CC BY
66ПАРАМЕТРЫ НЕСИММЕТРИЧНОЙ ПРОКАТКИ ПОЛОС
Николаев В.А
Запорожская государственная инженерная академия, профессор кафедры «Обработка металлов давлением», д.т.н., проф.(Украина)
Васильев А.Г.
Запорожская государственная инженерная академия, ассистент кафедры «Обработка металлов давлением».(Украина)
PARAMETERS OF ASYMMETRICAL ROLLING OF STRIPES
Nikolaev V.A.
State engineering academy, professor of department is «Treatment of metals pressure»,
рrоf.,DSc(eng) (Ukraine) Vasilev A.G.
State engineering academy, assistent of department is «Treatment of metals pressure»(Ukraine)
АННОТАЦИЯ
Выполнен анализ различных несимметричных процессов горячей и холодной прокатки полос, в том числе и процесса с противоположном смещении рабочих валков в очаге деформации. Показаны особенности деформации металла в несимметричных процессах и влияния их на изгиб переднего конца полосы, опережение и среднее нормальное контактное напряжение. Предложены теоретические зависимости для расчета при несимметричной прокатке геометрических, кинематических и силовых параметров.
ABSTRACT
The analysis of different asymmetrical processes of the hot and cold rolling of stripes is executed, including process with opposite displacement of working rollers in the hearth of deformation. The features of deformation of metal in asymmetrical processes and influence of them are shown on the bend of front end of stripe, passing and AV normal pin tension. Theoretical dependences are offered for a calculation at the asymmetrical rolling of geometrical, kinematics and power parameters.
Ключевые слова: несимметричных процессов, прокатка, валки, диаметр, изгиб, полоса, опережение, обжатие, нормальные напряжения, растяжение
Keywords: asymmetrical processes, rolling, felling, diameter, bend, stripe, passing, wringing out, normal tensions, tension
Введение. Продольной прокатке сортового и листового (полосового) металла всегда присущи несимметричные условия высотной деформации . К наиболее распространенным можно отнести следующие несимметричные процессы.
1 - прокатка полос в валках с разными окружными скоростями Ду, например: применение верхнего и нижнего валков разного диаметра ДЭ>0, или с разными числами оборотов (АБ=Б1 - Б2 - разность диаметров валков; Б1 и Б2 - диаметры верхнего и нижнего валков; Ду=у1-у2 ; и у2- окружные скорости верхнего и нижнего валков );
2 - прокатка в валках с различными коэффициентами трения на контактных поверхностях, например: при разной шероховатости поверхностей валков, различные условия смазки поверхностей когда № > й2; № и й2 - коэффициенты трения на соответствующих валках);
3-вход полосы в валки под некоторым углом ;
4- разная температура и состояние поверхности верхнего и нижнего слоев полосы;
5- смещение рабочих валков в противоположном направлении относительно оси клети.
Несимметричная высотная деформация полосы в первую очередь приводит к неравномерному распределению абсолютного обжатия между верхним и нижним валками., что обусловливает разли-
чие опережения и контактных напряжений, появления в поперечных сечениях очага деформации продольных растягивающих напряжений.
Прокатка тонких полос в валках разного диаметра. Наиболее часто в практике встречается несимметричный процесс прокатки в валках разного диаметра для обеспечения заданного направления изгиба переднего конца полосы на выходе из очага деформации [1]. Установлено, что направление изгиба полосы при прокатке в валках разного диаметра обусловлено различием обжатий (коэффициентов вытяжки) и опережений со стороны верхнего и нижнего валков [2,3].
В теоретическом плане определение соотношения между обжатиями со стороны валков разного диаметра представлены в работе [3], которое получено из условия равенства нормальных сил действующих на меньший и больший валки
Pr ■ Вф -Ahr = pR ■ By/R -AhR (1)
где рг и ря - средние нормальные контактные напряжения (СНКН) соответственно на меньшем и большем валках; г и R - радиусы соответственно меньшего и большего валков; Ahr и hR -доли обжатия соответственно со стороны меньшего и большего валков; В - ширина полосы.
Принимая m = рг / ря и выполняя преобразования относительно
Ahr/ Ah, получили (В=1)[3]
Ahr / Ah = 1/(1 + m2r / R) , (2) где Ah- общее абсолютное обжатие. Из выражения (2) следует, что увеличение разницы радиусов валков (т.е. уменьшение параметра r/R) и уменьшение параметра m вызывают увеличение обжатия со стороны валка меньшего диаметра [3,5-8].
Если принять m = 1, то получим известную приближенную формулу С.Ф. Головина Ah / Ah = 1/(1 + r / R) .
Величина обжатия на большом валке будет равна
AhR = Ah - Ahr, (3)
Различие диаметров валков оказывает существенное влияние на силовые параметры прокатки. По данным А.А. Королева [4], при холодной прокатке полос из малоуглеродистой стали среднее нормальное контактное напряжение на валке меньшего диаметра на 25.. ..40% больше, чем на валке
большего диаметра, а параметр m = 1,25____1,4, т.е.
Pr>рR.. Среднее нормальное контактное напряжение в очаге деформации при прокатке в валках разного диаметра существенно меньше, чем при симметричной прокатке [4-7]. В работах [8-12] показаны результаты комплексных исследований при несимметричной деформации полосы влияния относительного обжатия и коэффициента разности диаметров 5r= (R-r) / R на следующие параметры прокатки:
AS = Sr - Sr; A^ = ^ - Mr; ; р = 1 / R^; , (4) где AS - разница в величинах опережений на поверхностях полосы; A^ - разница в величинах
коэффициентов вытяжек на поверхностях переднего конца полосы; -коэффициента разности диаметров валков; Sг и SR - опережения на полосе соответственно со стороны меньшего и большего валков; дг и дк. - коэффициенты вытяжек поверхностных слоев полосы соответственно на меньшем и большем валках; Rп - радиус изгиба переднего конца полосы; р - кривизна конца полосы на длине 100мм.
Частичные результаты экспериментов представлены на рис.1, из которого следует, что при прокатке с = 7,75% и при обжатиях е<3% и е> 47% параметр Ддр < 0, т.е. в соответствии с выражением (4) обжатие больше со стороны валка с большим диаметром. В большинстве случаев прокатки с обжатиями е~ 3.. .47% параметр Ддр > 0 (Ддр ~ 0 - 0,04) (рис.1,б), т.е. обжатие больше со стороны валка с меньшим диаметром (5я~сош1
Несколько иной характер изменения имеет параметр Д8 (рис.1,а). При прокатке с относительными обжатиями е= 3 .52% величина опережения всегда больше на валке меньшего диаметра и параметр Д8 равен Д8 ~ 0,03....0,062 (рис.1,а). То есть скорость слоев полосы со стороны меньшего валка при обжатиях е~ 3.52% превышает скорость слоев полосы со стороны большего валка. Характер изменения параметров Д8 и Дд обусловливает направление изгиба переднего конца полосы на тот или иной валок. Из рис.1,в следует, что при прокатке с обжатиями е= 3.47% наблюдается большая скорость слоев полосы на меньшем валке (величины Д8 > 0 и Ддр > 0) и изгиб переднего конца полосы происходит на валок большего диаметра (рис.1 ,в).
