Оценка влияния показателей формы очага деформации на уширение при сортовой прокатке

Эффективность процесса горячей прокатки с подачей смазочного.

Платов С.И., Румянцев М.И., Дема P.P., Харченко М.В.

эффект наблюдается при прокатке металла, соответствующего толщине 3-й группы (4,1-8 мм), что приводит к уменьшению значения Мдв на 3,44%;

2) эффект, связанный с применением системы СТС для момента на валу двигателя (Мдв), в соответствии с классификацией по ширине составляет от 1,5 до 4,3%, достигая наибольшего значения по группе в целом (3,07%) и в частности по 7 клети (4,32%), соответствуя 3-й группе разбиения по ширинам (1501-1830 мм).

Список литературы

1. Грудев А.П. Внешнее трение при прокатке. М.: Металлургия, 1973. 288 с.

2. Эмульсия и смазки при холодной прокатке / Белосевич В.П., Нете-сов Н.П., Мелешко В.И., Адамский С.Д. М.: Металлургия, 1976. 416 с.

3. Вейлер С.Я., Лихтман В.И. Действие смазок при обработке металлов давлением. М.: Изд-во АН СССР, 1960. 232 с.

4. Чертавских А.К., Белосевич В.К. Трение и технологическая смазка при обработке металлов давлением. М.: Металлургия, 1968. 361 с.

5. Горячая прокатка листовой стали с технологическими смазками / Тубольцев Л.Г., Килиевич А.Ф., Адамский С.Д., Нетесов Н.П. М.: Металлургия, 1982. 160 с.

6. Совершенствование непрерывного производства горячекатаной широкополосной стали (обзор зарубежных источников) // Производство проката, 2002. №4.

7. Опыт эксплуатации систем смазывания типа «масло-воздух» на прокатных станах ОАО «Магнитогорский металлургический комбинат» / Железное О С., Жиркин Ю.В., Терентьев Д.В., Юрченко Г.Н., Мироненков Е.И. // Сб. трудов междунар. науч.-техн. конф. 4.2. Липецк: ЛГТУ, 2006. С.106-108.

8. Разработка технологии эксплуатации рабочих и опорных валков чистовой группы стана 2000 с применением технологической смазки // Совершенствование технологии в ОАО «ММК»: сб. трудов ЦЛК ОАО «ММК» / И.В. Боровков, В.В. Клименко, И.В. Казаков и др. Магнитогорск, 2011. №15. С. 243-252.

9. Технологическая инструкция: ТИ - 374 - 2010 (НШСГП 2000).

10. Андреюк А.В., Тюленев Г.Г., Прицкер Б.С. // Стапь. 1972. №6. С. 522-523.

Bibliography

1. Grudev A.P. Friction of rolling. M. «Metallurgia», 1973. 288p.

2. Belosevich V.P., Netesov N.P., Meleshko V.I., Adamsky S.D., Lubricant for cold rolling. M. «Metallergia» 1976, 416p.

3. Veyler S.Y., Lichtman V.I., Lubricant in metal forming process. M., AOS USSR, 1960, 232p.

4. Chertavskich A.K., Belosevich V.P., Friction and lubricant in process of metal forming. M., «Metallurgy» 1968, 361 p.

5. Tubolcev L.G., Kilievich A.P., Adamsky S.D., Netesov N.P., Hot rolling of plate sheets with lubricant. M., «Metallurgy» 1982. 160p.

6. Improvement of production continuous hot rolled strip. «Proisvodstvo prokata» №4, 2002

7. Experience to use system type «oil-air» on rolling mills. OJSC «MMK» / Gelezkov O.S. Jirkin Y.V., Terentev D.V., Yrchenko G.N., Mironenkov E.I. P.2., Lipetck, LSTU, 2006. - p. 106 - 108

8. Borovkov I.V., Development technology use work and backup rolls finishing train on hot rolling mill 2000 with use lubricants. Proceeding CLK OJSK «MMK» num. 15 Development of technology on «MMK» / I.V. Borovkov, V.V. Klimenko, I.V. Kazakov and itc. - Magnitogorsk 2011, p. 243 - 245.

