Металлопрокат
Металлоконструкции
Обработка металла
Значение предложенного показателя находится в интервале 0≤К≥1. При K=1 устойчивость полосы максимальна. Полоса контактирует с валком по всей (возможной) поверхности. Такое значение К принимает при прокатке прямоугольной полосы на гладкой бочке валков. В большинстве случаев при прокатке в калибрах начальный контакт полосы с валком осуществляется на небольшой площади. В случае первоначального контакта полосы с валками ближе к периферии калибра, статический момент, а соответственно и К, будут большими, чем при начальном контакте в области вертикальной оси симметрии калибра. В последнем случае это приводит к потере устойчивости раската («сваливание», скручивание и т.д.). Такой процесс реализуется, например, при прокатке овальной полосы в круглом калибре.
Для оценки устойчивости режима прокатки, включающего n проходов, общий критерий К определяется как корень n-ной степени из произведения n частных критериев: К = (K1*Kг...Кn)1/n.
При сопоставительном анализе сходных калибровок целесообразно рассчитывать общий критерий К, учитывая частные критерии только критических проходов, то есть тех, которые осуществляются со сменой калибра или после кантовки.
При проектировании калибровки круга диаметром 310-330 мм с применением принятой схемы прокатки наиболее критичными с точки зрения устойчивости раската являются следующие проходы:
- первый проход в специальном овальном калибре (прокатка подката, полученного на гладкой бочке);
- первый проход после кантовки в специальном овальном калибре (прокатка скантованного подката, полученного в этом же калибре);
- чистовой проход в круглом калибре.
Для этих проходов и были рассчитаны значения критерия устойчивости.
Для определения поверхности контакта полосы с валками разработан алгоритм расчета поверхности контакта полосы с валком, базирующийся на геометрической модели раската, полученной обмером большого числа недокатов.
На рис. 169 приведена поверхность очага деформации при прокатке полосы в калибре, построенная с использованием указанной выше геометрической модели. Исходное сечение полосы представлено на этом рисунке крайним левым контуром, сечение калибра - крайним правым контуром.
Суть геометрической модели деформированной полосы состоит в том, что она представляется в виде пересечения двух областей: области пространства вне валков и области «фиктивной» полосы. Форма «фиктивной» полосы до некоторой точки х (рис. 170 и рис. 171 а) совпадает с реальной формой полосы.
Начиная с этой точки (см. рис. 170) контур сечения «фиктивной» полосы деформируется в плоскости перпендикулярной направлению прокатки. При этом боковые поверхности полосы расходятся по оси у, а между ними появляется плоский участок шириной 2Δ(х) (рис. 171 б). Это позволяет моделировать уширение полосы. Границу поверхности контакта полосы с валками находят как линию пересечения геометрического образа валков с геометрическим образом «фиктивной» полосы.
Для того, чтобы реализовать описанный алгоритм, необходимо иметь уравнения поверхностей валков и «фиктивной» полосы. Если глубина ручья изменяется по закону: z = h(y) (рис. 172), то радиус валка, в зависимости от координаты у, изменяется по закону
где R0 - радиус бочки валка.
Уравнение поверхности валка имеет вид
где z0 координата оси валка, которая определяется из уравнения
z0 = R0 + S/2,
где S - межвалковый зазор.
Подставляя (6.5) в (6.6) и определяя из получившегося уравнения z, получаем уравнение поверхности валка
Уравнение контура ручья z = h(y) записывается по участкам со стыковкой на границах. Контуры ручьев заданы в виде последовательно расположенных отрезков прямых и дуг окружностей.
Отрезки задают следующим набором параметров: координата начальной точки отрезка, координата конечной точки, угол наклона к горизонтальной оси Y.