/77
12 1,15 1,10 1.05 1,0
/г! —е—
У 0
'¿. н* г-
10 20 30 40 50 е.
0 2
Ю,
Рис.1. Изменение параметров АБ(а), Ац(б), р(в), Ак/АИ, т (г) в зависимости от относительного обжатия и параметра д при прокатке в валках разного диаметра (2г=91, 9 мм, 2Я=99,65мм) .Полосы из алюминия с исходной толщиной Н&2,0мм, число оборотов валков 60 в мин., смазка- эмульсол Т на основе минерального масла. Шероховатость валков и полосы Ка=Кап~ 0,85 мкм. Кривые 1,2- для шкалы епри Н&2,0мм ; кривые 3, 4 -для шкалы д (Н=1,27мм, е=32%, Бг= 91...100мм) (кривые 1,3- для АИГ/АИ ; кривые 2,4- для параметра т)
Как следует из рис.1в, в соответствии с опытными данными наибольшая неравномерность деформации имеет место при обжатиях е=20...30%. ( максимальная кривизна р-10 3=15 1/мм при радиусе изгиба полосы Rп »67мм). При обжатиях полосы е<3% и е> 47 высотная деформация равномерна, а кривизна переднего конца полосы отсутствует и р=0.
На рис.1г представлены данные о влиянии относительного обжатия е и относительной разности диаметров валков 5r на изменение параметров
Ahr / hR и т.). Исследования показывают, что увеличение относительного обжатия (рис.1г, кривые 1,2; 5r = 7,75% ) приводит к уменьшению неравномерности деформации и при этом параметр Ahr / Ah увеличивается с 0,35до 0,48 (при е=50%), а параметр т уменьшается с 1,23 до 1,02 (при е=50%) [8,9]. Увеличение разности 5R диаметров валков (рис.1г, кривые 3,4) приводит к повышению неравномерности деформации и при этом параметр Ahr / Ah уменьшается с 0,50 до 0,46, а параметр т увеличивается с 1,0 до1,08 [8,9]. .
Изгиб переднего конца при прокатке высоких полос. Особен-ностью прокати полос в четырех клетях черновой группы широкополосного стана 1680 горячей прокатки (ШСГП) является расположение образующей нижнего рабочего валка на 80-100мм выше уровня рольганга. Это оказывает определенное влияние на характер изгиба переднего конца раската при выходе из очага деформации [8,10]. Прокатка в черновой клети №1 стана 1680 выполняется без заднего натяжения (отсутствует клеть с вертикальными валками), верхние слои раската имеют большую температуру, чем нижние (нагрев в методической печи) и поэтому абсолютный диаметральный износ нижнего рабочего валка больше, чем верхнего. В исходном состоянии, по существующей на период исследований технологии, диаметр верхнего рабочего валка имел больше на 3 мм, а раскат при входе в валки наклонен на 80-100мм к нижнему валку. При отсутствии заднего натяжения (рис.2а) раскат входит в валки под углом 6, а основная часть раската опирается на ролики рольганга перед клетью.Из рис.2а следует, что 1в = Rb (а + 6); 1н = Rh (а - 6), (5)
где Rb и RH - радиусы верхнего и нижнего валков; а - угол захвата; 1в и 1н -длины дуг контакта со стороны верхнего и нижнего валков.
В связи с этим со стороны верхнего валка полоса получает большее обжатие (Rb « Rh):
АИв = /2в / 2R; АИн = /2и / 2Rh . (6)
Таким образом, при одинаковых окружных скоростях валков (ув = vh) скорость течения металла на верхней поверхности полосы будет больше, т.е. VBh > унь На верхней поверхности контакта, очевидно, больше и опережение металла. Такие условия деформации при остальных одинаковых параметрах будут способствовать изгибу переднего конца полосы в сторону нижнего валка и большему крутящему моменту на верхнем валке и травмированию роликов рольганга.
Изгибу полосы в клети 1 способствует также существующая разница окружных скоростей при Rb>Rh, Н/D = 0,12...0,15 и /д/Ьср ~ 1,4) , а также, более высокая степень нагрева верхних слоев сляба в методических печах. Благодаря такому однонаправленному влиянию технологических факторов практически все раскаты, выходящие из клети 1, имели изгиб на нижний валок (табл.1). Уменьшить изгиб оказалось возможным при установке нижнего валка с большим диаметром (ДD=3мм ) , что при /д/Иср ~ 1,4 привело к стремлению раската изгибаться на верхний валок [8,10] . Применение такого нижнего валка (опытная технология) увеличивает долю полос с ровным (прямым) концом и уменьшает долю с изгибом вниз.
При переходе на транзитную прокатку слябов (подача слябов к стану непосредственно со слябинга), при которой верхняя поверхность сляба имеет меньшую температуру раскат получает заме-тиый изгиб на верхний валок и в этих условиях оказалось целесообразным применять в клети №1 верхний валок с большим диаметром.
В клетях 2-4 раскат прокатывают с задним натяжением ТЗ, возникающим в результате действия вертикальных валков (обжатие раската по его ширине) и с наклоном к нижнему валку 6=2-3°. В исходном состоянии рабочие валки, в соответствии с технологической инструкцией, устанавливают без учета расположения валка с большим ( меньшим) диаметром: в клети 2-ДD=±0,5мм; в клетях 3,4-^=±0,3мм.
Рис.2. Схемы захвата полосы валками и формирования переднего конца при прокатке без заднего натяжения (а) и с задним натяжением (б, в):1,2-плоскость захвата полосы; 3,4-критическое сечение.
В указанных клетях на характер изгиба раската существенное влияние оказывает заднее натяжение Тз, (рис.2б), вертикальная составляющая кото-рой прижимает полосу к нижнему валку, создавая дополнительную дефор-мацию металла на нижнем валке и обусловливает большую скорость тече-ния нижних слоев металла. Полоса будет изгибаться на верхний валок, а на нижнем валке будет больше крутящий момент. Под влиянием случайных несимметричных параметров прокатки (неравномерность температуры по сечению раската, разное состояние поверхностей полосы от клети 2 к клети
4) способствует увеличению доли полос с изгибом на верхний валок, доля полос с прямыми концами составляет всего 8.. .12%.
Изгиб переднего конца вверх обусловлен, кроме того, его формой при вхождении полосы в клеть. Так, при форме в виде «гусиной шейки» плоскость захвата 1 -2 наклонена к нижнему валку, что способствует несимметричному обжатию (рис.2,в), а действие заднего натяжения ТЗ увеличивает несимметрию в сторону /Н>/в. В этих условиях передний конец полосы, выходящий из валков, стремиться изогнуться вверх.
Таблица 1.
Направление изгиба переднего конца полосы при существующей (слева от косой черты) и новой (справа
от косой черты) технологиях.
