CC BY
31
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
УДК 621.771.073:539.62
В. В. Ермилов
ПРОБЛЕМА ТРЕНИЯ 1-го РОДА В МЕЖВАЛКОВОМ КОНТАКТЕ МНОГОВАЛКОВЫХ КЛЕТЕЙ СТАНОВ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ
В статье приводятся основные факторы, влияющие на возможность пробуксовки валков, а также математическая модель, позволяющая определить значение коэффициента трения покоя в зависимости от нормального контактного напряжения между валками, от угловой скорости вращения рабочего валка, от отношения диаметра приводного валка к диаметру холостого валка, от концентрации эмульсола в используемой смазке.
Клеть прокатного стана, трение 1-го рода, валок, напряжение.
The paper presents key factors influencing the possibility of slipping of the rolls, as well as mathematical models allowing us to determine the value of the coefficient of friction as a function of normal contact stress between the rollers, the angular velocity of the working roll, ratio of the diameter of the drive roller to the diameter of idle roll, coolant concentration in the lubricant used.
Rolling mill stand, first-type friction, roller, contact stress.
Большинство современных отечественных станов холодной прокатки оснащены четырехвалковыми клетями с приводом через рабочие валки. Однако в последние десятилетия наметилась мировая тенденция модернизации станов, заключающаяся в замене клетей «кварто» с традиционным типом привода на клети «кварто» с главным приводом через опорные валки, а также на шестивалковые клети с главным приводом через промежуточные валки. Это позволило уменьшить в 2 - 3 раза диаметр рабочих валков и за счет этого повысить качество проката, а также добиться снижения затрат электроэнергии.
Уменьшение диаметра бочки рабочих валков дает
наибольший эффект в последних клетях непрерывных станов холодной прокатки при прокатке широких полос минимальной толщины (0,1 - 0,4 мм), а также при дрессировке.
В источнике [1] приведены расчетные значения усилий и моментов на четырехклетевом стане «1700», оснащенном клетями «кварто» с приводными опорными валками диаметром 1300 мм для холостых рабочих валков диаметром 200 и 600 мм (см. таблицу). Из таблицы видно, что при уменьшении диаметра бочек рабочих валков с 600 до 200 мм усилие прокатки снизилось в 2,2 - 2,4 раза, а момент главного привода в 1,12 - 2,27 раза.
Таблица
Усилия и моменты главного привода рабочих клетей с приводными опорными валками
четырехклетевого стана «1700» [1]
Номер Dp , мм Р » Роп , Моп , tg b P (Dp = 600) M оп (Dp = 600)
клети МН МН х м P (Dp = 200) М оп (Dp = 200)
1 600 8,07 0,027 0,027 2,22 1,93
200 3,65 0,014 0,041
2 600 6,11 0,153 0,035 2,27 1,12
200 2,76 0,136 0,073
3 600 9,25 0,162 0,023 2,34 1,19
200 3,95 0,136 0,050
4 600 5,27 0,038 0,008 2,39 1,31
200 2,20 0,029 0,017
П р и м е ч а н и я : 1. Др - диаметр рабочих валков; Р - усилие прокатки; Роп - усилие, действующее между опорными и рабочими валками; Моп - момент, необходимый для привода клети через опорные валки; tgP - тангенс угла наклона межвалкового усилия к плоскости, проходящей через оси валков.
2. Расчет производился при следующих параметрах прокатки: прокатка стали 08 ПС; толщина подката к0 = = 2,0 мм; толщина проката к4 = 0,5 мм; ширина полосы Ь = 1020 мм; скорость прокатки в последней клети У4 = 12 м/с.
Описанные преимущества четырехвалковой клети с приводом через опорные валки в еще большей степени проявляются в шестивалковых клетях с приводом через опорные или через промежуточные валки, где диаметр бочки рабочих валков может составлять 180 - 200 мм. Оснащение шестивалковыми клетями, например, станов для производства жести значительно улучшит планшетность проката [2] и практически исключит такие дефекты формы, как клино-видность или утонение кромок. Однако более сложная конструкция шестивалковой клети и связанные с этим дополнительные затраты на ее обслуживание являются существенными недостатками по сравнению с четырехвалковой клетью.