Дуги задают следующим набором параметров: координата начальной точки, координата конечной точки, величина радиуса, координаты центра дуги,
Запишем уравнение поверхности «фиктивной» полосы. Для этого воспользуемся описанным выше определением этого объекта. В соответствии с этим, до сечения с координатой x1 (см. рис. 170) форма «фиктивной» полосы совпадает с исходной. Это означает, что при х≥х1 уравнение поверхности «фиктивной» полосы имеет вид
z = H0(y)
где Н0(у) - высота исходной полосы в точке с координатой у (см. рис. 171 а).
В диапазоне 0≤х≥x1 необходимо учесть уширение «фиктивной» полосы. Из рис. 171 б следует, что в области плоской «крыши», то есть при Δ(х)≤у≤Δ(x1), высота «фиктивной» полосы постоянна и равна H0(O). Вне «крыши», то есть при Δ(х)≤В(х)/2. и при -В(х)/2≤у≤Δ(х) контур сечения «фиктивной» полосы представляет собой сдвинутый соответственно на +Δ(х) и -Δ(х) контур сечения исходной полосы.
Известно, что уравнение сдвинутого контура получается из уравнения исходного контура путем вычитания величины сдвига из аргумента. Таким образом, при Δ(х)≤у≤В(х)/2 и при -В(х)/2≤у≤-Δ(х) уравнение контура сечения «фиктивной» полосы имеет вид соответственно
В результате получения уравнение поверхности "фиктивной" полосы
где B0 - начальная ширина полосы.
При записи этого соотношения приняли, что контур сечения полосы симметричен по у относительно начала координат и записали его уравнение для у≥0 (правая половина контура сечения полосы).
Функция Δ(х) должна удовлетворять следующим граничным условиям (см. рис. 171):
1) Δ(х)=0 и dΔ(x1)/d(x)=0, что указывает на начало уширения в точке x1 и гладкую стыковку уширяющегося участка с жестким концом заготовки;
2) Δ(0) = Bk-B0 и dΔ(0)/d(x)=0, аналогичное условие в конце очага деформации (здесь B0 и Bk - соответственно, половина ширины полосы до и после прокатки).
Обработка большого числа экспериментально полученных недокатов показала, что уширение полосы в очаге деформации хорошо аппроксимирует следующая функция, удовлетворяющая указанным условиям
где x1 - координата первой точки встречи полосы с валком, то есть x1=L, где L - длина очага деформации.
Для расчета процесса прокатки получено уравнение проекции границы контакта полосы с валком
Таким образом, разработана калибровка валков для прокатки круглой заготовки больших диаметров, учитывающая устойчивость раската при его захвате валками. Разработан алгоритм расчета поверхности контакта полосы с валком.
С учетом представленного материала, а также результатов опытных прокаток на стане 950/900 получена и в дальнейшем использована для постоянной работы форма специального овального калибра, показанная на рис. 173.
Для успешной и высокопроизводительной работы стана 950/900 на нем была реализована система контроля режимов обжатий по проходам и управления скоростными режимами главного привода (СКУ), разработанная сотрудниками НПО «Доникс».
Структурная схема СКУ показана на рис. 174. Центральным модулем системы является размещенный в машинном зале шкаф управления, содержащий промышленный контроллер, устройства ввода/вывода информации, монитор, клавиатуру, устройство бесперебойного питания и регистратор аварийных событий. По компьютерной сети центральный модуль связан с постом дежурных по машинному залу, с первым постом, с которого осуществляют управление прокаткой, и с помещением наладчиков, где находится персональный компьютер для проведения наладочных работ и обработки накопленной информации. Рабочая станция, установленная в помещении дежурных по машинному залу, обеспечивает визуализацию параметров работы главного электропривода постоянного тока http://mentor-mp.ru/?ID=221, положение металла в клети и возможность сообщений о предаварийных и аварийных ситуациях.
Рабочая станция, находящаяся на первом посту, используется для ввода информации о типе прокатываемого слитка и номере технологической карты, по которой его прокатывают.
