CC BY
44
РЬ—10 % 8п приведены на рис. 4 для трех режимов охлаждения. На рис. 4 видно, что экспериментальные и расчетные кривые охлаждения хорошо согласуются друг с другом.
Согласно результатам моделирования А.эфф изменяется в процессе затвердевания отливки, а среднее значение эмпирического коэффициента составляет кср = 4 при струйном охлаждении водой, кср = 2 при струйном охлаждении воздухом и кср = 1,5 при свободной конвекции. Полученные значения хорошо согласуются с данными [1].
Таким образом, экспериментальная проверка предложенного способа расчета к для учета свободной конвекции при моделировании затверде-
вания слитков подтвердила правомочность применения зависимости (1).
Список литературы
1. Горяинов В. А., Самойлович Ю. А., Подорванов А. Г. и др. Экспериментальное и теоретическое изучение закономерностей затвердевания отливок из бинарных сплавов // Металлургическая теплотехника: Сб. - М.: Металлургия, 1974,-№2.-С. 33-40.
2. Самойлович Ю. А., Горяинов В. А., Крулевецкий С. А. и др. Тепловые процессы при непрерывном литье стали. -М.: Металлургия, 1982. - 152 с.
3. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы теплопередачи. -М.: Энергия, 1973.-320 с.
Кабаков Зотей Константинович - доктор технических наук, профессор кафедры металлургических технологий Череповецкого государственного университета, академик РАЕ.
Тел.: 8(8202) 51-82-32.
Самойлович Юрий Абрамович - доктор технических наук, профессор, ОАО «ВНИИМТ» (г. Екатеринбург).
Тел.: 8-912-638-02-30.
Горяинов Владимир Алексеевич — кандидат технических наук, старший научный сотрудник, ОАО «ВНИИМТ», г. Екатеринбург.
Тел.: 8-912-242-19-60.
Грибкова Юлия Владимировна - старший преподаватель кафедры математики Череповецкого государственного университета.
Тел.: 8-921-733-88-00.
Габелая Давид Ивлериевич - кандидат технических наук, доцент кафедры металлургических технологий Череповецкого государственного университета.
Тел.: 8-921-250-41-11.
Kabakov Zotey Konstantinovich - Doctor of Technology, Professor, Head of the Metallurgical Technologies Department, Cherepovets State University.
Tel.: 8(8202) 51-82-32.
Samoilovitch Yuriy Avramovich - Doctor of Technology, Professor, MTRI pic, Ekaterinburg.
Tel.: 8-912-638-02-30.
Goryainov Vladimir Alexeevich - Candidate of Science (Technology), Senior Reseacher at MTRI pic, Ekaterinburg.
Tel.: 8-912-242-19-60.
Gribkova Yulia Vladimirovna - Senior Lecturer at the Department of Mathematics, Cherepovets State University.
Tel.: 8-921-733-88-00.
Gabelaya David Ivlerievich - Candidate of Science (Technology), Associate Professor at the Department of Metallurgical Technologies, Cherepovets State University.
Тел.: 8-921-250^11-11.
УДК 621.771.014-415
Э. А. Гарбер, И. А. Кожевникова, П. А. Тарасов
ПРОМЫШЛЕННЫЕ ИСПЫТАНИЯ ЭФФЕКТИВНЫХ РЕЖИМОВ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ ТОНКИХ ПОЛОС НА ШИРОКОПОЛОСНОМ СТАНЕ
Е. A. Garber, I. A. Kozhevnikova, P. A. Tarasov
INDUSTRIAL TRIAL OF EFFECTIVE MODES FOR THIN STRIP HOT ROLLING
AT WIDE STRIP MILLS
На 6-клетевом непрерывном широкополосном стане 1700 Череповецкого металлургического комбината провели испы-
тания новых эффективных режимов горячей прокатки полос толщиной 0,8...1,5 мм. Режимы рассчитаны по новой модели, опубликованной в 2007-2008 гг. Установлены следующие преимущества новых режимов: снижены на 15-26% опасные контактные напряжения в рабочих валках последних клетей, уменьшен на 3 - 8 % расход энергии, в 1,7 - 2 раза снижена продольная разнотолщинность проката.