9. Instruction of technology hot rolling mill 2000 TI - 374 - 2010

10. Andreyk A.V., Tylenev G.G., Priscker B.S., Steel 1972 № 6 p.522-523.

УДК 621.771

Кинзин Д.И., Калугина О.Б.

ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ФОРМЫ ОЧАГА ДЕФОРМАЦИИ НА УШИРЕНИЕ ПРИ СОРТОВОЙ ПРОКАТКЕ

Одним из основных факторов для моделирования сортовой прокатки является способ описания геометрических параметров очага деформации и процесса формоизменения металла. С середины 1990-х годов на кафедре обработки металлов давлением Магнитогорского государственного технического университета сформировалась научная школа, успешно развивающая структурно-матричное описание прокатки в калибрах.

Структурно-матричная модель постоянно совершенствуется и дополняется важными физическими принципами, которые делают ее более приближенной к реальному процессу прокатки. Одним из таких принципов стал принцип наименьшего сопротивления, который был сформулирован в виде уравнения связи смещенных объемов металла и напряжений в очаге деформации [1, 2]. На основе предложенной формулировки принципа наименьшего сопротивления получены формулы для расчета показателей формоизменения и энергосиловых параметров при прокатке в простых двух- и трехвалковых калибрах. Разработанная методика была интегрирована в структурно-матричную модель, что в большей части и определяет сферу ее применения. Данная интеграция позволила в полной мере использовать достоинства структурно-матричной модели, а это дает возможность применять ее не только как дополнение к уже су-

ществующим методикам и для совершенствования существующих технологических процессов, но и как самостоятельную методику для разработки технологии сортовой прокатки.

На базе данной методики разработана САПР калибровок простых сортовых профилей, отличающаяся большой универсальностью и гибкостью.

Основой методики является формула расчета уширения:

где S0 - площадь входящего сечения; Sl - площадь выходящего сечения; Sa - площадь фигуры ADEL (рис. 1); Sb - площадь фигуры BCFK (см. рис. 1); Кг = 2 f sin(circtg (Bcp/Lcp)); К, = 2 f cos(circtg (Bcp/Lcp)); f - коэффициент трения; Bcp - средняя ширина контактной поверхности; Lcp - средняя длина контактной поверхности.

7 S0

in—- =

S

K2 -1-

1 - K3 -

2

SLinS

S„ S’

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВДАВЛЕНИЕМ

K3 = n *2* f *cos

Рис. 1. Схема к формуле расчета показателей формоизменения при прокатке в калибрах

Как видно из выражения (1), в качестве показателя формы очага деформации используется отношение ширины очага деформации Бср к его длине Ьср. Приведенное отношение используется и многими други-ми авторами в качестве показателя влияния формы контактной поверхности на формоизменение [3-5].

Данная методика прошла достаточно широкую апробацию в течение шести лет в калибровочном бюро Магнитогорского металлургического комбината. На ее основе были разработаны и успешно внедрены в производство калибровки ряда профилей. Опыт использования методики показал, что она дает доста-точно точные значения коэффициента вытяжки при расчете формоизменения металла в калибрах, но в случае прокатки широких полос наблюдались замет -ные отклонения от практических данных.

Нами были проведены сравнения расчетных значений коэффициента вытяжки с экспериментальными данными при прокатке на гладких валках, полученных на сортовых станах 250, 370 и 450 Магнитогорского металлургического комбината. Всего было проанализировано около 300 очагов деформации с отношением Ьср1Иср от 0,10 до 3,25 и отношением Ьср/Бср от

0,10 до 0,87. Наиболее близкие к экспериментальным значениям коэффициента вытяжки формула (1) дает

при Ь ср/Н ср от 0,40 до 1,00 и 1ср/Бср от 0,15 до 0,30.