В клетях «кварто» и в шестивалковых клетях движение от приводных валков к холостым передается силами трения 1-го рода, в частности силой трения покоя. При определенных условиях возможна ситуация, когда холостые валки начнут пробуксовывать относительно приводных. Если в клети «кварто» с традиционным типом привода пробуксовка приводит к поверхностному дефекту валков, то в клети с приводом через опорные валки пробуксовка вызывает прекращение процесса прокатки, что приводит к остановке холостых рабочих валков, и, как следствие, неизбежно возникает аварийная ситуация на стане.
Пробуксовка в клетях «кварто» с традиционным типом привода наиболее вероятна во время переходных режимов прокатки (в момент разгона или торможения стана) при значительных угловых ускорениях и небольших усилиях прокатки. В четырехвал-ковых клетях с приводом через опорные валки пробуксовка наиболее вероятна в последних клетях стана, где часто могут иметь место небольшие усилия прокатки и значительное превышение заднего натяжения полосы над передним.
Известно, что наиболее эффективный режим прокатки достигается при значительных натяжениях полосы, что обеспечивает уменьшение усилия прокатки и, следовательно, сокращает затраты электроэнергии [4]. При этом величина заднего натяжения влияет на снижение усилия прокатки в большей степени, чем переднего [2]. Например, режим прокатки с увеличением величины удельного натяжения полосы от первого к последнему межклетевому промежутку (в соответствии с пределом текучести прокатываемого металла) по сравнению с режимом с постоянным натяжением позволяет снизить удельный расход энергии в среднем на 3 - 6 % без дополнительных капитальных затрат [3].
Однако прокатка со значительными натяжениями полосы, особенно в клети «кварто» с приводом через опорные валки, увеличивает вероятность возникновения пробуксовки. Поэтому отсутствие теоретических данных, характеризующих условия возникновения пробуксовки в межвалковом контакте, не позволяет обеспечить оптимальные технологические параметры прокатки на станах, оснащенных клетями «кварто» с главным приводом через опорные валки.
Известные теоретические данные не позволяли оценить уровень коэффициента трения покоя и влия-
ние на него энергосиловых факторов прокатки и геометрических характеристик клети.
К числу факторов, затрудняющих исследование трения покоя, относятся специфические условия в межвалковом контакте рабочих клетей (высокие нормальные и касательные контактные напряжения, большие скорости, использование специальных сталей для изготовления валков, высокая твердость их поверхности, наличие эмульсии в контакте и т. д.).
В Череповецком государственном университете с 1998 г. выполняется комплекс теоретических и экспериментальных исследований, на основе которых разрабатывается методология конструирования высокоэффективных станов холодной прокатки нового поколения. Выявление закономерностей трения 1-го рода в межвалковом контакте рабочих клетей - один из разделов этой методологии.
Наиболее существенные научные результаты этого раздела состоят в следующем: спроектирован, изготовлен и испытан лабораторный стенд с натурной моделью валкового узла, моделирующий условия трения 1-го рода в межвалковом контакте клети «кварто»; разработана методика исследования трения 1-го рода на лабораторном стенде, позволяющая научно обоснованно перейти от натурной модели к реальному стану; получено регрессионное уравнение, достоверно определяющее зависимость коэффициента трения покоя в межвалковом контакте от основных параметров процесса прокатки и конструктивных характеристик клети.
Согласно методике проведения полного факторного эксперимента на натурной модели, проведена серия опытов по определению влияния на коэффициент трения покоя четырех факторов: нормального контактного напряжения, угловой скорости вращения рабочего валка, отношения диаметра приводного валка к диаметру холостого валка, концентрации эмульсола в используемой смазке.
После оценки результатов серии экспериментов было получено линейное регрессионное уравнение, уровень значимости а = 0,05. Доверительная вероятность в критерия = 0 05 при этом равна 0,95 [5]:
/0 = 2,23 -10-2 + 3,105 -10
•III
Рб
Р(>„
+ 5,88 -10-3- —+1,0794 -10-2 - +
ю„
С
Д.