Горячая прокатка, широкополосный стан, контактные напряжения, расход энергии, продольная разнотолщинность.
Trials of new effective hot rolling modes for strips with thickness 0.8... 1.5 mm were conducted at 6-stand continuous casting wide strip mill 1700 at Cherepovets Metallurgical Works. The modes are calculated with the help of a new model published in 2007 - 2008. The advantages of the new modes are as follows: dangerous contact stresses in working rolls in the last stands are reduced by 15 - 26%; energy consumption is reduced by 3 - 8%; longitudinal rolling polythickness is reduced by 1.7 - 2 times.
Hot rolling, wide strip rolling mill, contact stresses, energy consumption, longitudinal polythickness.
На некоторых непрерывных широкополосных станах (НШПС), в частности, на 6-клетевом стане 1700 Череповецкого металлургического комбината (ЧерМК) ОАО «Северсталь», начиная с 90-х годов XX века начали осваивать выпуск горячекатаных полос толщиной менее 1 мм и постепенно довели минимальную толщину до 0,8 ... 0,9 мм.
В ряде отраслей машиностроения и в строительной индустрии такие полосы с успехом заменяют более дорогой, трудоемкий в производстве холоднокатаный листовой прокат.
Уменьшение толщины горячекатаных полос привело к ряду проблем в технологическом процессе НШПС, которые были проанализированы нами в статьях [1], [2], [3]. В частности, было показано, что по сравнению с периодом до 80-х годов XX века, когда минимальная толщина горячекатаных полос составляла 1,8 ... 2,0 мм, а суммарное обжатие не превышало 88 - 92 %, при прокатке полос указанных минимальных толщин суммарное обжатие возросло до 94 - 97 %, что вызвало увеличение частных обжатий во всех рабочих клетях НШПСГП. Как видно из табл. 1, в трех первых клетях 6-клетевого стана 1700 максимальные частные обжатия увеличились с 55 -60 до 60 - 63 %, а в трех последних -с 15-20 до 35-39%.
В связи с ростом в последних клетях сопротивления деформации прокатываемых полос, несмотря на меньший в 1,6 - 1,7 раза, чем в первых клетях, уровень частных обжатий, нормальные контактные на-
пряжения в них при прокатке полос толщинои 0,8-1,5 мм увеличились: средние - до 1000 — 1100 МПа, максимальные - до 1300 - 1950 МПа, то есть до опасных значений, соответствующих величинам контактных напряжений в рабочих клетях станов холодной прокатки.
Учитывая, что контактно-усталостная прочность материала валков ШПСГП существенно
Таблица 1
Структурные и силовые параметры очагов деформации 6-клетевого стана 1700 при горячей прокатке полос разной толщины
Параметры, размерность Значения параметров при разной толщине готовой полосы
h6= 1,8-2,0 мм й6 = 0,8-1,5 мм
в трех первых клетях (/=1,2, 3) в трех последних клетях (г = 4, 5, 6) в трех первых клетях (/= 1,2, 3) в трех последних клетях (/ = 4, 5, 6)
Максимальное частное обжатие е„ % 55-60 15-20 60-63 35-39
Среднее нормальное контактное напряжение рсрЬ МПа 100-300 500-700 250-350 1000-1100
Максимальное нормальное контактное напряжение ртах/, МПа 270-600 650-1200 500-950 1300 -1950
Максимальное усилие прокатки Лпах, МН 11-14 8-13 18-22 10-17
Доля длины упругих участков (хупр) от общей длины очага деформации (/с), % до 0,1 до 10 до 0,8 до 17
меньше, чем на станах холодной прокатки, задача повышения стойкости рабочих валков в последних клетях широкополосных станов, освоивших горячую прокатку полос толщиной 0,8-1,5 мм, приобрела большую актуальность.
