также поперечного профиля межвалкового зазора и планшетности полосы.

При несимметричной прокатке наличие возмущений приводит к изменению натяжений на границах очага деформации, к изменению длины зоны с противонаправленными силами трения, что происходит в соответствии с энергетическим балансом. Например, при наличии возмущения в виде продольной разнотолщин-ности на входе в валки нажимные винты поднимаются, толщина полосы увеличивается, вытяжка полосы уменьшается. Первоначальный энергетический баланс нарушается. Однако в процессе прокатки расход энергии остается прежним. В ходе прокатки должны наступить такие изменения, при которых энергетический баланс вернется к первоначальному. Это произойдет при увеличении удельного переднего натяжения. При возрастании переднего удельного натяжения увеличится поступление энергии в очаг деформации.

Так как расход мощности в очаге деформации не изменяется, то на ведущем валке уве-

личатся критический угол (Х^) и длина зоны опережения. Увеличение критического угла на ведущем валке приведет к уменьшению длины зоны с противонаправленными силами трения (1н). В соответствии с изменением этих параметров энергетический баланс вернется к первоначальному.

Прокатка происходит устойчиво при новом соотношении натяжений на границах очага деформации и длины зоны с противонаправленными силами трения. Следовательно, при несимметричной прокатке изменение натяжений и длины зоны с противонаправленными силами трения выступают в качестве регулятора энергетического баланса.

Таким образом, при несимметричной прокатке происходит саморегулирование процесса, при этом в качестве регулятора толщины и вытяжки полосы выступают натяжения на границах очага деформации и длина зоны с противонаправленными силами трения.

Следует заметить, что при изменении этих параметров толщина и вытяжка полосы в определенной степени не зависят от возмущений (продольная разнотолщинность, изменение механических свойств по длине и ширине рулона и др.). При несимметричной прокатке толщина и вытяжка полосы определяется не только межвалковым зазором, но и рассогласованием окружных скоростей валков (длиной зоны с противонаправленными силами трения).

Так как в процессе саморегулирования толщина полосы и вытяжка вернутся к первоначальной величине, то поперечный профиль активной образующей рабочих валков также вернется к первоначальному состоянию, что способствует его постоянству.

Рассмотрим примеры саморегулирования процесса при прокатке лент из латунных сплавов несимметричным способом.

Изменение продольной разнотолщиннос-ти ленты из сплава Л63 толщиной 2,0 мм, шириной 80 мм, прокатанной на стане дуо-кварто 200 ЮУрГУ (Южно-Уральского государственного университета) несимметричным способом с коэффициентом рассогласования окружных скоростей валков ку = 1,15, длиной зоны с противонаправленными силами трения 1н/1 = 0,19 [расчет по формуле (9)], представлено на рис. 2. При прокатке ленты толщиной 2,0 мм из сплава Л63 несимметричным способом с коэффициентом рассогласования окружных скоростей валков ку = 1,15, длиной зоны с противонаправленными силами трения 1н/1 = 0,19 продольная разнотолщинность полосы (8Н) снижается с +0,021 мм до +0,01 мм. Это можно объяснить саморегулированием процесса несимметричной прокатки.

а)

д N и

\

Таблица 2

Геометрическая форма лент из сплава Л90 на стане дуо-кварто 200 несимметричным способом

Продольная

разнотолщинность

проката

б)

Длина рулона

О",,

А

1

Продольная

разнотолщинность

проката

Длина рулона

Рис. 2. Изменение продольной разнотолщин-ности полосы из сплава Л63 по длине рулона: а — подкат, б — полоса

Рассмотрим прокатку лент шириной 8о мм из сплава Л9о на стане дуо-кварто 2оо ЮУрГУ несимметричным способом (табл. 1). Для режима обжатия, представленного в табл. 1, критические углы на ведомом и ведущем валках определим по формулам (5) и (6), а относительную длину зоны с противонаправленными силами трения (1н/1) — по уравнению (9).

Анализ данных, приведенных в табл. 1, показал, что при прокатке лент из сплава Л9о с начальной толщины 2,о мм до конечной толщины о,77 мм, шириной 8о мм несимметричным способом с рассогласованием окружных скоростей рабочих валков от 1,1о до 1,18 относительная длина зоны с противонаправленными силами трения изменяется от о,о9 до о,2о.

Наибольшая относительная длина зоны с противонаправленными силами трения, равная о,18-о,2о, наблюдается при рассогласовании окружных скоростей рабочих валков 1,15 < kу < 1,18 (первый и второй проходы),

Таблица 1

Режим обжатий лент из сплава Л90 на стане дуо-кварто 200 несимметричным способом

Исходные данные Расчетные параметры

Йо Й! 1 Ъу То Тт Р Хо/1 Х1/1 1н/1

мм кН

2,оо 1,52 1,31 1,18 3,3о 4,2о 28о о,32 о,12 о,2о

1,52 1,21 1,25 1,15 3,оо 4,оо 2оо о,3о о,22 о,18

1,21 1,о7 1,23 1,13 2,8о 3,9о 19о о,28 о,13 о,13

1,о7 о,85 1,18 1,11 2,5о 3,7о 18о о,21 о,11 о,1о

о,85 о,77 1,14 1,1о 1,9о 3,5о 17о о,15 о,о6 о,о9

Й1, мм ъу 1н/1 Геометрическая форма ленты

о,77 1,13 о,14 Волнистая

о,78 1,16 о,17 Планшетная

о,78 1,15 о,16 »

о,77 1,14 о,15 Волнистая

наименьшая относительная длина зоны с противонаправленными силами трения, равная о,о9 < 1н/1 < о,1о, наблюдается при рассогласовании окружных скоростей рабочих валков от равной 1,1о < kу < 1,11 (четвертый и пятый проходы). Следовательно, для рассматриваемого режима обжатий наибольшая эффективность саморегулирования несимметричной прокатки наблюдается в первом и втором проходах, наименьшая — в четвертом и пятом проходах.