Кроме того, с первого поста в центральный модуль СКУ поступает задание от педали сельсинного командоаппарата на установку скорости вращения валков. На мониторе рабочей станции отображаются текущие параметры прокатки: заданное и фактическое значения раствора валков, номер прохода, скорости и токи приводных двигателей, время цикла прокатки и число прокатанных за смену слитков, информация о срабатывании технологических блокировок и защит.
Система управления скоростными режимами выполняет следующие функции:
- контроль за соблюдением режима обжатий по раствору валков и перемещению металла в калибрах, отслеживание предельных значений обжатий и запрет на работу оборудования при грубых ошибках операторов;
- контроль за кинематическими параметрами процесса с разделением режимов захвата и устойчивого процесса прокатки, за плавным выбором зазоров в механической передаче путем формирования нелинейного сигнала задания на разгон и торможение электроприводов, за формированием сигнала задания на скорость приводов верхнего и нижнего валков клети 950 и привода клети 900, за рассогласованием токов и скоростей приводов верхнего и нижнего валков и коррекцией сигналов задания при возникновении рассогласований;
- контроль энергосиловых параметров процесса прокатки, в том числе расчет затрат электроэнергии на деформацию металла, и выдачу сообщений при превышении определенных уставок энергозатрат, индикацию режимов работы главных приводов и выдачу сообщений дежурному по машинному залу и оператору;
- протоколирование событий, накопление статистических данных.
Система находится в постоянной промышленной эксплуатации и обеспечивает безаварийную работу стана 950/900.
Для обеспечения требований по механическим свойствам, качеству поверхности и контролю внутренних дефектов в обжимном цехе ЗАО «ММЗ «ИСТИЛ (Украина)» практически заново создан адъюстаж обжимного цеха.
Наряду с замедленным охлаждением заготовок в ямах, применена противофлокенная термическая обработка проката из легированных и шарикоподшипниковых сталей в туннельной печи. Металл, прошедший через туннельную печь, и обработанный по специальному режиму, имеет предел текучести не более 500 Н/мм2, что ниже, чем при замедленном охлаждении металла в ямах.
Заготовки правят на трех косовалковых правильных машинах по технологии, предусматривающей многократный знакопеременный изгиб, всестороннюю упругопластическую деформацию и многоступенчатый перегиб при вращательно-поступательном движении заготовки. Возможна правка заготовок с пределом текучести до 900 Н/мм2.
Освоение технологии правки заготовок широкого размерного и марочного сортамента обеспечило получение заготовок с кривизной менее 2 мм. Такая кривизна обеспечивает требования к заготовкам, поступающим на обдирку к бесцентрово-токарным станкам.
После правки все заготовки подвергают ультразвуковому контролю.
Контроль качества поверхности и высоты микронеровностей регламентирован соответствующими отечественными и зарубежными стандартами и, в основном, соответствует K2≤80. После чистовой обдирки все заготовки выкладывают на инспекторский стол для контроля качества. После этого их упаковывают в пачки с обвязкой лентой и к ним прикрепляют бирки. При этом широко используется оборудование швейцарской фирмы «СПЕКТА AT» - ручные и пневматические машинки для упаковки заготовок, устройства для изготовления и навески бирок, платформенные тензометрические весы.
Таким образом выполненный комплекс теоретических исследований, а также оптимизация выбора массы слитков для прокатки заготовок определенного размера, совершенствованию режимов нагрева слитков, разработке и освоению новых калибровок валков, реализации системы управления скоростными режимами работы клети 950, освоению новых и совершенствованию действующих средств отделки, упаковки, контроля и маркировки продукции позволяет сделать вывод о создании и реализации современной комплексной технологии производства круглых заготовок, удовлетворяющих по всем показателям требования отечественной и зарубежной нормативно-технической документации.
С целью оценки технологичности и целесообразности использования заготовок больших диаметров и оценки качества готовой продукции была организована их переработка при производстве труб и колец.