Для очагов деформации другой формы растет различие расчетных и экспериментальных данных. Ошибка расчета становится тем большей, чем больше будет неравномерность формоизменения металла (прокатка высоких полос, влияние жестких концов, большие углы контакта металла с валком и т. д.), так как многие параметры являются усредненными для всего очага деформации. Средняя относительная погрешность расчета для всего исследуемого диапазона форм очагов деформации составила 4,2%, при этом для крайних отношений Ь /Бср отклонение доходило до 10%. р р

Проведенный анализ показал, что величина получаемой погрешности расчета тесно связана с формой очага деформации. Поэтому для расширения области применения методики расчета формоизменения при сортовой прокатке было предложено ввести поправочный коэффициент п для определения К2 и К3 :

(

K2 = n * 2 * f *sin

ar tg

B„

ar tg

Поправочный коэффициент вычислен с использо-ванием метода оптимизации, реализованного в виде алгоритма «Поиск решения» в среде MS Excel. Критерием оптимальности была выбрана минимальная суммарная среднеквадратичная погрешность расчета.

n = 2,4

2

p

V Bcp J

L L

2,8—^ + 0,13-^ +1,72.

D TT v 7

Bcp Hcp

Для определения поправочного коэффициента была получена зависимость на основе множественного регрессионного анализа экспериментальных данных. Графически эта зависимость представлена на рис. 2.

Lcp/Bcp

Lcp/Hcp

Рис. 2. Зависимость поправочного коэффициента от характеристик формы очага деформации

Как видно из графика, наиболее сильное влияние на поправочный коэффициент оказывает фактор формы Ьср1 Нср , который не учитывался в методике расчета

формоизменения, но имеет существенное значение. Параболический вид зависимости можно объяснить тем, что чем тоньше полоса, тем наиболее сильно проявляется тормозящее действие сил трения в очаге деформации. Тогда как для относительно толстых полос силы трения не оказывают заметного действия, а главную роль в формировании напряженного состояния играют неконтактные зоны, подпирающее действие которых усиливается с увеличением толщины полосы [6].

Введение поправочного коэффициента позволило снизить среднюю относительную погрешность расчета коэффициента вытяжки при сортовой прокатке как на гладких валках, так и в калибрах до 2%, при этом максимальная погрешность не превышает 3%.

Таким образом, более точный учет формы очага деформации позволяет расширить область применения методики определения формоизменения металла практически на весь сортамент простых сортовых профилей.

Список литературы

1. Кинзин Д.И. Совершенствование и проектирование калибровок простых сортовых профилей на основе анализа показателей формоизменения и энергосиловых параметров: дис.... канд. техн. наук. Магнитогорск, 2003. 107 с.

2. Совершенствование методики определения показателей формоизменения металла для управления качеством профилей при прокатке в калибрах / Кинзин Д.И., Левандовский С.А., Наливайко А.В., Завья-

Оценка влияния показателей формы очага деформации на уширение.

КинзинД.И., Калугина О.Б.

лов К.А. // Вестник МГТУ им. Г.И. Носова. 2009. №4. С. 54-56.

3. Березкин В. Г. Формоизменение при обработке металлов давлением. М.: Машиностроение, 1973. 152 с.

4. Грудев А. П., Машкин Л. Ф., Ханин М. И. Технология прокатного производства. М.: Арт-Бизнес-Центр, Металлургия, 1994. 656 с.

5. Коновалов Ю. В., Налча Г. И., Савранский К. Н. Справочник прокатчика. М.: Металлургия, 1977. 312 с.

6. ГрудевА. П. Теория прокатки. М.: Металлургия, 1988. 240 с.

Bibliography

1. Kinzin D. I. Improvement and Projecting of Simple Rolling Shapes' Pass Design Basing on Form-change and Power-energy Parameters' Analysis.

Dis. ... tech. sc. cand. Magnitogorsk, 2003, 107 p.