Геометрическая форма лент из сплава Л9о, прокатанных на стане дуо- кварто 2оо несимметричным способом, приведена в табл. 2.

В табл. 2 принято: й — толщина полосы; kу — рассогласование окружных скоростей рабочих валков; Ь^/1 — относительная длина зоны с противонаправленными силами трения, средними по проходам, при прокатке лент по режиму обжатий, приведенному в табл. 1.

Анализ данных, приведенных в табл. 2, показал, что с увеличением рассогласования окружных скоростей рабочих валков и относительной длины зоны с противонаправленными силами трения происходит улучшение планшетности прокатываемых лент. При рассогласовании окружных скоростей рабочих валков в диапазоне 1,15 < kу < 1,16 относительная длина зоны с противонаправленными силами трения изменяется в пределах о,16-о,17, прокатаны ленты с планшетной формой при рассогласовании окружных скоростей рабочих валков в диапазоне 1,13 < Ъу < 1,14, относительная длина зоны с противонаправленными силами трения изменяется в пределах о,14 < 1н/1 < о,15, прокатаны ленты с волнистостью по краям. Уменьшение волнистости при прокатке лент при рассогласовании окружных скоростей рабочих валков в диапазоне 1,15 < Ъу < 1,16, относительная длина зоны с противонаправленными силами трения изменяется в пределах о,16 < 1н/1 < о,17, что можно объяснить повышением роли саморегулирования процесса несимметричной прокатки при увеличении относительной длины зоны с противонаправленными силами трения.

В соответствии с зависимостью (9) длина зоны с противонаправленными силами трения

№ 1 (49)/2009

53

и опережение, %

3,0

1,5

1 2-4 / 3 |

На ведомом

>"4 --к.—--------

3 2 1 На ведущем валке

1,05

1,10

ку

Рис. 3. Влияние рассогласования окружных скоростей рабочих валков на величину опережения на ведущем и ведомом валках при несимметричной прокатке полос из сплава Л63 толщиной 1,8 мм:

1 — Н = 1,38 мм; 2 — Н = 1,5 мм; 3 — Н = 1,56 мм;

4 — Н

1,63 мм

при несимметричной прокатке определяется разностью длины зоны отставания на ведомом и ведущем валках (величиной опережения на ведомом и ведущем валках).

Влияние рассогласования окружных скоростей рабочих валков на величину опережения на ведомом и ведущем валках при несимметричной прокатке ленты из сплава Л63 толщиной 1,8 мм, шириной 80 мм на стане дуо-

кварто 200 ЮУрГУ представлено на рис. 3. Опережение замеряли методом кернов.

Анализ зависимостей, приведенных на рис. 3, показывает, что при увеличении рассогласования окружных скоростей рабочих валков на валке с большей окружной скоростью (ведущем) величина опережения уменьшается, а на валке с меньшей окружной скоростью (ведомом) величина опережения увеличивается.

С ростом рассогласования окружных скоростей рабочих валков увеличивается относительная длина зоны с противонаправленными силами трения, характеризующая саморегулирование процесса несимметричной прокатки. Наибольшая относительная длина зоны с противонаправленными силами трения наблюдается для лент толщиной 1,38 и 1,5 мм, наименьшая — для лент толщиной 1,56 и 1,63 мм. Следовательно, наибольшая возможность саморегулирования процесса несимметричной прокатки наблюдается при рассогласовании окружных скоростей рабочих валков, равном ку = 1,08, для полос толщиной 1,38; 1,5 мм.

Литература

1. Максимов Е. А. Связь деформационного и кинематического критериев планшетности полос при прокатке // Металлообработка. 2007. № 3(39). С. 21-29.

2. Максимов Е. А., Шаталов Р. Л., Босхамджи-ев Н. Ш. Производство планшетных полос при прокатке. М.: Теплотехника. 2008. 336 с.

3. Синицын В. Г. Несимметричная прокатка листов и лент. М.: Металлургия, 1984. 167 с.

4. Несимметричная прокатка латуни в промышленных условиях / В. Г. Синицын, Н. С. Счастливцев, С. С. Эпштейн и др. // Цветные металлы. 1972. № 6. С. 56-58

В следующем номере журнала «Металлообработка» читайте:

В. И. Бутенко, Д. С. Дуров, Л. В. Гусакова. Совершенствование способов подачи, раздачи и очистки СОТС при шлифовании деталей

Д. В. Исаков. Методика построения информационной базы для проектирования шлифовальных операций

М. Ю. Куликов, В. П. Бахарев, Е. В. Яковчик, Д. А. Нечаев. Термомеханический анализ механизмов финишной обработки керамических материалов

Б. П. Саушкин. Обзор состояния и перспектив развития электроэрозионных технологий и оборудования

И. Н. Таганов, Б. Д. Калинин. Влияние примести фосфора на технологию булата В. Я. Фролов, Е. А. Смирнова, Б. А. Юшин. Повышение эксплуатационных свойств плазменных покрытий методом индукционной термообработки

В. К. Ерофеев, Г. А. Воробьева. Концептуальная модель влияния аэротермоакустической обработки на свойства металлических материалов