Кроме того, в связи с ростом затрат энергии на процесс прокатки полос с увеличенными суммарными и частными обжатиями возникла необходимость обеспечения надежной, без перегрузок работы двигателей главного привода рабочих клетей НШПСГП.
При горячей прокатке полос указанного диапазона толщин возникла еще одна проблема, не затронутая в статьях [1], [2], [3], - увеличение продольной разнотолщинности и разноширинности, вызванное нестабильностью технологических параметров по длине полос (температуры, толщины и ширины подката), колебания которых с ростом суммарного обжатия имеют тенденцию к возрастанию.
Нестабильность этих параметров приводит к колебаниям в рабочих клетях усилий прокатки, которые на станах данного типа составляют 3 — 8 % от их средних значений, а это, в свою очередь, вызывает дополнительные колебания межвалкового зазора из-за упругих деформаций элементов рабочей клети, что способствует росту продольной разнотолщинности и разноширинности полос. Поэтому задача повышения точности их размеров также приобрела актуальность.
Решение указанных задач осуществлялось путем усовершенствования технологических режимов прокатки: оптимизации распределения между клетями частных обжатий, межклетевых натяжений, а также температурного режима прокатываемых полос.
Для расчета усовершенствованных режимов была использована новая математическая модель энергосиловых параметров НШПСГП, основные положения которой изложены в статьях [1], [3].
Из табл. 1 видно, что в последних клетях стана 1700 даже при прокатке полос толщиной 1,8-2,0 мм доля упругих участков составляет 10 % от общей длины очага деформации, а при уменьшении толщины до 0,8 -1,5 мм эта доля увеличилась до 17 %, поэтому напряженное и деформированное состояния полосы в очагах деформации НШПСГП в новой модели рассчитывались на основе решения упругопластической задачи.
Поскольку основные положения этой модели
опубликованы [1], [3], отметим здесь лишь ее отличия от большинства других известных моделей, обеспечившие снижение средних погрешностей расчета усилий прокатки и мощности двигателей стана до 5 - 7 %.
1. Напряжения и деформации определяются отдельно на каждом упругом и пластическом участках очага деформации.
2. На упругих участках вместо условия пластичности для расчета напряженного состояния полосы использовано уравнение упругости (соотношение между напряжениями и деформациями, основанное на законе Гука).
3. Более достоверно определяются протяженности всех упругих и пластических участков очага деформации, а также координата границы между зонами отставания и опережения и толщина полосы в нейтральном сечении.
4. Использованы адекватные алгоритмы и численные значения коэффициентов трения и напряжений трения, учитывающие специфику контактных условий горячей прокатки и наличие зон прилипания в очагах деформации.
5. При расчете затрат энергии учтено, что валки совершают полезную работу только в зоне отставания, а в зоне опережения полоса возвращает валкам часть затраченной энергии.
6. При расчете момента и мощности двигателей главного привода рабочих клетей используется не приближенный эмпирический коэффициент \|/ (отношение плеча усилия прокатки к длине очага деформации), а иная, более достоверная методика, более точно определяются также затраты энергии на вращение холостого опорного валка, в том числе их основная часть - потери на трение качения.
Сущность оптимизации режима обжатий, изложенная в статье [3], состояла в перераспределении частных обжатий между тремя первыми и тремя последними клетями НШПС.
Уменьшив в 4-й, 5-й и 6-й клетях частные обжатия на 10 ... 30 % относительно значений, принятых по существующей технологии, можно снизить в них максимальные контактные напряжения на 20 ... 60 %, то есть до менее опасного уровня 800 ... 1200 МПа. Чтобы сохранить при этом толщину подката и суммарное обжатие, потребуется увеличить частные обжатия в трех первых клетях на 2-10 %. Это не представляет опасности для валков, так как контактные напряжения в первых
трех клетях в два-три раза меньше, чем в трех последних.
Данная статья является продолжением статей [1], [2], [3], в ней анализируется не затронутый в этих статьях вопрос о влиянии усовершенствования режимов прокатки на точность горячекатаных полос, а также приводятся результаты промышленных испытаний усовершенствованных режимов, выполненных в 2008 году.