2. Kinzin D. I., Levandovsky S. A., Nalivayko A. V., Zavyalov K. A. Enhancing of Methodology of Metal Form-change Indicators' Determination for Shape Quality Control in Roll Pass Design. Bulletin of MSTU named after G. I. Nosov. #4, 2009, p. 54-56.

3. Berezkin V. G. Form-changing in Metal Forming. Moscow. Mashinostroyenie, 1973, 152 p.

4. Grudev A. P., Mashkin L. F., Khanin M. I. Technology of Roll Industry. Moscow. Art-Biznes-Tsentr, Matallurgia, 1994, 656 p.

5. Konovalov Y. V., Nalcha G. I., Savransky K. N. Roller's Manual. Moscow. Metallurgia, 1977, 312 p.

6. Grudev A. P. Theory of Rolling. - Moscow. Metallurgia, 1988. 240 p.

УДК 621.771.06-589.4 Раскатов Е.Ю., Лехов О.С.

ВЫБОР РАЦИОНАЛЬНОЙ КАЛИБРОВКИ ВАЛКОВ ПИЛИГРИМОВЫХ СТАНОВ

Одним из путей совершенствования процесса пи-лигримовой прокатки бесшовных труб, особенно из непрерывнолитых заготовок круглого сечения, является обоснованный выбор рациональной калибровки валков пилигримовых станов. Известно, что калиб-ровка пилигримовых валков определяет производительность стана, нагруженность рабочей клети и линии привода, расход электроэнергии и качество про -катываемых труб.

Проведен анализ трех вариантов калибровок валков, выбранных с учетом эксплуатации пилигримо-вых станов. На рис. 1 показан валок пилигримового

стана, где © , © , © и © - соответственно

Б’ Я’ В X

центральные углы бойкового участка (гребня), полирующего участка, выпуска и холостого участка валка. Рассматриваемые калибровки пилигримовых валков приведены в табл. 1.

угол участка выдачи

Рис. 1. Вид пилигримового валка

При этом важно оценить силовые параметры процесса пилигримовой прокатки доя трех калибровок вал -ков, поскольку увеличение давления металла на валки приводит к перегрузке рабочей клети и линии привода, повышенному износу валков, особенно при прокатке тонкостенных труб, и ухудшению их качества.

Таблица 1

Центральные углы участков поперечного сечения валка, град

Бойковый Полирующий Выпуск Холостой

105 70 45 140

110 65 45 140

120 55 45 140

Моделирование пилигримовой прокатки труб вы -полнялось с использованием программного продукта ЛК8У8 у10.0 [1]. Расчет выполнялся методом конечных элементов в объемной постановке. Упор сделан на определении напряженно-деформированного состояния на первом участке, где бойковой частью осуществляется обжатие гильзы, и полирующем участке, на котором деформируется объем металла, смещенного на первом участке. Это связано с тем, что от соотношения центральных углов бойковой и полирующей частей бойка в значительной мере зависит эффектив-ность калибровки пилигримовых валков и качество бесшовных труб. Для материала трубы принята упругопластическая модель Прандтля-Рейса. Сопротивление деформации зависит от степени и скорости дефор -мации, а также от температуры прокатываемого металла. Рассматривался процесс пилигримовой прокатки трубы из стали 14ХГС диаметром 325 мм из гильзы диаметром 500 мм, причем диаметр дорна составлял 300 мм. Скорость вращения валков - 45 об/мин. Вели -чина подачи для каждой калибровки валков - 10, 20 и 30 мм. Температура прокатываемого металла гильзы принята постоянной и равной 1050°С.

На рис. 2 и 3 приведены расчетные графики изменения усилий и моментов пилигримовой прокатки в зависимости от угла поворота валков соответственно для подач 10 и 20 мм. Наибольшие величины усилий и моментов прокатки возникают при калибровке валков 120-55-45-140. Например, при подаче 20 мм усилие прокатки равно 16800 кН, при других калибровках валков усилие прокатки значительно меньше и не превышает 13000 кН.