Клеть Изгиб полосы, %
вверх ровно вниз
1 - 10/43 90/57
2 42/45 8/40 50/15
3 45/9 10/72 45/19
4 58/35 12/55 30/10
Наиболее реальным регулирующим параметром для воздействия на направление изгиба полосы в промышленных условиях является несимметрия окружных скоростей или диаметров валков при относительно постоянных случайных технологических факторах. Вопрос заключается в наиболее рациональном размещении в данной клети рабочего валка с большей скоростью (большим диаметром).
При наклоне к нижнему валку и наличии заднего натяжения раската, независимо от несимметрии диаметров, ее передний конец изгибается в сторону верхнего валка. Изгиб увеличивается, если верхний валок имеет меньший диаметр. Поэтому в
условиях клетей 2-4 непрерывного стана для получения полос с меньшим изгибом целесообразно уменьшить окружную скорость или диаметр нижнего валка. Если конец исходной полосы, входящей в последующую клеть, прямой, то доля полос с изогнутым концом уменьшается. Основываясь на этих выводах, в клетях 2-4 использовали рабочие валки с разницей диаметров до 2мм (верхний с большим диаметром). Предложенная технология прокатки позволила увеличить долю полос с ровными концами до 40.72% (табл.1), улучшить условия захвата их концов при прокатке, повысить эксплуата-
ционную стойкость валков в результате уменьшения съема рабочего слоя при перешлифовках. Кардинальным решением в устранении несимметрии деформации металла является выравнивание линии прокатки и оси межвалкового зазора.
Опыт работы различных станов показывает что в ряде случаев прокатки на реверсивных станах применение валков разного диаметра не обеспечивает ликвидацию искривления переднего конца раската в результате задачи раската в валки с наклоном к нижнему валку. В качестве примера приведем результаты исследований, выполненных на реверсивном двухвалковом стане 2500 с диаметром валков Б = 900мм (Белая Калитва, Россия) [13]. На стане прокатывают листы алюминиевых сплавов (АМг2, АМг5, Д1, Д16 и др.) толщиной 8...15мм из слитков (слябов) толщиной 200...300мм. Перед прокаткой металл нагревают до 380...500°С. Шеро-хо-ватость поверхностей валков одинаковая и равна Ка~0,75...0,95мкм.0дной из особенностей конструкции данного стана является существенное зани-жение уровней рольгангов относительно образующей нижнего валка. В результате передний конец раската входит в валки под некоторым углом, что оказывает влияние на направление изгиба листа, выходящего из валков (рис.2).
Существующая несимметричная деформация при прокатке слитка и толстых листов (И>80мм) обусловливает загиб переднего конца на верхний валок. При обратном движении раската изогнутый вверх конец при входе в валки вызывает перераспределение крутящего момента (увеличивается на верхнем валке). При прокатке тонких листов (Н<80мм) загиб листа происходит на нижний валок (стрелка изгиба 50.150мм). При движении лист тормозится роликами рольганга, что вызывает необходимость снижения скорости прокатки. В условиях стана 2500 важно устранить загиб тонких листов на нижний валок (последние проходы). Имея ввиду, что в последних проходах на стане 2500 отношение И/Б>0,008 и относительное обжатие е<0,3 в соответствии с данными [8,9,12,13], с большей шероховатостью необходимо устанавливать верхний валок. В этом случае в результате большего обжатия металла нижним валком ( так как меньше коэффициент трения) лист будет стремиться изогнуться вверх и произойдет выравнивание переднего конца. Опытно-промышленные эксперименты по прокатке листов выполнены на стане 2500 в валках со следующими характеристиками:
Валок Верхний Нижний
Шероховатость, мкм 3,5.4,0 0,7.0,95
В течение всего периода работы валков шероховатость поверхности верхнего рабочего валка более чем в 2 раза выше, шероховатости нижнего. Использование валков с разной шероховатостью обеспечило прокатку листов без изгиба переднего конца в последних проходах. Произошло превращение несимметричного процесса в симметричный и это способствовало выравниванию крутящих моментов на валках, увеличению скорости прокатки в последних проходах, повышению стойкости бронзовых вкладышей шпиндельных устройств главной линии стана.
Одно из известных теоретических решений закономерностей изменения опережения на поверхностях тонкой полосы при прокатке в валках разного диаметра представлено в работах [3,8,14], в которых получены теоретические формулы для расчета опережения для меньшего (г) и большего валка(Я)
• 5 = 5 + 0,5[ 1 -1) ; ^ = 5 + 0,5( Г -,(7)
где 8г и 8Я величины опережений на полосе со стороны соответственно меньшего и большего диаметров валков; 8 - опережение относительно валков соответственно с радиусами г(валок с меньшим г и Я при симметричной прокатке.
При несимметричной прокатке в валках разного диаметра, по сравнению с симметричным процессом и в результате взаимодействия через полосу, происходит усреднение скорости полосы на выходе из валков. Однако опережение оказывается различным на верхней и нижней поверхностях кон-
такта. При этом, как следует из выражения (7), опережение на меньшем валке будет всегда больше, чем со стороны большего валка.
При прокатке металла в валках разного диаметра не одинаковые также и силовые условия деформации на каждом валке. Так, по данным А.П. Чекмарева и А.А.Нефедова, А.А.Королева, В.А.Николаева [1-4] среднее нормальное контактное напряжение (СНКН) меньше на валке большего диаметра. Такие особенности прокатки в несимметричном процессе обусловлены различными скоростями на поверхностях зон опережения и отставания со стороны одного и другого валков. На выходе со стороны валка большего диаметра (с большей скоростью) полоса воздействует на зону опережения меньшего валка, создает напряжение переднего напряжения. В плоскости входа меньший валок имея меньшую скорость создает в зоне отставания полосы со стороны большего валка напряжения заднего натяжения. Вследствие этого снижение влияния контактных касательных напряжений, а следовательно, и снижение СНКН на большем валке заметнее, чем на меньшем валке.
Величины внутренних растягивающих напряжений, через различные величины опережений отображается коэффициентами натяжения пг (меньший валок) и пЯ (больший валок) [3,14,16]: Пг =аг/рг; пя =ая /ря;
пк = 2/(45 -45;),
н
где р! - среднее нормальное контактное напряжение на валках; £ - коэффициент трения из закона Амонтона; с1 - напряжения переднего и заднего натяжений; Н и И- толщина полосы до и фактическая после прокатки ; рг, ря - среднее нормальное контактное напряжение (СНКН) соответственно на валках с меньшем , большем диаметрами в очаге деформации (1 - для меньшего «г» и большего «Я» радиусов валков).
Среднее нормальное контактное напряжение (СНКН) на меньшем, большем валках и среднее в очаге деформации определяют по формулам:
_ /й _ ¡Гш У^ -У5 #
Pr
=Pcp ■ (1 - n); Pr = pop ■ (1 - nr); (9)
cp
Ph = Pcp ■ (1 -
n.. + n
(10)
-ср 2
где рср - СНКН в симметричных условиях прокатки ; рсн - СНКН в очаге деформации при несимметричной прокатке.
