Влияние особенностей контактного взаимодействия тонкой полосы с валками на параметры начальной настройки рабочей клети и наименьшую толщину прокатываемой полосы

Шрифт:
118

https://doi.org/10.15407/pmach2019.03.041
Met. litʹe Ukr., 2019, Tom 310-311, №3-4, с.41-47

Я.Д. Василев, д-р техн. наук, профессор
Р.А. Замогильный, мл. науч. сотр., e-mail: rz90@i.ua
Национальная металлургическая академия Украины (НМетАУ), Днепр, Украина

УДК 621.771.001

Аннотация:

Исследованы особенности силового взаимодействия тонкой полосы с валками и с рабочей клетью в целом при холодной прокатке. Показано, что при холодной прокатке тонких полос, упругие деформации валков и полосы оказывают решающее влияние на погонную силу прокатки Рс/b. Представлены данные, подтверждающие, что формирование толщины полосы при прокатке происходит в результате совместного взаимодействия последней с рабочими валками и с рабочей клетью в целом.

Из-за низких значений модуля жесткости рабочих клетей Мкл (Мкл = 4,5–7,5 МН/мм) действующих станов холодной прокатки упругие деформации последних δкл многократно превышают толщину полосы на выходе из очага деформации h1 (δкл >> h1), и процесс прокатки реализуется всегда в предварительно прижатых валках с силой Рпр, что ограничивает возможности оборудования для прокатки полос малой толщины. С уменьшением толщины и ширины полосы b вследствие уменьшения параметра b/L (где L – длина бочки валков), концевые участки бочек рабочих валков в процессе прокатки также находятся в «забое», то есть прижаты силой Р з, которая суммируется с силой прокатки Рс, что приводит к дополнительной нагрузке валков и, как следствие, к дополнительному ограничению возможностей оборудования для прокатки полос меньшей толщины.

Впервые решена задача по определению параметров начальной настройки рабочей клети при прокатке, когда концевые участки рабочих валков находятся в «забое» в процессе прокатки, и предложено решение для определения наименьшей толщины полосы h1нм, которая может быть прокатана на конкретном стане. Экспериментальная проверка расчетного определения параметров начальной настройки и наименьшей толщины полосы, которая может быть прокатана на конкретном стане h1нм, подтвердила работоспособность и достаточную точность предложенных решений, что дает основание рекомендовать их для практического применения при расширении сортамента выпускаемой продукции на действующих станах, в сторону уменьшения толщины прокатываемых полос и при проектировании сортамента на новых станах для прокатки тонких и особо тонких полос, в том числе жести и фольги.

Ключевые слова:

холодная прокатка, стан, нажимное приспособление, сила, упругая деформация, взаимодействие, полоса, толщина.

Введение. Холоднокатаный прокат является одним из наиболее востребованных видов металлопродукции. По данным работ [1, 2], потребление плоского холоднокатаного проката и жести в мире в настоящее время оценивается на уровне 130 млн т в год и продолжает расти. При этом наибольшим спросом пользуется холоднокатаный прокат толщиной 0,8–1,2 мм и менее средней ширины (до 1400 мм), доля которого составляет 71 % [1]. Поэтому основной тенденцией развития производства холоднокатаного проката является освоение и увеличение выпуска профилей тоньше 0,8 мм, вплоть до 0,25–0,35 мм, а также тонкой и особо тонкой жести толщиной 0,12–0,16 мм и улучшение качества выпускаемой продукции.

Актуальный уровень технологии и исследований. Для производства холоднокатаного проката применяют непрерывные, а также одно- и двухклетевые реверсивные станы, оснащенные четырехшестивалковыми клетями, с длиной бочки валков 1200–2500 мм [3–6]. Подавляющее большинство из них предназначено для выпуска продукции широкого сортамента как по толщине, так и по ширине, что связано с необходимостью частого изменения начальной настройки рабочих клетей, поскольку значения параметров R/h0 (где R, h0 – радиус рабочего валка и толщина полосы на входе в очаг деформации) и b/L (где b, L – ширина полосы и длина бочки валков) изменяются соответственно в пределах 100–3000 и 0,4–0,9.

