CC BY
36
7. Бородина E.H., Шубин И.Г., Румянцев М.И. Прогнозирование показателей качества канатной проволоки и стальных канатов с использованием математических моделей на основе множественного регрессионного анализа // Обработка сплошных и слоистых материалов. 2014. № 2 (41). С. 63-66.
8. Харитонов В.А., Лаптева Т.А. Повышение эффективности производства стальных подвижных канатов применением калибрующего обжатия прядей // Обработка сплошных и слоистых материалов. 2014. № 2 (41). С. 13-19.
9. Харитонов В.А., Иванцов А.Б. Повышение эффективности действующих рихтующих устройств при производстве стальных канатов // Обработка сплошных и слоистых материалов. 2014. № 2 (41). С. 24-27.
УДК 621.771
ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ УСКОРЕННОГО ОХЛАЖДЕНИЯ КАТАНКИ НА ПРОВОЛОЧНОМ СТАНЕ
Платов С.И., Некит В.А., Огарков H.H., Железков О.С.
ФГБОУ ВО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова», г. Магнитогорск, Россия
Введение
Исследования проводились в условиях стана 150 ОАО «БМК». Снижение температуры прокатки в чистовом блоке достигается за счет водяного охлаждения раската перед чистовым блоком клетей стана [5,6, 814]. Последеформационное двухстадийное охлаждение готовой катанки осуществляется в водяных и воздушных секциях [1-3, 5, 7, 8, 10]. Определение температуры катанки до и после чистового блока, а также на витко-укладчике проводилось оптическим пирометром. Эксперименты проводились для марки стали 08Г2С
При входе металла в секцию его поверхность быстро охлаждается, затем тепловой фронт постепенно перемещается к центру. Это сопровождается значительным перепадом температур по сечению заготовки.
Изменение среднемассовой температуры в секции водяного охлаждения идет с переменной скоростью. Скорость теплосъема максимальна в начале водяной секции, а затем быстро спадает. Примерно половина теп-лосъема приходится на самое начало водяной секции. При испарении воды, находящейся в контакте с нагретым металлом, образуется паровой слой, препятствующий дальнейшему их соприкосновению; на этом участке проката теплоотвод с поверхности происходит со скоростью, на несколько порядков меньшей, чем при непосредственном соприкосновении его с водой. При ударе струи воды под большим давлением паровой слой пробивается; вода соприкасается с металлом, и температура поверхности очень быстро снижается примерно до температуры кипения воды. На этом участке поверхности обеспечиваются граничные условия, которые характеризуются очень быстрым теплоотводом.
Поэтому увеличение длины секций не оказывает значительного влияния на количество отводимого ими тепла. Использование укороченных секций в многосекционных линиях охлаждения позволяет достичь большей удельной тепловой эффективности водяного охлаждения.
Методика расчета
Наиболее эффективным способом расчета динамики тепловых полей при сложных граничных условиях, характерных для реального технологического процесса, в настоящее время является численное решение тепловой задачи. Производительность современных компьютеров обеспечивает достаточно высокую точность и скорость расчетов.
Математическую модель охлаждения можно построить на основе известного соотношения Остроградского для энтальпии [4, 8, 10]
а)
5 V
где Qs - тепловой поток через элемент поверхности S; q - мощность объемного энерговыделения; И - удельная
энтальпия; V - элемент объема.
Интегрирование в правой части уравнения ведется по элементу объема, а в левой - по окружающей его поверхности.
Применяя это уравнение к расчету температурных полей в круглой стали, используем следующие допущения:
- теплообменом по длине катанки пренебрегаем, -тепловые потоки и поля считаем аксиально-симметричными.
С учетом этих допущений тепловая задача становится одномерной нестационарной аксиально-симметричной, и уравнение (1) можно переписать для кольца с внутренним радиусом 1(\ и внешним К2
0(1<2)1<2 + 0(К\)К\ = ~ ' (2)
Л.
где 0(11) - поток тепла из кольца через поверхность радиуса Я; Т - температура; с - теплоемкость; р - плотность металла.
На участке водяного охлаждения единственным источником тепловыделения является тепловой эффект полиморфного превращения, однако величина его в сравнении с другими тепловыми потоками невелика, и в первом приближении им можно пренебречь.
Таким образом, из соотношения Остроградского получено интегрально-дифференциальное уравнение, решение которого позволяет рассчитывать динамику изменения температуры.
Для решения уравнения (1) необходимо задать начальное распределение температур по сечению металла и тепловые условия на ее поверхности.
Градиенты температур на входе в секцию водяного охлаждения по сравнению с градиентами, возникающими в ходе охлаждения, незначительны, и начальное распределение температур можно считать постоянным.