Чтобы обосновать влияние перераспределения обжатий между клетями НШПС на продольную разнотолщинность горячекатаных полос, рассмотрим графическую интерпретацию совместного решения уравнения упругой деформации клети и зависимости усилия прокатки от толщины полосы, предложенную в работе [4].
На схеме рис. 1 по вертикальной оси отложены усилия прокатки в г'-й клети НШПСГП, а по горизонтальной - зазор между валками и толщина прокатываемой полосы, изменяющаяся от /г, _ ] до /г,. Прямая 1 графически изображает уравнение упругой деформации клети (изменение усилия прокатки Р, в функции зазора 5,):
0)
где 5о - предварительно установленный зазор (ес-Р, МН
ли Б0 < 0, валки предварительно сжаты, т. е. находятся в «забое», что характерно для прокатки тонких полос, в этом случае абсолютные величины 5, и Яо в выражении (1) суммируются); МК - модуль жесткости рабочей клети, МН/мм (усилие, необходимое для изменения зазора Я, на 1 мм); он численно равен тангенсу угла ср наклона прямой 1.
Линия 2 графически изображает зависимость усилия прокатки от толщины выходящей из клети полосы /г„ если толщина на входе в клеть равна
А/-И
(2)
Рис. 1. Графическое решение уравнений упругой деформации г'-й рабочей клети и функциональной зависимости усилия прокатки от толщины полосы в этой клети
Функция /г,-) может быть получена рас-
четным путем с помощью модели энергосиловых параметров НШПС, согласно которой усилие горячей прокатки, помимо обжатия (разности /г, _ 1 -/г,-), увеличивается с ростом среднего сопротивления деформации в клети Оф/, коэффициента трения в очаге деформации |!„ скорости деформации и уменьшается с ростом температуры полосы (из-за уменьшения величины Оф,), а также ее натяжения.
Совместное решение уравнений (1) и (2) графически выражено точкой а пересечения линий 1 и 2, определяющей усилие прокатки при заданной толщине выходящей полосы /г,. Если в процессе прокатки возникло отклонение 8/г, _ 1 от заданной толщины подката /г, _ ь то для подката толщиной (й,_1 + 8/г,_1) зависимость (2) усилия прокатки от толщины полосы графически выражается кривой 3, а точка а пересечения кривой 3 с прямой 1 даст новые значения толщины полосы на выходе из клети (/г, + 8/г,) и усилия прокатки СР/ + 8.Р,), а также величины колебаний этих параметров 8/г, и 5Р„ зависящие от колебаний толщины подката 8/г, ].
При этом относительная продольная разнотолщинность подката при правильной настройке стана сохранится:
5;, /г,-, /г;. ], мм
8/г;_| Щ
а абсолютное ее значение уменьшится пропорционально коэффициенту обжатия:
Щ = 8/г/_1 • Т1, где "П = -—.
На рис. 2 графически представлены расчетные
Р,, МН
О*
зависимости Р,(к,_ |, /г,) для каждой из шести рабочих клетей 6-клетевого стана 1700 при прокатке по существующей технологии из подката толщиной 25 мм полосы толщиной 1,2 мм, шириной 1000 мм. Как видно, крутизна кривых -Р;(/г,_ ь характеризуемая тангенсами углов наклона каса-8Р1
тельных-, равными коэффициентам жесткости
§/г(
полосы, существенно возрастает от первой клети к последней, что объясняется упрочнением стали (увеличением сопротивления деформации в функции суммарного обжатия).
На рис. 3 графически сопоставлены величины продольных разнотолщинностей полосы на выхо-124
де из 4-й клети при рабочем и оптимизированном режимах обжатий на примере прокатки полосы из стали Б235Ж шириной 1000 мм, толщиной 1,2 мм. В рабочем режиме толщина полосы на входе в 4-ю клеть /гзр=3,28 мм, а на выходе /г4р = 2,05 мм, коэффициент обжатия г|4Р = 0,625. Считая, что максимальное значение продольной разнотолщинности составляет 8 % от толщины полосы, ее значение на входе в 4-ю клеть 8/г3р =0,08-3,28 =
= 0,26 мм, а на выходе б/г4р = 8/г3р • г|4р =
= 0,164 мм.