Коэффициенты трения в первом приближении на валках определяем из выражений [14,17,18]:
к
■f
fr
R VS-JS^
; fR=2,5 f(1+k); fr=2,5f- fR,
(11)
где / -средний коэффициент трения при симметричной прокатке; / и /к - коэффициенты трения при несимметричной прокатке.
При расчете коэффициентов натяжения пг и пя по формулам (8) с учетом различных величин условных коэффициентов трения на валках из формул (11) различие между СНКН рг и ря из формул (9) оказываются более заметными, нежели принимать /к= /г
Выражения (2),(3), (7)-(11). позволяют определять СНКН на каждом валке и среднее в очаге деформации в зависимости от величин радиусов валков , параметров деформации металла и условий контактного трения. Если в выражении (8) оказывается отрицательной величиной, то принимают 8к=0. Теоретический расчет СНКН рг и ря выполняется методом итерирования.
Экспериментальная оценка влияния параметров валков на опережение и СНКН выполнена в лабораторных и промышленных условиях. На рис.За
ь;а
показано изменение величин опережений в зависимости от отношения диаметров валков Б2/01 (Б2=2г; Б1=2Я) при различных шероховатостях валков, в том числе и в валках с разношероховатыми поверхностями Кш=0,6.. ,4,1мкм (Н=1,24мм, е=0,32, скорость прокатки Ув=0,3м/с, полосы из алюминия, смазка эмульсол Т на основе легкого минерального масла). Из данных экспериментов следует, что при равных диаметрах валков Б2/01(г/Я)=1 величины опережений на валках одинаковы для разных значений яа1 и яа2 (яа1 и яа2 - средняя шероховатость поверхностей валков). С уменьшением параметра г/Я(Б2/01) независимо от шероховатостей валков опережение на меньшем валке возрастает, а со стороны большего валка уменьшается. При г/Я<0,92 на валке большего диаметра наблюдается проскальзывание и весь крутящий момент прокатки сосредотачивается на валке большего диаметра.
0,88 0,92
Рис.3. Влияние несимметрии деформации полосы на опережение при Ra2/Rai (а): 1 - 0,6/06; 2 - 4,05/0,6;
3-4,1/4,1: сплошные - меньший валок; пунктир - больший валок; изменение среднего нормального контактного напряжения рср (б) при 2r/ 2R: 1- 100/100; 2- 94/100 (Sr=6% );3- 91/100(Sr=9% );; 4- 91/91 (полосы из алюминия)
Как следует из рис. 3б, среднее нормальное контактное напряжение прокатки рср возрастает при увеличении средней шероховатости валков от 0,6 до 4,0.4,1 мкм Яа. Наибольшие значения рср получены при симметричной прокатке в валках диаметром 100 мм, а наименьшие - в валках диаметром 91 мм (рис. 3б, кривые 3 и 4). Уменьшение среднего диаметра валков при несимметричной прокатке оказывает существенное влияние в сторону снижения рср при высокой шероховатости валков. При шероховатости валков 4,0.4,1 мкм Яа и величине 5Я=9% СНКН снижается примерно на
11,9% (кривые 1,4), а при прокатке в шлифованных валках снижение СНКН более высокое, равное 22,3%. Прокатка в валках с диаметрами 91/100 мм дает такой же эффект снижения СНКН, как и уменьшение диаметра обоих валков до 91 мм при симметричной прокатке (кривые 3, 4).Эффект влияния несимметрии снижается при уменьшении параметра 5я.Так, например, при 5к=6% снижение СНКН составляет в среднем 6,2%, а при величине 5к=9% снижение СНКН составляет ~20%. Для получения эффекта при прокатке с 6,2%, необходимо применять рабочие валки с диаметрами, например,
Бг=658мм и Бк=700мм, что в практических условиях не реально.
Характер влияния соотношения радиусов (диаметров) валков на изменение опережения иллюстрируют промышленные экспериментальные данные по изменению опережения при прокатке уголка 36х36х4мм из Ст.3 в чистовом калибре на мелкосортном стане 330 (Днепровский металлур-гиче-ский комбинат, г. Каменское ) [ 14,15].
Фактическое опережение в разных точках калибра и диаметры валков, соответствующие им, по-
казаны на рис.4а. Изменение опережения на верхнем и нижнем валках в зависимости от соотношения катающих диаметров показано на рис.4б. Здесь сплошными линиями показаны экспериментальные данные, а пунктиром - расчетные по формулам (7). Кривая I - соответствует изменению опережения на верхней полке, кривая II - на нижней полке уголка. Кривые пересекаются в точке, соответствующей Яв / Ян = 1(где Яв -радиус верхнего валка, Ян - радиус нижнего валка).
V -З/ытнО? __рзсче/пиле б
^ *
3
(¡95
(О
(О)
Л
Л
Рис.4. Изменение опережения по ширине полок (а) и в зависимости от отношения диаметров (б) (1-6-
точки замеров) : 1 2 3 4 5 6 диаметр,мм 329 338 353 361 343 333 опережение, % 12,2 8,3 3,9 1,7 5,4 10,3
Как следует из данных рис.4 , опережение по ширине полок изменяется обратно пропорционально изменению катающих диаметров валков. В точках равных катающих диаметров опережение одинаковое (симметричный процесс прокатки). Из рис.4а также следует, что наибольшие величины опережений соответствуют меньшим диаметрам валков (точки 1, 6), где и возможен максимальный
0,26
износ валков. В сечении калибра для одинаковых диаметров валков (Бв / Бн =1,0) среднее опережение будет равно 8=6,4% и эта величина может быть использована для расчета среднего условного коэффициента трения по известной формуле Экелунда-Павлова. Расчеты позволили установить, что для приведенных условий прокатки полосы
Рис.5. Изменение коэффициента трения в зависимости от температуры металла (Ст.3, твердость валков 60 ед. по Шору,скорость проктки ~4, 7 м/с, время работы калибра 2ч.)
средние значения коэффициента трения f находятся в пределах f=0,17-0,27 (рис.5). Опыты показывают, что при уменьшение температуры прокатки коэффициент трения возрастает по параболической зависимости в виде
^ = 0,27 - 0,1
г
400
- 2
где г- температура деформации металла. При увеличении продолжительности работы валков значения коэффициента трения возрастают
2
с 0,17 до 0,27, ухудшая условия получения качественного профиля полосы.
При горячей и холодной прокатке полос применяют верхний и нижний рабочие валки с разным диаметром с целью получения направленного изгиба переднего конца полосы ( вверх или вниз). При горячей прокатке несимметрия диаметров рабочих валков составляет 2-3мм, а при холодной прокатке она не превышает 0,4мм. Кроме того, применение при горячей прокатке рабочих валков разного диаметра упрощает комплектование пар рабочих валков перед установкой их в клеть и обеспечивается снижение их расхода, поскольку отпадает необходимость изготавливать валки с диаметральной точностью до 0,1.0,4 мм. Поэтому с целью экономии валков, там где этому не препятствуют какие-либо причины, целесообразно использовать в клети рабочие валки с повышенной разницей их диаметров, особенно при индивидуальном приводе валков.