Кроме того, холодная прокатка тонких и особо тонких полос осуществляется с малыми абсолютными обжатиями Dh (Dh ≤ 0,005–0,5 мм) и с большими средними контактными нормальными напряжениями рсрс (рсрс ≥ 500–1500 Н/мм2). В этих условиях прокатки упругие деформации радиального сжатия рабочих валков и упругие деформации полосы становятся одним из основных факторов, определяющих уровень параметров процесса. В результате упругого сжатия валков и упругого восстановления полосы происходит существенное увеличение длины очага деформации lc, что вызывает рост контактных нормальных напряжений рсрс, силы Рс, момента Мс и мощности Nc прокатки. Этим объясняется тот факт, что сила, действующая на нажимные винты рабочих клетей промышленных станов, при холодной прокатке полос шириной 1000 мм достигает 10–20 МН. Принимая во внимание, что модуль жесткости рабочих клетей действующих станов холодной прокатки находится в диапазоне 4,5–7,5 МН/мм [5–9], упругие деформации
δкл последних при указанных выше значениях силы прокатки достигают 1,5–4,5 мм. Поэтому процесс холодной прокатки тонких и особо тонких полос на промышленных станах осуществляется практически всегда в условиях, когда валки до начала прокатки находятся в «забое», то есть прижаты силой Рпр [6, 7].

Цель работы. Определение параметров начальной настройки рабочих клетей при холодной прокатке тонких и особо тонких полос имеет свои особенности, которые в настоящее время изучены недостаточно полно. В частности, не учтено влияние силы забоя концевых участков рабочих валков Рз в процессе прокатки, что существенно. Остается открытым также вопрос об определении наименьшей толщины полосы h1нм, которая может быть прокатана на конкретном стане. Задачи, вытекающее из обозначенного круга вопросов, являются актуальными, и их решение имеет важное научное и прикладное значение. Поэтому они и определили цель настоящего исследования.

Постановка задачи и методика исследований. При прокатке тонких и особо тонких полос концевые участки бочек рабочих валков на действующих станах практически при любых значениях силы прокатки Рс и параметра b/L < 0,8 находятся в «забое» в процессе прокатки, то есть прижаты силой Рз [10]. Поэтому на рабочие валки, в процессе прокатки, а, следовательно, и на нажимные винты рабочей клети, действуют две силы (без учета влияния сил уравновешивания верхнего полукомплекта валков и гидромеханического профилирования валков) – сила прокатки Рс и сила «забоя» Рз. Следовательно, сила, действующая на нажимные винты Рнв при прокатке
тонких и особо тонких полос, равна:

Рнв = Рс + Р3 (1)

и известное ограничение по силе прокатки (Рс ≤ [Р]) следует записывать в виде:

Рнв ≤ [Р] (2)

где [P] – допустимое значение силы на нажимные винты.

Вероятность появления силы Рз и ее величина возрастают с уменьшением толщины прокатываемой полосы h1 и параметра b/L, а также с увеличением силы прокатки Рс. При b/L = 1,0 сила Рз равна нулю, независимо от значений h1 и Рс. Закономерности взаимодействия и параметры начальной настройки рабочих клетей при прокатке толстых и тонких широких полос рассмотрены подробно в литературе [6, 7].

При прокатке тонких и особо тонких относительно узких полос суммарная стрела прогиба активных образующих рабочих валков 2dао [8, 10] обычно превышает толщину полосы h1, и зазор S1k вблизи торцов их бочек приобретает отрицательные значения (S1k < 0). В этом случае, как уже отмечалось выше, концевые участки бочек рабочих валков в процессе прокатки находятся в «забое», то есть прижаты силой Рз и сила, действующая на нажимные винты, выражается уравнением (1). Кроме того, рабочие валки до прокатки прижаты силой Рпр. Значения сил Рпр и Рз, которые являются параметрами начальной настройки рабочей клети, находят в результате решения системы:

формула 3

где Рс – сила прокатки; Рз – сила «забоя» концевых участков бочек валков; Рпр – сила предварительного прижатия валков.

Основные проблемы при решении системы (3) связаны с определением функций Рс = ϕ(h1) и Рз = ϕ(h1). Возможности и пути построения кривой пластичности Рс = ϕ(h1) рассмотрены ранее и опубликованы в литературе [6–9]. Возможности определения функций Рз = ϕ(h1) изложены ниже.