Выполненные исследования показали, что из катаных заготовок больших диаметров можно изготавливать цельнокатаные трубы диаметром до 325 мм, соответствующие требованиям действующей нормативно-технической документации.
Кольцевые изделия применяют для изготовления колес, бандажей, деталей газотурбинных двигателей, в судостроении, машиностроении, плавающих и летательных аппаратов, при изготовлении подшипников. Из поставленных на ООО НИИ «Теприс» заготовок больших диаметров изготовили кольца для машиностроения и трамвайные бандажи. Установлено, что применение круглой катаной заготовки большого диаметра позволяет изготавливать кольца повышенной массы с экономией металла до 18% по сравнению с применением кованой заготовки. Произведенные кольца и бандажи по размерам и качеству полностью отвечают предъявляемым к ним требованиям стандартов.
Установка нового оборудования на участке прокатного стана и адъюстажа позволили начать промышленное производство заготовок 350 мм.
В УкрНИИМет (г.Харьков) под руководством профессора Тришевского И.С. разработаны теории, технология и оборудование для производства гнутых профилей массового сортамента (уголки, швеллеры, корытные, зетовые, гофрированные листовые профили).
В практике машиностроительных предприятий зачастую требуются гнутые профили сложной формы. В этом случае эти предприятия устанавливают оборудование для производства таких профилей и изготавливают их сами. Одним из таких предприятий является ЗАО «Группа «Норд» - одно из крупнейших украинских изготовителей бытовой холодильной техники.
С целью снижения себестоимости бытового холодильника был спроектирован корпус новой формы. Переход на новую конструкцию позволил снизить себестоимость холодильника на 14%.
Новая конструкция корпуса холодильника показана на рис. 175. Особенностью его являются унифицированные детали - левая, правая, нижняя и верхняя планки, которые имеют сложную форму. Было решено изготавливать их на стане гнутых профилей из листовой рулонной стали.
Для разработки схемы и параметров профилирования деталей корпуса холодильника к работе были привлечены ученые ДонНТУ.
В сотрудничестве с работниками ЗАО «Группа «Норд» и рекомендаций работ разработана технологическая схема профилирования панелей корпуса холодильника (рис. 176).
При изготовлении гнутых профилей необходимо было решить три основные задачи: получение профиля с точным соблюдением заданных размеров и формы; избежать нарушений сплошности металла и обеспечить минимальные энергозатраты. Решение этих задач потребовало создание математической модели формоизменения полосы в готовый профиль. Для ее разработки использованы вариационные методы механики твердого тела.
При создании математической модели приняты допущения:
1) гипотеза плоских сечений;
2) равномерное распределение температуры по поперечному сечению деформируемого профиля и её неизменная величина при холодном профилировании;
3) отсутствие уширения.
Предварительные расчеты показали, что величиной утолщения заготовки в листах можно пренебречь.
В процессе моделирования выведены аналитические выражения для описания поля скоростей на участке плавного перехода, длину которого определяли с учетом рекомендаций авторов работы
где l1 - зона монотонного роста угла подгибки; l2 - зона разгрузки; а- угол подгибки; b - ширина подгибаемой полосы; h - толщина полосы.
Резкие различия в условиях формоизменения отдельных участков зоны деформирования обусловили необходимость в целях упрощения решения задачи выделять на участке плавного перехода зоны, которые различаются по закономерностям формоизменения. Выбор поля скоростей и все последующие расчеты проведены для каждой из зон раздельно, однако при этом учитывали их взаимодействие (рис. 177).
Аналитическое уравнение поверхности вращения F(x, у, z) относительно аппликаты имеет вид
где i - номер участка, i = 1, 2, 3 (см. рис.177); Ri - радиус валка на г-том участке; h - толщина полосы.