На участке ускоренного охлаждения катанка находится в граничных условиях двух видов: во время нахождения внутри секции она охлаждается водой, а во время ее нахождения между секциями - воздухом и радиационным теплообменом.
Для численного решения уравнения (1) необходимо перейти от интегрирования и дифференцирования к конечным разностям. Наиболее целесообразно для одномерного аксиально-симметричного случая разбиение тела сеткой, состоящей из вложенных цилиндрических колец. При этом внешний теплообмен задается только для внешнего слоя, а остальные обмениваются между собой теплом кондуктивно.
Уравнение (1) для /-го слоя можно переписать в виде
я,
где И, - радиус соответствующих слоев.
Пусть слой является достаточно тонким, чтобы выполнялось соотношение
В этом случае изменением температуры внутри слоя можно пренебречь, что приведет к постоянству и независимости от координаты теплоемкости и плотности:
Переходя от дифференциалов к конечным разностям, можно записать
2{Ш +Яг-1<2,-1) «'-<) = МЮ Ы -Тг) (В? -/£,), (3)
где - шаг времени расчета; Т, - температура /'-го слоя перед шагом; Т, - температура /'-го слоя после
шага.
Результаты расчета, обсуждение
Расчеты проведены для проверки адекватности модели и выявления основных закономерностей тепловых процессов, происходящих на линии ускоренного охлаждения мелкосортного стана.
При исследовании температурной неоднородности необходимо оценивать конечную разность температур по всей длине линии охлаждения.
Конечная разность температур - это разность температур между поверхностью Тп и центром Тц при входе катанки в виткосборник
дт = тц-тп.
Температуру проката можно снизить приблизительно на одну и ту же величину, применяя различную компоновку линии. Компоновка должна выбираться, исходя из дополнительных требований к охлаждению, в частности, минимизации температурной неоднородности по сечению металла и повышения общей тепловой эффективности водяного охлаждения.
Количество секций на линии охлаждения оказывает существенное влияние на температурную однородность металла. На рис. 1 приведены результаты расчетов конечной разности температур для следующих вариантов компоновки линии водяного охлаждения:
-три водяных секции на линии - включены все три;
-четыре водяных секции на линии - включены три первые;
-пять водяных секций на линии - включены три первые;
-семь водяных секций на линии - включены четыре первые.
л —
Р в
о к
О £Г
X 1»
со О
СС
о.
§
X
ЕГ <и X О
о
с и
л °
&
л к
с
к Н
150
100
50
3 4 5 7
Количество секций
Рис.1. Конечная разность температур по сечению катанки для линии с различным числом секций
Конечная разность температур тем меньше, чем больше число секций на линии охлаждения. Это объясняется тем, что в многосекционной линии охлаждения больше как количество, так и суммарная длина воздушных участков, на которых происходит выравнивание температур.
После прохождения линии охлаждения прокат поступает на виткосборник, после чего подвергается дальнейшему охлаждению на воздухе с помощью вентиляторов. Температурный диапазон воздушного охлаждения соответствует области протекания полиморфных превращений, поэтому температурный профиль проката после прохождения линии воздушного охлаждения в значительной мере определяет потребительские свойства продук-
Второй возможный способ плавной регулировки теплосъема - изменение давления охлаждающей воды. При изменении давления изменяется температура кипения воды и эффективность «срывания» паровой рубашки. На рис. 2 приведена регулирующая характеристика второго механизма.
014
о
и _.12
г оЛО
х Р 8
О) я
О. (-.
С А 5 4
Р 2
0
2
С1
К
1 1 1 1 2 1 Дан 3 1 лен 4 1 ие в 5 1 оды 6 1 , МГ 7 1 1а 8 1 9 2
Рис. 2. Изменение температуры на виткосборнике при изменении давления охлаждающей воды
Заключение
Максимальная скорость снижения среднемассовой температуры катанки и мелкого сорта горячекатаного металла наблюдается на начальном участке секции водяного охлаждения, поэтому эффективность теплосъема (количество теплоты, отводимой с единицы длины действующих водяных секций) увеличивается с увеличением количества секций водяного охлаждения при уменьшении их длины.
Регулирование температуры металла на выходе с участка ускоренного охлаждения можно осуществлять несколькими способами. Наибольшее дискретное изменение температуры достигается при включении - отключении секций. Более точное дискретное регулирование достигается при изменении порядка включенных секций. Для плавного регулирования на небольшую величину можно использовать изменение длин секций и давления охлаждающей воды.
Снижения температурной неоднородности по сечению проката можно достичь увеличением количества и длины участков выравнивания температур при сохранении суммарной величины теплосъема. Эта задача решается увеличением количества более коротких секций водяного охлаждения.