+ 7,1775-10-4 - + 4,05-10-3 - -р0---—
+ 8,37 -10
С
Р0 Бпр
Р0ШШ
ю - £к ю ■ Б
ШИ1 X
Р»т„ ЮШ
• III • •
- 3,06 -10-
Р0 С
Р0 ■ Ш1П Сш1п
ю С
Юшп Сш1п
- 2,4795-10-3 - - — Б С
х шт
+
+
где /0 - коэффициент трения покоя; р0 - нормальное контактное напряжение (675 - 825 МПа); ю - угловая скорость вращения приводного валка (30 - 50 с-1); Дпр, Дх - диаметры приводного и холостого валков, мм (Ддр / Дх = 0,36 - 7); С - концентрация эмульсола в используемой эмульсии (0,75 - 2,25 %).
Установлено, что коэффициент трения покоя изменяется в пределах от 0,077 до 0,151.
Экспериментально установленный коэффициент трения покоя соответствует максимальному значению силы трения покоя, возникающей на контакте валков. Момент начала пробуксовки предшествует моменту, когда сила трения покоя в межвалковом контакте достигает своего максимума. Поэтому коэффициент трения покоя /0 непосредственно не характеризует возникновение пробуксовки: для прогнозирования момента начала пробуксовки необходимо внести поправочный коэффициент для /0 - коэффициент запаса к:
tg Р< к • /0,
где tgP - тангенс угла наклона межвалкового усилия к плоскости, проходящей через оси валков [1].
Для условий контакта стальных валков в клетях «кварто» станов холодной прокатки коэффициент
запаса к может быть принят равным 0,90.
Таким образом, установлены особенности процесса трения 1-го рода в межвалковом контакте четырех- и шестивалковых клетей широкополосного стана.
Список литературы
1. Гарбер, Э.А. Расчет энергосиловых параметров широкополосных станов холодной прокатки / Э.А. Гарбер // Сталь. - 1998. - № 9. - С. 37 - 41.
2. Гарбер, Э.А. Статистическая модель трения 1-го рода в силовом контакте валков станов холодной прокатки / Э.А. Гарбер, И.К. Горшков, В.В. Ермилов // Производство проката. - 2001. - № 11. - С. 10 - 12.
3. Исследование влияния режима межклетевого натяжения на стабильность процесса и удельный расход энергии на прокатку / В.Н. Скороходов, Ю.А. Мухин, П.П. Чернов и др. // Производство проката. - 2000. - № 6. - С. 9 -12.
4. Прокатка на многовалковых станах / П.И. Полухин, В.П. Полухин, А.Ф. Пименов и др. - М.: Металлургия, 1981.
5. Целиков, А.И. Теория продольной прокатки / А.И. Целиков, Г.С. Никитин, С.Е. Рокотян. - М.: Металлургия, 1980.
УДК 669.14.1
З.К. Кабаков, Д.И. Габелая, Ю.В. Грибкова
ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ОХЛАЖДЕНИЯ ШТАБЕЛЕЙ НА ХОЛОДНОМ СКЛАДЕ
В статье рассматриваются вопросы прогнозирования продолжительности охлаждения штабелей из слябов углеродистых сталей на холодном складе. Большое внимание уделяется влиянию различных геометрических параметров на процесс охлаждения штабелей.
Сляб, штабель, излучение, свободная конвекция, математическое моделирование, продолжительность охлаждения, полный факторный эксперимент.
The paper deals with the prediction of the duration of the cooling process for the stacks of carbon steel slabs in a cold warehouse. Much attention is paid to the influence of various geometrical parameters on the stacks cooling proccess.
Slab, stack, radiation, free convection, mathematical modeling, duration of cooling, full factorial experiment.
Перед контролем качества поверхности слябов, отлитых на машинах непрерывного литья, слябы охлаждаются в штабелях. Раскладка слябов на стеллажах производится, согласно технологической инструкции [2], при охлаждении в течение не менее 48 ч. При этом в инструкции не учитываются геометрические размеры штабелей и расстояние между ними. Знание закономерностей охлаждения штабеля от указанных параметров позволяет более точно прогнозировать продолжительность охлаждения и увеличивать пропускную способность холодного склада. В связи с этим возникает необходимость в изуче-
нии динамики процесса охлаждения штабелей и уточнении технологии обработки слябов на холодном складе. Одним из методов исследования процесса охлаждения является математическое моделирование.
В данной работе исследование закономерностей охлаждения штабелей проведено на основе модели, построенной в работе [1]. При построении модели предполагали, что штабель формируется из одной плавки и рассматривается сплошным телом. Температуру тела в начальный момент времени предполагаем неравномерной по ширине и длине штабеля.