После разложения в ряд Маклорена для упрощения расчётов аналитические выражения для 1, 2, 3 участков приняли вид
Для практических исследований достаточно квадратичного приближения. Тогда поверхности вращения для участков 1, 2, 3 описываются уравнениями
В соответствии с методом Ритца и зависимостями, полученными авторами работы, скорости продольной составляющей Vx определены по зависимости
где l - общая длина зоны деформирования заготовки в клети; k=1-1/λ(λ-V1/V0); V1, V0 - скорости полосы на выходе из валков и в начале процесса профилирования соответственно.
Для определения скорости заготовки на выходе из валков использовали рекомендации авторов работы, по которым горизонтальную составляющую скорости верхнего валка определяли по уравнениям
где i = Dво/Dно, при этом принято равенство окружных скоростей валков в местах основных диаметров верхнего и нижнего валков.
Для определения скорости вертикального перемещения Vz использовали линейную аппроксимацию Vz в виде суммы двух членов Vz = C0 + C1z, удовлетворяя граничным условиям
где Vzki - скорости вертикального перемещения частиц металла на контакте.
В качестве граничных условий (6.15) приняты условия сопряжения на границах соседних зон линейных скоростей перемещений и их первых производных.
Исходя из уравнений механики твёрдого тела, определена скорость Vzki в виде
С учётом граничных условий и линейной аппроксимации зависимости в расчётах использована формула
где VzkB , VzkH - скорости вертикального перемещения соответствующих участков для верхнего и нижнего валков соответственно; FiH, FiB - уравнения поверхностей вращения нижнего и верхнего валков, определяемые по зависимостям (6.8)-(6.13).
Для определения скорости поперечного перемещения Vy использовано уравнение несжимаемости
где ξxi, ξyi, ξzi ξ - скорости линейной деформаций i-того участка.
Скорости деформаций для i-того участка определяли по уравнениям Коши
Зная значения ξxi и ξzi, определили ξyi из уравнения (6.18).
На основании изложенного и использования уравнений (6.14)-(6.17) определены скорости для первого и второго участка (см. рис.177)
где l1 - длина зоны деформирования первого участка;
Vyl определен из дифференциального уравнения
где C0 определено с учётом граничного условия
Для второго участка (см. рис.177) скорости определяли аналогичным образом
где l2 - длина зоны деформирования второго участка.
где С определено из граничных условий
Расчеты скоростей третьего участка отличаются только зависимостью, используемой при определении скорости вертикального перемещения Vy3, которую находили в виде полинома: Vy3 = C0 + С1y, причём для определения неизвестных констант C0 и G1 использовали граничные условия сопряжения зон
После решения системы уравнений получена формула для определения скорости поперечного перемещения на 3-ем участке (см. рис. 177)
Скорости сдвиговых деформаций найдены по уравнениям (6.11)
Определив для каждого из трех участков скорости продольного, поперечного и вертикального перемещений, скорости деформаций и скорости сдвиговых деформаций, получили аналитические выражения для описания кинематически возможного поля скоростей перемещений и деформаций процесса профилирования.
Самым сложным профилем оказалась соединительная планка, которую было решено изготавливать в сдвоенном виде. Требуемый профиль имеет сложную форму с участками двойной толщины, поэтому он был условно разбит на простые элементы и принято условие аддитивности. С учетом особенностей деформирования полосы клети стана разбили на группы. Профили полосы и маршрут профилирования показаны на рис. 178.
Первая клеть задающая и её валки калибровки не имеют, XVIII клеть применяют как дублирующую, XVII клеть предназначена для обеспечения точности получения профиля. В связи с этим для клетей I и XVIII калибровку валков и силовые условия профилирования не рассчитывали.
В клетях II-V (первая группа) формируют корытный профиль. В каждой клети углы подгибки равны 22°30', оба спрофилированных угла после выхода из клети V составляют 90°.
Профиль полосы в клетях первой группы показан на рис. 179 а.