Установлено, что для обеспечения эффективного и регулируемого междеформационного охлаждения на стане 150 перед чистовым блоком следует установить минимум две секции водяного охлаждения с длинами не менее одного метра каядая. Для последеформационного охлаждения на стане 150 рекомендуется устанавливать семь секций водяного охлаждения. Такая компоновка линии ускоренного охлаждения позволит минимизировать температурную неоднородность по сечению катанки и обеспечить широкие возможности управления процессом охлаждения.
Список литературы
1. Essadiqi Е., Jonas J.J. Effect of deformation on ferrite nucleation and growth in a plain carbon and micro alloyed steels //Metal. Trans. V.20A, (1989). 987-998.
2. Lange W.E., Enomoto M. and Aaronson H.I. The kinetics of ferrite nucleation at austenite grain boundaries in Fe-C alloys. //Metallurgical transactions. V. 19A. (1988). 427-440.
3. Pikkering F.B. Physical Metallurgy and the Design of Steel // Applied Science Pub. London. (1983).
4. Mathematikal modeling of plastik deformation process in section rolling / A. Morozov, B. Nikiforov, V. Salganik, A. Pesin, S. Platov, E. Trahtengertz // Pceeding of the 7th international conference on numerical methods in industrial forming process / Simulation of Materials Processing Theory, Methods and Applications. Numiform 2001, Toyohashi, Japan.
5. Урцев В.H., Рашников В.Ф., Морозов A.A., Капцан A.B., Сафронов М.Ф., Горностырев Ю.Н., Корнилов B.J1. Формирование структуры и механических свойств сталей. Серия «Сталь». Структура и свойства». Под ред. академика Рашникова В.Ф. Магнитогорск. 1998. 158 с.
6. Морозов С.А., Хабибуллин Д.М., Платов С.И. и др. Совершенствование охлаждения проката на мелко-сортно-проволочном стане // Сталь. 2003. № 8. С. 39-41.
7. Фундаментальные научные исследования как элемент стратегии технического развития металлургического предприятия / A.A. Морозов, P.C. Тахаутдинов, В.Н. Урцев, С.И. Платов // Вестник Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова. 2004. № 3 (7). С. 28-30.
8. Платов С.И. Моделирование процесса охлаждения катанки и мелкого сорта // Вестник Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова. 2005. № 3 (11). С. 51-53.
9. Совершенствование режимов охлаждения катанки из углеродистых сталей на мелкосортно-проволочных станах / С.И. Платов, В.Н. Урцев, С.А. Морозов, Д.В. Терентьев // Труды пятого конгресса прокатчиков. М.: АО «Черметинформация», 2004. С. 194-195.
10. Математическое моделирование процесса охлаждения металла при мелкосортной прокатке / В.Н. Урцев, С.И. Платов, С.А. Муриков и др. // Труды шестого конгресса прокатчиков, Липецк, 2005.
11. Прокатка углеродистых сталей в двухфазной области / С.А. Морозов, В.Н. Дегтярев, В.Н. Урцев, С.И. Платов, // Процессы и оборудование металлургического производства: сб. науч. тр. Магнитогорск, 1999. С. 161166.
12. Прокатка в двухфазной области катанки из сталей 1кп и 08Г2С. Результаты промышленного эксперимента на стане 150 ОАО БМК / В.Н. Дегтярев, В.Н. Урцев, С.А. Морозов, С.И. Платов // Фазовые и структурные превращения в сталях: Труды Всеросс. школы-семинара, вып. 1. Магнитогорск, 2001. С. 255-267.
13. Результаты промышленного эксперимента по двухфазной прокатке на стане 150 ОАО «БМК» / Урцев В.Н., Дегтярев В.Н., Платов С.И. и др.// Бернштейновские чтения по термомеханической обработке металлических материалов: науч.-техн. конф. М.: МИСиС, 2001. С. 102-107.
14. Морозов С.А., Хабибуллин Д.М., Платов С.И. и др. Совершенствование охлаждения проката на мел-косортно-проволочном стане // Сталь. 2003. № 8. С. 39-41.
УДК 621.778.011
СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ТЕОРЕТИЧЕСКИХ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА ВОЛОЧЕНИЯ ПРОВОЛОКИ ТРАПЕЦИЕВИДНОГО СЕЧЕНИЯ В МОНОЛИТНОЙ ВОЛОКЕ
Железков О.С., Мухаметзяиов И.Ш., Барышников М.П., Малаканов С.А.
ФГБОУ ВО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова», г. Магнитогорск, Россия
Проволока трапециевидного сечения используется в качестве исходной заготовки для последующего получения пружинных шайб методом навивки. Пружинные шайбы широко используются в различных отраслях промышленности и, в частности, в конструкции верхнего строения железнодорожного пути для крепления рельсов к железобетонным шпалам. Рассматривался процесс волочения проволоки трапециевидного профиля № 10 по ГОСТ 11850-72 с регламентированными параметрами:
