CC BY
48
Результатом вышесказанного является, то что процесс непрерывного прессования «Конформ» схож с процессом равноканального углового прессования. Это подтверждается результатами, полученными в ходе моделирования: продефор-мированный металл, перемещающийся в горизонтальной части канала как единое целое, имеет такую же накопленную интенсивность деформа-
ции, как и в равноканальном угловом прессовании, около 110%; угол наклона сетки после деформации равен 26-27° и соответствует теоретическому углу сдвига. Заготовка имеет более однородное распределение интенсивности деформации, в нижней части угла нет «застойной зоны», по сравнению с заготовкой, прошедшей через канал с острыми углами.
Библиографический список
1. Корнилов В.Н. Непрерывное прессование со сваркой алюминиевых сплавов. Красноярск: Изд-во педагогического ин-та, 1993. 216 с.
2. Сегал В.М., Резников В.И., Копылов В.И. Процессы пластического структурообразования металлов. Минск: Наука и техника, 1994.
3. Рыбин Ю.И., Рудской А.И., Золотов А.М. Математическое моделирование и проектирование технологических процессов обработки металлов давелением. СПб.: Наука, 2004. 644 с.
УДК 621.771
М. И. Румянцев, И. Г. Шубин, О. Ю. Носенко
КОНСТРУИРОВАНИЕ МОДЕЛИ ДЛЯ РАСЧЕТА ТЕМПЕРАТУРЫ НИЗКОЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ ПРИ ПРОКАТКЕ НА ШСГП
В данной работе предлагается сконструировать математическую модель, адекватно описывающую изменение температуры металла при листовой горячей прокатке на широкополосных станах.
Ранее была сделана попытка выбора формул для расчета составляющих температурного баланса по критерию принадлежности клети к черновой или чистовой группе клетей стана [2].
Продолжая работу в данном направлении, было решено отказаться от выбора формулы по критерию принадлежности клети к группе клетей и найти другой критерий выбора формулы.
Главная идея нашего исследования заключалась в следующем:
1. Истинное значение любой составляющей температурного баланса есть среднее значение, полученное по всем рассмотренным нами зависимостям для расчета данной составляющей.
2. Для каждой составляющей температурного баланса можно найти существенный фактор технологического процесса, относительно которого изменчивость составляющей температуры выражена
наиболее отчетливо.
3. Наилучшей формулой для расчета составляющей температурного баланса в некотором диапазоне варьирования существенного фактора является та, которая в данном диапазоне дает наименьшее отклонение расчетного отклонения от среднего (табл. 1).
Расчеты выполнялись для полос толщиной 416 мм и шириной 1000-1700 мм из низколегированных марок сталей 09ГСФ, 13Г1С-У, 17Г1С-У, 12ГСБ, Х42, 10Г2ФБ.
Их влияние в качестве примера показано на рис. 1, 2.
Анализ построенных графиков показал, что во всех случаях зависимость имеет не более чем один максимум. Следовательно, во всех случаях допустимо в качестве аппроксимации рассматривать полином второй степени, а существенным признать тот фактор, по которому аппроксимация дает наибольший Я2. Выбранные факторы приведены в табл. 2.
Таким образом, получаем, что для излучения и конвекции существенным является фактор т / к, при контакте с рабочими валками решающим оказался фактор формы очага деформации, при пластической деформации - единичные обжатия.
Вестник МГТУ им. Г. И. Носова. 2007. № 1.
Таблица 1
Факторы, влияющие на значения изменения температуры
Ate ч AtR 4
tHo tno Tn - В Pp
T T
h h hcp hcp
V0’8 h0’2 V • hj ho hj
54
Таблица 2
Существенные
факторы
Ate ч AtR At,
T T I.x ho
h h hcp hj
40
35
30
о о 25
0£ 20
15
10
5
ж
«
$ Ж ЧКЖ &
~ ...>СЛЖ,.
• Armft' ж • 1
* ** Жх
* ж*
♦ 13Г1С-У ■ 17Г1С-У А 12Г2СБ
10Г2ФБ
Х42
• 09ГСФ
lx/hcp
10
Рис. 1. График зависимости потерь тепла вследствие теплообмена с валками от параметра 1х1кср
40
35
30
О 25
О
420
< 15 10 5 0
♦ 13 17 -- 12 __ 10 " Х4 - 09 "1С-У ж ж
“1С-У ж ж
“2ФБ ж & ж ж ж
2 "СФ «/ * j0* <tr , ж
Jt 4 fit* І ж*
ІW f ■ Л*§с .. >
•- * * ** -
50
100 150 200
250
P
г ср
300 350 400 450
Рис. 2. График зависимости разогрева полосы вследствие пластической деформации от среднего контактного давления
At =-
To
600-h 1100,
Ar = To- 3 ! р-c-h
1000-f21,6-10-8 - Т -C + h-c-P31 ^ 3600 1000-To3)
-Ж-
0
2
4
6
8
4
Т
Рис. 3. Блок-схема расчета температуры металла на входе в очаг деформации Вестник МГТУ им. Г. И. Носова. 2007. № 1.------------------------------------------------------55
Конец
Рис. 4. Блок-схема расчета температуры металла после входа в очаг деформации
1120 л
1100 -
1080 -
о о 1060 -
1040 -
га -& -1^ 0 Ю О 1
1000 -
980 -
960 -
-X
X
■
■ ■ ♦ ф ♦ 1 3Г1СУ -
♦ ■ ■ X ■ 17Г1СУ * 10Г2ФБ Х42
■ , ■ ♦ 1
■
990 1010 1030 1050 1070 1090
tpac4, ОС
Рис. 5. Погрешность расчета за черновой группой
900
880
860
0° 840
Ё 820 ТО
& 800 780 760 740
760 770 780 790 800 810 820 830 840 850 860 870 tpac4, ОС
Рис. 6. Погрешность расчета за чистовой группой
■
X ■ ,
■ ■ X ■ ■
■ > X X ♦ 1 3Г1С У :
■ ■ X 1 7Г1СУ 0Г2ФБ 42 —Г
♦ 1
Х
56----------------------------------------------------------------Вестник МГТУ им. Г. И. Носова. 2007. № 1.
Следующий шаг проводимого эксперимента состоял в выборе формулы изменения температуры в зависимости от значения фактора. Для этого из всего множества значений влияющего фактора выбрали только уникальные значения. Формула, встречающаяся при данном значении фактора наиболее часто, является предпочтительной для расчета температурной составляющей.
Для расчета потерь тепла излучением предпочтительными являются формулы:
Ловай А., Кройлич Г.
М. = To -
р-с • h
1000 -I 21,6 • 10-
3600
• C +
h • с • р 1000• Toо
(1)
где С = 4,6 Вт/м К ;
Железнов Ю.Д., Цифринович Б.А.
At,, = 1,9 •
C ( To У
с • р ' где С = 4,6 Вт/м2К 4; Тягунов В.А.
. т ( To
At,, = ■
(2)
Ate = 2 •-
AtR = 0,3
At, +17,5,
(6)
Железнов Ю.Д.
AtR = 1,83 • 10~
R•a cos I 1-
ho - h 2 • R
x(to - 60)
1 - S
(7)
Для расчета увеличения температуры металла за счет энергии деформации выбранными формулами являются:
Крейдлин Н.И.
At, = 2307 • Рр
log
^ ho^
v h1 )
1
с • Р
Зюзин В.И.
At, = 0,502
Рср • log
(8)
(9)
))
, , > (3)
600•И {100 ) где С = (1,9-5,54) Вт/м2К 4.
Для расчета снижения температуры металла за счет конвективного теплообмена выбираем формулу Крейндлина Н.Н.
А • (4)
с • р • И
Потери тепла полосой за счет контакта с рабочими валками рассчитываем по формулам:
Гелеи Ш.
/ \ «• 2 А(к = ио - tв)• т-------------, (5)
Иср • р^ с
Ли П.В., Симс Р.Б., Райт Х.
На рис. 3, 4 представлена блок-схема расчета температуры металла с использованием предлагаемой модели.
Для черновой группы относительная погрешность расчета 5К - не более 4,3%, для чистовой группы 5 не превышает 3,8% (рис. 5, 6).
Выводы
1. По результатам анализа пригодности 33 наиболее известных зависимостей для расчета температуры металла при горячей прокатке сконструирована модель температурного режима прокатки на ШСГП полос толщиной 4-16 мм из низколегированных сталей.
2. Для расчета изменения температуры в результате конвекции допустимо использовать формулу Крейндлина при любом значении т/ И.
3. Для расчета увеличения температуры в результате деформации целесообразно использовать формулы Крейндлина и Зюзина в зависимости от значения фактора И0/И1.
4. Для расчета потерь тепла металла за счет контакта с рабочими валками необходимо выбирать формулы Железнова, Гелеи, Ли-Симса-Райта в зависимости от значения фактора ^Ир
5. Для расчета потерь тепла излучением необходимо выбирать формулы Железнова, Ловайя, Тягунова в зависимости от значения фактора т/ И.
6. Сконструированная модель отображает размерные и скоростные особенности прокатки низколегированных марок стали, поэтому рекомендуется к использованию для совершенствования технологии горячей прокатки на ШСГП ОАО
1.
2.
«ММК» только для данной сортаментной группы. Библиографический список
Коновалов Ю.В., Остапенко А.Л., Пономарев В.И. Расчет параметров листовой прокатки: Справочник. М., Металлургия, 1986. 430 с.
К вопросу построения модели для расчета составляющих температурного режима металла в линии широкополосного стана горячей прокатки / Румянцев М.И., Шубин И.Г., Загузов Д.Ю. и др. // Моделирование и развитие процессов обработки металлов давлением: Сб. науч. трудов. Магнитогорск: ГОУ ВПО «МГТУ», 2006. С. 26-34.
v
п
т
8
4
2
X
Вестник МГТУ им. Г. И. Носова. 2007. № 1.-------------------------------------------------------------57