Прокатка полос в клети с одним приводным рабочим валком
В одной из первых научных работ по исследованию прокатки полос в клети с одним приводным валком (Н=3,0 мм, Б=250 мм) [1] установлено, что: величина опережения на полосе со стороны холостого (неприводного) валка существенно больше, чем на полосе со стороны приводного валка;
средние нормальные контактные напряжения на холостом валке на 10.20% больше чем на приводном валке.
В работах [19,20] показано, что применение одновалкового привода на дрессировочном стане 1700 обеспечивает повышение качества поверхности полос за счет уменьшения случаев появления дефекта «ребристость» вследствие выравнивания окружных скоростей (диаметров) валков. Авторы [4,19] отмечают, что при прокатке в клети с одно-валковым приводом обеспечивается снижение крутящего момента на 20.25% и повышается качество поверхности полос.
При несимметричной скоростной прокатке кинематические, геометрические и силовые параметры на одном и втором валках различны и теоретическим путем они могут быть определены различными способами. Так, для прокатки в клети с одним приводным валком величины опережений на поверхностях полосы можно определять с использованием известных соотношений [14,17,18,], подобных выражениям (7) :
= 5 + 0,5(у^/у х-1);
(12)
где 8х и 8п - опережение со стороны холостого и приводного валков; 8 - опережение при симметричной прокатке со скоростью Уп ; Ух и Уп - окружные скорости соответственно холостого и приводного валков.
Отношение скоростей валков во время прокатки определяется из выражения
Уп/Ух~1+ 8х - 8п, (13)
а величина обжатия на холостом валке определяется из формулы [14,17,18]
Ah
X
1
m = Px / РП , (14)
Sn = S + 0,5(vх/Vn-1),
Ah 1 + m v^/vyj
где Px и Pn - средние нормальные контактные напряжения соответственно на холостом и приводном валках.
Исследования показывают (рис.6), что с увеличением относительного обжатия происходит интенсивное увеличение опережений на поверхности полосы со стороны холостого валка (точки 3-6), значения которых существенно превышает таковые при симметричной прокатке в приводных валках диаметром соответственно 90 и 100мм (кривые 1, 2)(рис.6,а). Максимальное значение опережения при несимметричной прокатке не превышает ~ 5%. При несимметричном процессе опережение на поверхности полосы со стороны приводного валка (кривая7) существенно меньше и несколько снижается с увеличением обжатия приближаясь к нулевому значению когда произойдет пробуксовка валков по полосе. В то же время со стороны холостого валка опережение резко возрастает до 10%, что свидетельствует об уменьшении его собственной окружной скорости и увеличении отношения уп/ух (рис.1,г). Такой характер изменения опережения Sx обусловлен повышением сопротивления течению металла в очаге деформации.
Исследования, а также расчеты позволяют утверждать, что с увеличением обжатия параметры у/а, ух/а и уп/а уменьшаются, а величина ух/а существенно больше, чем у/а и уп/а (рис.1,б)(у, уп, ух -углы критического сечения соответственно при симметричной прокатке и несимметричной прокатке со стороны приводного и холостого валков; а- угол контакта полосы с валками). Параметр ух/а во всем диапазоне обжатий близок к 0,5, а на приводном валке уп/а ^0. Из рис.1,в также следует, что коэффициенты трения на поверхностях валков в диапазоне обжатий £=18.34% практически постоянны, но на контакте со стороны приводного валка коэффициент трения существенно больше (f ~ 0,11.0,18), чем со стороны холостого валка
(fx=0,061).
О 10 20 30 е. %
Рис.6. Изменение опережения (а), отношения у/а (б), коэффициента трения (в) и отношения уп/ух (г) при прокатке в клети с одновалковым приводом и разными диаметрами валков: а - 1, 2 - прокатка в приводных валках; 3 -6 - с одним приводным валком (Бх = 89,85... 99,65 мм; Б„ = 89,5...99,55 мм); б, в - 1 - со стороны приводного валка; 2 - со стороны холостого валка; 3 - приводные валки; г - для разных Ох/Вп: 1 - 1,0; 2 - 3 - <1,0. Толщина алюминиевой полосы Н=1,15 мм, шероховатость валков 0,75.0,9 мкм Яа окружная скорость валков ув=0,3 м/с, смазка - масло индустриальное И-20.
Это, очевидно, обусловлено тем, что со стороны приводного валка больше длина зоны отставания и металл претерпевает большее сопротивление его перемещению против направления вращения валка.
Опережение, внутренние напряжения растяжения в очаге деформации и среднее нормальное контактное напряжение (СНКН) определяют по выражениям (8)-(14), но во всех случаях производят замену вместо Я / г проставляют параметр Уп/Ух. Расчет величин СНКН при несимметричной прокатке выполняют с применением итерационного метода, но работе [18] представлен безитерацион-ный метод расчета СНКН.
В соответствии с расчетами применение одно-валкового привода обеспечивает, в зависимости от уп/ух, снижение СНКН в пределах 5.15%. Эффективность применения одновалкового привода возрастает с увеличением скорости скольжения на контакте очага деформации и снижении нормальных контактных напряжений. При прокатке полос в клети с одновалковым приводом обжатие несколько меньше на холостом валке, а изгиб переднего конца полосы при е<0,3 происходит на приводной валок, со стороны которого опережение слоев полосы меньше.
В настоящее время, например, одновалковый привод применяют на дрессировочных станах 1700 и 650, а также в чистовой клети четырехклетевого стана 650 прокатки жести одного из меткомбинатов Украины. Неоспоримым достоинством прокатки в клети с одновалковым приводом является повышение качества поверхности полос, уменьшение стоимости оборудования за счет исключения из состава главной линии стана шестеренной клети.
Холодная прокатка с наклоном полосы при входе в валки. При несимметричной деформации металла в валках при полосовой прокатке нередко один из факторов несимметрии, вызывает появление нового фактора. Так, например, в условиях непрерывного стана холодной прокатки (НСХП) 1680 наблюдают неодинаковый износ верхнего и нижнего рабочих валков, который как установлено, обусловлен наклоном полосы к одному из рабочих валков [14,21,22].
Как установлено в работе [23] наклон полосы к одному из валков способствует неодинаковым условиям захвата технологической смазки. Эксперименты [23] свидетельствуют, что толщина слоя смазки оказывается большей на полосе со стороны валка, к которому отклонена полоса (рис. 7а). Как следует из рис. 7а, со стороны нижнего валка болше угол входа технологической смазки в очаг деформации, что обусловливает меньшую толщину слоя смазки на нижней поверхности полосы и большую величину коэффициента трения, чем со стороны верхнего валка. При такой схеме прокатки величина обжатия ДИв со стороны верхнего валка оказывается меньшей [14,22]. Уменьшение обжатия связано с различной схемой действия сил на верхний и нижний валки. Равновесие сил, действующих в вертикальной плоскости, имеет вид (рис. 7а)
Рв+Р1=Рн+Р2, (15)
где Рв и Рн - силы прокатки непосредственно в геометрическом очаге деформации соответственно на верхнем и нижнем валках; Р1 и Р2 - силы, действующие от масляного клина соответственно со стороны верхнего и нижнего валков.