В качестве исходных данных задавали: ширину центральной части профиля h0, углы подгибки элемента а, радиусы закруглений R1, и R2, ширину участков b и а. Остальные параметры определяли из геометрических соотношений. Так, ширина цилиндрической части валка определена как сумма прямолинейной части профиля и длины дуги закругления
ширина левой части участков
где h1, b, b2 - расстояния между центрами дуг мест изгиба отдельных участков профиля; S = 0,7 мм; R1 = 0,8 мм; R2 = 3,25 мм.
Все расчеты выполнены для стали 08Ю с использованием пакета Microsoft Excel. Для расчета силы профилирования пользовались электронной таблицей (рис. 180).
В первых двух строках выделены данные, которые являются постоянными для рассматриваемой группы клетей и входят в формулы с признаком абсолютной адресации. В остальных строках указаны номер клети, для которой проводятся расчеты, предел текучести металла с учетом происходящего наклепа, исходные геометрические параметры, углы профилирования в одной клети и суммарный с нарастающим итогом по клетям группы (подсчитан с учетом пружинения полосы).
Для расчета h1, b и b2, использовали формулы (6.21) - (6.23). Величины с и C2 являются длинами дут закруглений и имеют вспомогательный характер. Предел текучести рассчитывали по уравнениям регрессии в зависимости от содержания химических элементов в стали и с учетом наклепа металла по уравнению
σт = 6,569*lnx + 213,01,
где х = 180αc/10п + 1 для стали 08Ю и исходной толщины полосы 0,7 мм.
Для расчета силы профилирования выведено уравнение, полученное для корытного профиля
где S — толщина исходной полосы, мм; σт предел текучести, МПа; E - модуль упругости, МПа; α, αс - углы подгибки в данной клети и суммарный, град.
Расчеты для остальных клетей этой группы проводят аналогично.
Во второй группе клетей формируют участки двойной толщины (рис. 179 б). Угол подгибки меняется от О в клети VI (сплошная линия) до 90°- в клети X (штриховая линия). При расчетах профиль рассмотрен как два швеллера разных размеров. Геометрические параметры профиля определяли по зависимостям
Электронная таблица расчетов параметров и силы профилирования в клетях VI-X аналогична приведенной на рис. 180. Расчеты в последующих клетях вели аналогично рассмотренному для первой группы клетей.
Клеть XI выделена в отдельную группу, поскольку подгиб концов профиля выполняют за один проход (см. рис. 179). При расчетах в этой клети добавляется радиус закругления R3=0,8 мм (см. рис. 179в). Геометрические параметры профиля определяют по зависимостям
В четвертой группе профиль полосы рассматривали состоящим из трех швеллеров, угол подгибки изменяется от 0 до 90° (см. рис. 178). Расчеты силы профилирования вели по уравнению, полученному для швеллерного профиля
Для оценки достоверности разработанной математической модели определения силы профилирования провели экспериментальное исследование на стане гнутых профилей.
Полученные результаты представлены на рис. 181.
Из рисунка видно, что характер изменения силы профилирования боковых панелей и соединительных элементов одинаков, поскольку их профили в правой части одинаковы. У боковых панелей левая часть - уголок, а у соединительных планок, формируемых в сдвоенном виде - тот же профиль, что и в правой части. До клети VII идет формовка полосы для обеих деталей в левой и правой частях, поэтому силы профилирования близки не только по характеру, но и по величине.
В клети VII на боковой панели уже полностью сформирована левая часть, и вертикальные ролики только фиксируют ее, а у соединительного элемента продолжают формироваться правая и левая части. Поэтому сила профилирования для этой детали значительно больше.
Сравнение результатов расчета и экспериментальных данных позволило оценить достоверность разработанной математической модели, средняя погрешность расчета по которой составила 16%.
Таким образом, разработана математическая модель силы профилирования при формовке сложных несимметричных профилей с участками двойной толщины с учетом комплексного воздействия на процесс гибки химического состава, наклепа стали, геометрии профиля, утонения деформируемых участков и пружинения холоднокатаной полосы толщиной менее 1 мм.