На рисунке представлено графическое решение системы (3) для случаев прокатки, когда процесс осуществляется с «забоем» концевых участков рабочих валков (сплошные линии 1 и 2) и без такового (штриховые линии 1’ и 2’).

Графическое решение системы по определению параметров начальной настройки рабочей клети при прокатке с «забоем» концевых участков рабочих валков

Рис. Графическое решение системы (3) по определению параметров начальной настройки рабочей клети при прокатке с «забоем» концевых участков рабочих валков

Из рисунка следует, что когда концевые участки рабочих валков находятся в «забое» в процессе прокатки (сплошные линии 1 и 2), получение требуемой толщины полосы h1 достигается при более высоких значениях сил Рнв и Рпр или при большей величине отрицательного зазора между валками до прокатки (-S0 = Рпр/Мкл). Разность ординат кривых 2 и 2’ при h = h1 численно равна силе забоя концевых участков рабочих валков в процессе прокатки Рз. Таким образом, учет влияния силы Рз при начальной настройке рабочей клети сводится к увеличению силы предварительного прижатия валков с Рпр’ до Рпр или к увеличению отрицательного зазора между ними с S0’ до S0.

Для аналитического решения системы (3) необходимо найти функцию Рз= ϕ(h1). Наиболее точное определение силы Рз может быть реализовано в результате совместного решения уравнения прокатки и задачи о напряженно-деформированном состоянии валков [8]. Приближенно силу Рз можно определить по сближению осей бочек рабочих валков на участках их непосредственного контакта [8, 9]. Расчет силы прокатки Рс производили по хорошо апробированной методике, учитывающей влияние упругих
деформаций валков и полосы коэффициента трения, деформационных и температурно-скоростных условий прокатки [11].

Результаты исследований и их анализ. Расчеты силы забоя Рз с использованием методик, приведенных в работах [8, 9], показали, что в случае применения цилиндрических валков в последних клетях на двух- и шестиклетевом станах 1400 ОАО «АрселорМиталл Темиртау» [4] при прокатке жести 0,145-0,36х855-890 мм (b/L = 0,61–0,64) ее значения, в зависимости от предела текучести исходного подката и принятых режимов деформации, могут достигать 0,2–0,9 Рс. Такие большие величины силы Рз
приводят к увеличению нагрузки на нажимные винты и к снижению обжимающей способности рабочих клетей, к увеличению контактных напряжений на концевых участках рабочих валков, их дополнительному разогреву, быстрому износу и разрушению, а также к дополнительному расходу энергии на преодоление сопротивления сил трения качения на концевых участках бочек рабочих валков, находящихся в «забое», что нежелательно и в большинстве случаев недопустимо. Вместе с тем прижатие («забой») концевых участков бочек рабочих валков на некоторой длине, примыкающей к кромкам полосы, целесообразно, так как это обеспечивает поперечную устойчивость полосы в процессе прокатки [7–9, 12]. Поэтому на практике стремятся к определению оптимальной или некоторой приемлемой минимальной величины силы Рз. Для минимизации величины силы Рз применяют подходящие профилировки рабочих и опорных валков, рабочие клети с осевой сдвижкой рабочих или промежуточных (на шестивалковых клетях) валков или клети, оснащенные валками системы СVC, либо другие технические решения, направленные на достижение этой цели [12].

Система уравнений (3) отражает особенности нагружения валкового узла и настройки рабочей клети при прокатке тонких и особо тонких полос, что позволяет использовать ее также для определения «наименьшей толщины полосы h1нм, которая может быть прокатана на конкретном стане с наибольшим обжатием». С этой целью первое уравнение этой системы может быть записано в виде:

формула 4

где δклс, δклз, δклпр – упругие деформации рабочей клети, вызванные силами прокатки Рс, забоя концевых участков рабочих валков Рз и предварительного прижатия валков Рпр соответственно.

Из уравнения (4) видно, что наименьшая толщина полосы h1нм, которая может быть прокатана на конкретном стане, определяется упругими деформациями клети, вызванных силами Рс, Рз и Рпр, то есть жесткостью всей рабочей клети, а не только радиальной жесткостью рабочих валков, как полагали исследователи, ранее пользующиеся вместо термина «наименьшая толщина прокатываемой полосы h1нм», термином «минимальная толщина прокатываемой полосы h1min» [5, 9]. На необоснованность и ошибочность термина «минимальная толщина полосы h1min» и соответствующих моделей для ее определения было обращено внимание также в работе [10].

Как следует из уравнения (4), абсолютная величина наименьшей толщины полосы h1нм, которая может быть прокатана на конкретном стане, определяется только жесткостью рабочей клети и технологическими ограничениями. Принимая во внимание (1) и (2), уравнение (4) представилось в виде:

формула 5

Анализ последнего уравнения показывает, что наименьшая толщина полосы h1нм, которая может быть прокатана на конкретном стане, определяется разностью двух сил – допускаемого значения силы, действующей на нажимные винты, и силы предварительного прижатия валков перед прокаткой. Очевидно, что чем меньше разность значений этих сил, тем меньше толщина полосы h1нм, которая может быть прокатана на конкретном стане. Но это возможно только при высоком и соизмеримом уровне сил Рнв и Рпр и подтверждает хорошо известный из практики факт, что холодная прокатка тонких и особо тонких полос реализуется с «большими силами и с малыми крутящими моментами».

Для проверки точности и работоспособности уравнения (4) на двухвалковом лабораторном стане 200 было проведено специальное исследование, в ходе которого прокатывали отожженные образцы из стали 08кп [σт = σтисх + 34,6(100εΣ)0,6] с номинальными размерами 0,22-0,25х47,5х300 мм без применения технологической смазки и натяжения со скоростью 0,3 м/с. Валки стана специальной конструкции были изготовлены из стали 9ХФ, имели диаметр 201,2 мм, длину бочки 50 мм и шлифованную рабочую поверхность с твердостью 92 HSD. Прокатку вели в предварительно прижатых валках. Сила предварительного прижатия валков Рпр ограничивалась возможностями ручного нажимного устройства и не превышала 18–22 кН. Значение параметра b/L равнялось 0,95, что исключало возможность забоя свободных (концевых) участков бочек валков в процессе прокатки. В ходе экспериментов измеряли толщину и ширину образцов до и после прокатки, значения силы предварительного прижатия валков Рпр и силы,  действующей на нажимные винты Рнв, которая в данном случае равнялась силе прокатки Рс. Измерение перечисленных параметров осуществляли по общепринятым методикам. В таблице представлены рассчитанные по уравнению (4), то есть теоретические и экспериментальные значения толщины образцов после прокатки, которые рассматривались в качестве наименьших h1нм, поскольку ограничивались параметрами начальной настройки (силой Рпр) и жесткостью рабочей клети лабораторного стана (Мкл = 1,32 МН/мм).

Таблица. Расчетные и экспериментальные значения толщины h1нм при прокатке на лабораторном стане 200

Расчетные и экспериментальные значения толщины h1нм при прокатке на лабораторном стане 200

Из таблицы видно, что экспериментальные и рассчитанные по уравнению (4) значения наименьшей толщины прокатываемой полосы h1нм практически совпали. Это подтверждает точность, надежность и работоспособность уравнения (4) для прогнозирования наименьшей толщины прокатываемой полосы h1нм, что дает основание рекомендовать его для практического применения.

Выводы:

Исследованы особенности силового взаимодействия тонкой полосы с валками и с рабочей клетью в целом при холодной прокатке. В большинстве случаев при решении поставленной задачи обычно учитывают только особенности контактного взаимодействия полосы с рабочими валками, что необходимо, но недостаточно. Показано, что формирование толщины полосы при прокатке происходит в результате совместного взаимодействия последней с рабочими валками и с рабочей клетью в целом. Такой подход при решении данной задачи использован в настоящей статье.

Пластическая деформация полосы при холодной прокатке осуществляется с малыми абсолютными обжатиями Dh (Dh ≤ 0,005–0,5 мм) и с большими средними контактными напряжениями рсрс ( рсрс > 500–1500 Н/мм2). В этих условиях прокатки упругие деформации валков и полосы оказывают решающее влияние на погонную силу прокатки Рс/b (где Рс, b – сила прокатки и ширина прокатываемой полосы), значения которой достигают 8–20 кН/мм, что приводит к увеличению силы прокатки на действующих станах холодной прокатки до 15–25 МН и более.

Из-за низких значений модуля жесткости рабочих клетей Мкл (Мкл = 4,5–7,5 МН/мм) действующих станов холодной прокатки, упругие деформации последних δкл многократно превышают толщину полосы на выходе из очага деформации h1 (δкл >> h1), и процесс прокатки реализуется всегда в предварительно прижатых валках с силой Рпр, что ухудшает условия эксплуатации валков и ограничивает возможности технологического оборудования для прокатки полос малой толщины. Установлено, что с уменьшением толщины и ширины полосы b вследствие уменьшения параметра b/L (где L – длина бочки валков), концевые участки бочек рабочих валков, каждый длиной менее 0,5(L-b), в процессе прокатки также находятся в «забое», то есть прижаты силой Рз, которая суммируется с силой прокатки Рс. Это приводит к дополнительному нагружению и ужесточению условий работы валков и, как следствие, к дополнительному ограничению возможностей оборудования для прокатки полос меньшей толщины.

Впервые решена задача по определению параметров начальной настройки рабочей клети при прокатке, когда концевые участки рабочих валков находятся в «забое» в процессе прокатки и предложено решение для определения наименьшей толщины полосы h1нм, которая может быть прокатана на конкретном стане. Экспериментальная проверка расчетного определения параметров начальной настройки и наименьшей толщины полосы, которая может быть прокатана на конкретном стане h1нм, подтвердила работоспособность и достаточную точность предложенных решений, что дает основание рекомендовать их для практического применения при расширении сортамента выпускаемой продукции на действующих станах, в сторону уменьшения толщины прокатываемых полос и при проектировании сортамента на новых станах для прокатки тонких и особо тонких полос, в том числе жести и фольги.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ:

  1. Федонин О.В., Урну С.Я., Немкин М.В., Даниленко Д.Н., Кондауров Е.Л. Перспективы развития производства холоднокатаного проката на мировом и российском рынках. Металлург. 2011. № 5. С. 9–16.
  2. Василев Я.Д., Замогильный Р.А., Самокиш Д.Н. Тенденции развития производства и потребления жести в мире. Черная металлургия: Бюл. ин-та «Черметинформация». 2017. № 9. С. 61–67.
  3. Антипин В.Г., Зиновьева Н.Г., Овчинников А.М. Черная металлургия США. Черная металлургия: Бюл. ин-та «Черметинформация». 2014. № 2. С. 3–21.
  4. Коновалов Ю.В. Справочник прокатчика. Справочное издание в 2-х книгах. Книга 2. Производство холоднокатаных листов и полос. М.: Теплотехник, 2010. 608 с.
  5. Королев А.А. Конструкция и расчет машин и агрегатов прокатных станов. 2-е изд. перераб и доп. М.: Металлургия, 1985. 376 с.
  6. Василев Я.Д., Сафьян М.М. Производство полосовой и листовой стали. Киев: Вища школа, 1976. 292 с.
  7. Меерович И.М., Герцев А.И., Горелик В.С., Классен Э.Я. Повышение точности листового проката. М.: Металлургия, 1969. 264 с.
  8. Полухин В.П. Математическое моделирование и расчет на ЭВМ листовых прокатных станов. М.: Металлургия, 1972. 512 с.
  9. Полухин П.И., Железнов Ю.Д., Полухин В.П. Тонколистовая прокатка и служба валков. М.: Металлургия, 1967. 388 с.
  10. Василев Я.Д., Дементиенко А.В. Непрерывная прокатка тонких и особо тонких полос. Непрерывная прокатка: Коллективная монография. Дніпропетровськ: РВА «Дніпро-ВАЛ», 2002. С. 137–293.
  11. Василев Я.Д., Самокиш Д.Н., Дементиенко А.В., Завгородний М.И. Единая методика расчета энергосиловых и температурно-скоростных параметров процесса холодной полосовой прокатки. Бюллетень «Черная металлургия». 2014. № 1. С. 50–58.
  12. Будаква А.А.. Коновалов Ю.В., Ткалич К.Н., Качалка З.Г., Паргамонов Е.А. Профилирование валков листовых станов. Киев, 1986. 190 с.