Рис. 7. Прокатка полосы с наклоном к верхнему рабочему валку (а) и шероховатость поверхности полосы (б) со стороны верхнего (1) и нижнего (2) рабочих валков чистовой клети (клеть №4, НСХП1680) ( Н,Н- толщина полосы на входе и выходе полос из валков; 0- угол наклона полосы еред валками; ТП и ТЗ-
натяжение полосы переднее и заднее)
Поскольку длина смазочного клина со стороны верхнего валка больше, то Р1 > Р2, но тогда из уравнения (15) следует, что Рв < Рн. Это неравенство возможно в том случае, если величина обжатия ДИв и длина дуги контакта 4 со стороны верхнего валка будут меньше, чем со стороны нижнего валка. Исследования показывают, что несмотря на уменьшение обжатия и коэффициента трения на контакте с валком, к которому отклонена полоса износ шероховатости его поверхности оказывается существенно большим, чем на другом валке. Так, в клети №4 НСХП 1680 рабочие валки в исходном состоянии имеют насеченную поверхность с шероховатостью 3,5.4,5 мкм Яа. При прокатке полоса отклонена к верхнему валку на угол 9-2° и это увеличивает общую длину дуги контакта полосы с верхним валком. В этих условиях верхняя поверхность полосы контактирует с верхним валком еще до входа в очаг деформации. При этом за счет наличия отставания полосы в очаге деформации ее скорость до входа в очаг деформации существенно меньше, чем окружная скорость валков, т.е.
Уп/Ув~ 1/(1+8от).
Вследствие значительного скольжения валков по поверхности полосы происходит постоянный дополнительный износ шероховатостей и поэтому поверхность верхнего валка будет всегда иметь меньшую шероховатость (рис. 7б). . Это негативно сказывается на работоспособности комплекта рабочих валков чистовой клети (клеть №4), так как интенсивный износ верхнего рабочего валка приводит к необходимости смены всего комплекта. Для сохранения шероховатости верхнего рабочего валка клети №4 необходимо задавать полосу в валки без наклона.
Несимметричный процесс прокатки при смещении рабочих валков с оси. Как известно всегда ранее и настоящее время оси рабочих валков в четырехвалковых и в двухвалковых клетях расположены в одной плоскости.
Представляет интерес рассмотреть вариант прокатки полосы в клети, в которой оси верхнего и нижнего рабочих валков имеют противоположное смещение относительно оси опорных валков в клети кварто и относительно оси станины двухвалковой клети (рис.8,9) [24,25].
10 1
Рис.8.Схема прокатной четырехвалковой клети: 1,2-опорные валки:3,4-лапы подушек опорных вал-ков;5,6-подушки рабочих валков;7,8 рабочие валки; 9-сменные накладки;10-полоса Рис.9.Схема прокатной двухвалковой клети: 1- стойки станины; 2-ось станины; 3,4-подушки; 5,6- боковые накладки; 7, 8- валки;9- нижняя поперечина; 10 - нажимное устройство; 11-лист (сортововой профиль); НП-направление прокатки
В такой двухвалковой клети один из рабочих валков, например, верхний (рис.9) вместе с подушками, смещен на величину «е» относительно оси 2 станины 1 по направлению прокатки полосы, а нижний валок смещен на величину «е» относительно оси 2 станины 1 против направления прокатки полосы. Смещение производят при помощи сменных пластин 5 ,6 или любым другим способом. В зависимости от диаметров валков и величины обжатия смещение «е», выполняют равным е = 0,5 ... 20 мм (или е / R = (0,01 ... 0,06) / ^ где R - радиус валка). Меньшие величины е / R относятся к прокатке тонких сортовых профилей (полос), а большие - для прокатки высоких сортовых и плоских профилей.
Поскольку верхний валок смещен по направлению прокатки, относительно нижнего валка, на величину 2е, то, очевидно, угол контакта (захвата) ав будет меньше угла контакта ( захвата) аН на нижнем валке относительно оси 2. Тогда продольная скорость движения полосы в плоскости входа будет равна :
со стороны верхнего валка- Ув= у- соБав ; со стороны нижнего валка- ун = у- соБан , где ав и аН -углы контакта соответственно на верхнем и нижнем валках; у- окружная скорость валков; ув и ун- продольные скорости течения металла соответственно на верхнем и нижнем валках.
При этом, на участке входа полосы в валки имеем несимметричный процесс прокатки, так как ¡и = ¡1 + 0,5е = (Я^ДЬ)0-5 + 0:
ав < аН и ув > ун. Однако в плоскости выхода 12 имеем ув и ун «у, то есть практически симметричный процесс прокатки.
Таким образом, можно предположить, что в зоне отставания I происходит несимметричная деформация полосы, которая постепенно переходит в симметричную деформацию в зоне опережения II ( 7-критическое сечение). Результатом несимметричной деформации в зоне отставания I, как и при любом другом несимметричном процессе, является неравномерное распределения обжатия между валками и появление продольных напряжений растяжения металла между зафиксированными плоскостями входа полосы и выхода ее из очага деформации [3].
В результате смещения валков, наклона полосы на входе в валки и взаимного влияния друг на друга рабочих валков размеры дуг контакта оказываются различными. При этом со стороны нижнего рабочего валка 8 геометрическая длина дуги контакта увеличивается, а со стороны верхнего рабочего валка 7 - уменьшается по сравнению с симметричным процессом. В первом приближении полагаем, что изменение длин контакта со стороны валков равно величине е/2. Тогда, по сравнению с симметричным процессом, длины дуг контакта на валках 1 и 2 соответственно должны быть равны:
5е; ¡¿2 = ¡2 - 0,5е = (К-2ДИ2)0,5 - 0,5е,
(16)
где ДИ1 и ДИ2- расчетное абсолютное обжатие со стороны рабочих валков 8(нижнего) и 7 (верхнего) ; е - смещение осей валков относительно оси 2 станины ( одинаковое или различное со стороны
валков); // и Л - длины дуг контакта соответственно
Рис.10. Схема действия сил в очаге деформации при взаимном смещении рабочих валков:1,2-оси соответственно нижнего (1) и верхнего (2) рабочих валков; 3-ось опорных валков;4- исходная полоса; 5-ко-нечная полоса; 6-плоскость выхода полосы из валков;7-критическое (нейтральное) сечение; 1-зона отставания; 11-зона опережения; НП- направление прокатки .
на нижнем и верхнем валках, определяемые обжатиями ; ¡¿1 и ¡¿2- фактические длины дуг контакта со стороны нижнего и верхнего валков соответственно.
Выражения (16) являются отправными для оценки степени несим-метричности процесса прокатки полос. Подробно алгоритм расчета параметров несимметрии данного процесса прокатки представлен в работах [3,24]. . Из условия равенства сил прокатки на каждом валке (при ширине полосы В=1
и R=const) получают выражения для расчета обжа-тийна каждом валке и, затем, все остальные параметры.
В соответствие с расчетами при противоположном смешении на 2е=6-10мм рабочих валков диаметром 500мм на стане 1700 холодной прокатки
СНКН снижается на18-26% по сравнению с серийным (симметричным) процессом прокатки полос.
Опыты по оценке возможностей предложенного несимметричного процесса прокатки полос
суммарном смещении 2е= 1,62мм в сухих валках полосы из алюминия марки А5Е с размерами указанными в табл.2,3.
Параллельно прокатывали полосы в симмет-
были выполнены в двухвалковой клети (рис.9) с ричных условиях деформации при е=0. В процессе диаметром стальных валков 2Я=97,3мм, окружной прокатки измеряли силу прокатки, размеры полос и скоростью вращения у=0,3 м/с, шероховатостью на верхней и нижней поверхностях опережение.. поверхности Яа= 0,8мкм. Прокатывали полосы при
Таблица2.
Опытные данные при прокатке алюминиевых полос в симметричных условиях и с противоположным
смещением валков
11,мм ДЬ,мм Р,кН Рср. Н/мм2 / 5,%
Смещение 2е=0
2,03 0,32 15,8 10,5 121 0,17 3,63 3,33
1,74 0,35 20,1 11,1 123 0,165 3,48 3,33
1,41 0,36 23,4 15,0 165 0,157 4,7 4,29
1,12 0,34 30,4 19,25 217 0,176 6,67 6,0
0,84 0,30 35,7 26,0 305 0,151 7,62 7,62
Смещение 2е= 1,62мм
2,03 0,30 14,8 8,75 103 - 3,81 3,81
1,75 0,36 20,6 9,3 102 - 3,33 3,30
1,42 0,33 23,2 12,13 142 - 4,29 4,29
1,13 0,34 30,1 16,5 203 - 5,91 5,71
0,84 0,28 33,1 19,9 236 - 6,67 6,38
Таблица3
(продолжение табл.2). Расчетные параметры несимметричной прокатки при 2е= 1,62мм
ДЬ/ДИ ДИ1,мм П1 Рср1, Н/мм2 Р, к/Н Рcp, Н/мм2 Он,, Н/мм2 Он, Н
П1 П2 рср1 рср2
0,395 0,118 0,11 0,073 108 116 9,3 112 6,8 224
0,415 0,149 0,089 0,064 112 119 10,4 114 8,7 315
0,421 0,153 0,114 0,077 146 152 12,6 149 14,9 390
0,432 0,149 0,157 0,098 183 196 16,8 189 24,1 500
0,437 0,131 0,206 0,115 242 270 21,8 256 41,0 628
В табл.2,3 имеем: Н - исходная толщина полосы; е- относительное обжатие полосы; Р- сила прокатки; рср - СНКН;/- коэффициент трения; Si -опережение; рср1 и рср2 -СНКН соответственно на влках 7 и 8; п - коеффициент внутренних напряжений растяжения ; он -среднее внутреннее напряжение растяжения ; Он- сила растяжения_полосы в очаге деформации: ь 1и 2-индексы верхнего и ниж-него_валков.
Коэффициент трения в симметричных условиях прокатки определяли по опережению из формулы Экелунда-Павлова. Результаты опытов и последующих расчетов представлены в табл.2, а теоретическое определение параметров при несимметричной прокатке- в табл.3.
_Как следует из табл.2, прокатывали полосы с исходной толщиной Н= 0,84-2,03мм при абсолютных обжатиях ДИ= 0,28-0,36мм и относительных обжатиях е= 14,8-35,7% . При симметричной про-
катке, как и следовало ожидать, величины опережений 5*1 на верхней и нижней поверхностях полосы практически одинаковые (табл.2). При прокатке полос со смещением валков на 2е=1,62мм величины опережений 51 на верхней и нижней поверхностях полосы также практически одинаковые (табл.2). Это свидетельствует о том, что в данном случае в зоне опережения имеет место симметричные условия деформации полосы, а в зоне отставания существует несимметричный процесс. При этом в начале зоны отставания параметры несимметрии максимальны и сводятся на нет в зоне опережения, где окружные скорости валков одинаковые (см.выше).
При симметричной прокатке (е=0) опытное среднее нормальное контактное напряжение (СНКН) с уменьшением толщины полосы увеличивается от рСР=121 до 305 Н/мм2 . При таких же относительных обжатиях при прокатке в валках с их противоположным смещением на 2е=1,62мм величины СНКН равны рсР=103 - 236 Н/мм2 , то есть их величины на 14,9- 22,5% меньше, чем в симметричном процессе.( табл.2,3). Такое заметное снижение СНКН при прокате со смещением валков обусловлено появлением между плоскостью входа и критического сечения очага деформации внутренних растягивающих напряжений сН , равных сН=6,8-41Н/мм2 (табл.3).
Появление растягивающих напряжений сН обусловлено различными скоростями течения металла со стороны верхнего и нижнего валков в зоне отставания несимметричного очага деформации. Увеличение относительного обжатия способствует повышению растягивающих напряжений сН и эффективности прокатки с противоположным смещением валков (табл.3).
Возникающие при этом внутренние силы р, равные в данном случае р=224-628Н обеспечивают прижатие шеек валков к подушкам (в четырехвал-ковых клетях рабочих валков к опорным валкам), стабилизируя их горизонтальное положение, повышают жесткость валкового узла и точность прокатываемых полос (профилей).
Теоретический расчет параметров несимметричной прокатки выполнен по выражениям работ [3,24]. с использованием коэффициента трения из табл.2. Итерационный расчет с точностью +3% совпадения варьируемых соседних параметров т и к выполняли при указанных выше геометрических параметрах деформации по алгоритму, предложенному в работах [3,24]. Расчетные данные представлены в табл.3. Из пред-ставленных расчетных данных следует, что взаимное смещение валков обусловливает различие всех параметров деформации металла на валках по сравнению с симметричным процессом. Причиной этого, в первую очередь, является различие длин дуг контакта на валках 7,8 и, вследствие этого, различие обжатий со стороны нижнего ДИ1 и верхнего ДИ2 валков.
Причем, с увеличением относительного обжатия частное обжатие ДИ1/ДИ на валке 8 увеличивается, а на валке 7 уменьшается. То есть несмотря на
выравнивание обжатий по длине дуги контакта сохраняется заметное различие параметров прокатки на валках. В связи с тем, что на валке 7 обжатие меньше, чем на валке 8 имеем СНКН pcp1 на 6-10% меньше, чем СНКН pcp2.
ВЫВОДЫ. Выполнен анализ различных несимметричных процессов горячей и холодной прокатки полос, в том числе и процесса с противоположном смещении рабочих валков в очаге деформации. Показаны особенности деформации металла в несимметричных процессах и влияния их на изгиб переднего конца полосы, опережение и среднее нормальное контактное напряжение. Предложены теоретические зависимости для расчета при несимметричной прокатке геометрических, кинематических и силовых параметров.
Выполнено опробование несимметричного процесса прокатки в рабочих валках с противоположным смещением их осей относительно оси станины. Представлен анализ течения металла в очаге деформации. В опытах показано, что предложенный процесс прокатки обеспечивает снижение силы прокатки на 15,0-23% по сравнению с симметричным процессом.
Литература
1. Чекмарев А.П., Нефедов А.А. Прокатка на валках неравного диаметра (непростые случаи прокатки) // Сб. Обработка металлов давлением, вып. IV. - М.: Металлургиздат, 1956. - С. 3-15.
2. Чекмарев А.П., Нефедов А.А. Опережение при прокатке на валках неравного диаметра // Сб. трудов ИЧМ АНУ, т. XI. - Киев: Изд. Академии наук Украины, 1967. - С.105-107.
3. Николаев В.А. Теория и практика процессов прокатки. - Запорожье, ЗГИА. 2002. - 232с
4. Королев А.А. Новые исследования деформации металла при прокатке. - М.: Машгиз, 1953. -267 с.
5. Целиков А.И. Основы теории прокатки. -М.: Металлургия,1965. - 247 с.
6. Мазур В.Л., Голубченко А.К., Бинкевич Е.В. Расчет параметров процессов горячей ассиметрич-ной прокатки тонких полос. //Сталь, 1994, №1. - С. 39 - 41.
7. СвичинскийА.Г. Несимметричная горячая прокатка на широкополосном стане /А.Г. Свичин-ский, Е.В. Бинкевич, В.Л. Мазур, А.К. Голубченко //Сталь, 1992, №11. - С. 41 - 44.
8. Николаев В.А. Теория и технология несимметричной прокатки. /В.А. Николаев, В.Л. Мазур, А.К. Голубченко, Е.В. Бинкевич. - К. - М.: Аген-ство «Инфомарт», 1996. - 262 с.
9. Николаев В.А. Направление изгиба полосы при различных несимметричных процессах // Изв.вузов. Черная металлургия, 1995 , №10.-С.17-22.
10. Николаев В.А. Горячая прокатка толстых полос в рабочих валках разного диаметра /В.А. Николаев, Б.П. Романико, А.Г. Васильев и др. //Сталь, 1992, №11. - С. 45 - 48
11. Николаев В.А., Васильев А.А. Изгиб полосы и другие параметры несимметричной прокатки // Сталь, 2013,№7. - С. 42 - 48
12. Николаев В.А., Васильев А.А.Непростые виды прокатки тонких полос //Сталь, 2013,№8. - С. 41 - 45
13. Николаев В.А., Волков И.А., Лифшиц В.М. Применение разно шероховатых валков с целью устранения изгиба переднего конца листов алюминиевых сплавов //Цветные металлы, 1985, №5. - С. 72, 73.
14. Чекмарев А.П., Нефедов А.А., Николаев В.А. Теория продольной прокатки. - Харьков, ХГУ, 1965. - 212 с.
15. Николаев В.А., Чернета А.П., Нефедов А.А. Закономерности изменения опережения в калибрах для прокатки угловых профилей //Изв. вузов. Черная металлургия, 1963, №4. - С. 83 - 87.
16. Николаев В.А. Удельные давления при прокатке в валках неравного диаметра //Изв. вузов. Черная металлургия, 1970, №1. - С. 87 -90
17. Николаев В.А., Васильев А.А. Холодная прокатка полос с одновалковым приводом //Мета-лургiя,Запорiжжя. ЗД1А. - 2009, №18. - С. 99 - 105.
18. Николаев В.А. Исследования параметров, способы и устройства прокатки полос. - Запорожье, Акцент Инвест -трейд, 2012. -264с.
19. Паргамонов Е.А. Дрессировка холоднокатаного листа на стане с одним приводным валком /Е.А. Паргамонов, Н.А. Трощенков, В.М. Целовальников и др. //Металлург, 1978, №2. - С. 32 - 34.
20. Мазур В.Л., Колесниченко Б.П., Паргамонов Е.А. Энергосиловые параметры процесса дрессировки //Сталь, 1975, №9. - С. 821 - 824.
21. Николаев В.А. Прокатка полос с двойной несимметрией // Изв. вузов. Черная металлургия, 1992, №7. - С. 30 - 33.
22. Николаев В.А., Скороходов В.Н. Полухин В.П. Несимметричная тонколистовая прокатка.-М.:Металлургия, 1993.-192с.
23. Грудев А.П., Тилик В.Т. Технологические смазки в прокатном производстве. - М.: Металлургия, 1975. - 368 с.
24. Николаев В.А., Матюшенко Д.А., Васильев А.Г. Повышение жесткости валкового узла прокатной клети// Сталь, 2018, №11.-С.19-24
25. Заявка на Патент № и 2019 01749 ввд 20.02.2019р./ Школаев В.О.,Васильев О.Г.
НЕР1ВНОВАЖНА ПОТЕНЦ1ЙНА МОСТОВА СХЕМА З ПРОПОРЦ1ЙНИМ ЖИВЛЕННЯМ
Г1ЛОК
Семенець Д.А.
кандидат технгчних наук, доцент ННПШ У1ША,
Украша, м. Бахмут Семенець М.Д. асистент ННШШ1 У1ША, Украша, м. Бахмут
NON-EQUILIBRIUM POTENTIAL BRIDGE CHART WITH THE PROPORTIONAL FEED OF
BRANCHES
Semenets D.
Ph.D., Associate Professor ESPPI UEPA, Bahmut, Ukraine Semenets M. assistant ESPPI UEPA, Bahmut, Ukraine
АНОТАЦ1Я
У робот розглянута схема неврiвноваженого потенцшного мосту постшного струму з розд№ним пропорцшним живленням гшок для використання в первинних колах електронних вишрювальних перет-ворювачiв. Запропонована спрощена методика визначення функцп перетворення неврiвноваженоi схеми. Розрахунковi сшввщношення представлен на базi узагальнених параметрiв з врахуванням титв симетрп схем. Проаналiзованi залежносп вихiдноi' напруги ввд розташування резистивного датчика. Отримаш рiв-няння, яш дозволяють аналiзувати схеми вимiрювальних перетворювачiв у ввдповщносп з заданими елек-тричними параметрами.
ABSTRACT
The chart of non-equilibrium potential bridge of direct-current is in-process considered with the separate proportional feed of branches for the use in the primary chains of electronic measurings transformers. Offered the method of determination of function of transformation is simplified for a non-equilibrium chart. Calculation correlations are presented on the base of the generalized parameters taking into account the types of symmetry of charts. Dependences of output tension are analyzed on the location of capacitance-resistance sensor. Equalizations which allow to analyze the charts of similar measurings transformers in accordance with electric preset a parameter are got.
Ключовi слова: вимiрювальний перетворювач, мостова неврiвноважена схема, функцгя перетворення, вихвдний iмпеданс.
Keywords: measuring transformer, bridge non-equilibrium chart, function of transformation, вiходной impedance.