В оптимизированном режиме полоса после третьей клети имеет толщину меньшую, чем в рабочем режиме: /гзопт= 2,6 мм, /г3опт/ йзр= 0,79. Следовательно, на входе в 4-ю клеть продольная раз-нотолщинность составит: 8/г3опт = 5/г3р • 0,79 =
= 0,205 мм. Толщина полосы на выходе из 4-й клети при оптимизированном режиме равна /г40пт= 1,74 мм, коэффициент обжатия г|4ОПТ=0,67. Следовательно, продольная разнотолщинность на выходе из 4-й клети будет равна 8/г4опт = = 8/г3опт -тЦопт =0,13 мм, т. е. по сравнению с рабочим режимом она уменьшилась на 21 %. Соответственно уменьшились и колебания усилия про-
25 мм
Рис. 2. Зависимости /г,) для рабочих клетей 6-клетевого стана 1700 при горячей прокатке полосы из стали
¿235./?? шириной 1000 мм, толщиной 1,2 мм (толщина подката /г0 = 25 мм). Цифры у кривых - номера рабочих клетей
/г3, /г4, 50, мм Ь
'Чопт 2
Рис. 3. Сопоставление продольных разнотолщинностей полосы на выходе из 4-й клети при обычной технологии («р» - рабочий режим) и при оптимизированном
режиме обжатий («опт»)
катки. Заштрихованные на рис. 3 области колебаний толщины и усилия прокатки наглядно демонстрируют преимущество уменьшения обжатий в последних клетях за счет увеличения их в первых клетях НШПСГП, реализованное в оптимизированном режиме.
Процесс уменьшения колебаний толщины полосы продолжается далее в 5-й и 6-й клетях, в результате на выходе из 6-клетевого стана ее продольная разнотолщинность уменьшается весьма значительно.
Аналогичное влияние оптимизация режима обжатий оказывает на разноширинность горячекатаных полос: уменьшение в последних клетях усилий прокатки и их колебаний во время технологического процесса стабилизирует ширину, уменьшает ее колебания.
Влияние температуры подката на уровень контактных напряжений частично объяснено выше: при увеличении температуры снижается сопротивление деформации полос, пропорциональное контактным напряжениям и усилию прокатки. Например, по обычной технологии температура подката перед чистовой группой НШПС составляет 980 — 1060 °С, а максимально возможная температура, не ухудшающая микроструктуру и механические свойства готового проката толщиной до 2,0 мм, равна 1080 °С. Приближение температуры подката к максимально допустимой границе
1080 °С позволит снизить контактные напряжения на 5-15 %.
Нуждается в оптимизации и режим межклетевых натяжений НШПСГП. На многих станах уровень межклетевых натяжений не превышает 2 % от величины сопротивления металла деформации, т. е. стабилизирующая роль натяжений почти не используется. Расчеты показали, что увеличение межклетевых натяжений до 5 -15 % от значения сопротивления деформации позволит уменьшить мощность главного привода рабочих клетей на 6 - 17 % и снизить контактные напряжения в очагах деформации на 2 - 3 %.
Кроме того, это мероприятие стабилизирует технологический процесс в целом: повысит устойчивость движения полосы, будет способствовать лучшему ее удержанию на оси прокатки, окажет дополнительное влияние на уменьшение разнощи-ринности полос.
Описанные корректировки режимов обжатий, натяжений и температуры подката целесообразно дополнить более тонкой оптимизацией параметров каждой рабочей клети по положению в ней нейтрального сечения. Обоснование этого изложено в работе [3], где показано, что экономия энергии достигается увеличением протяженности зоны опережения в очаге деформации, повлиять на которую можно дополнительным перераспределением между соседними клетями обжатий и натяжений.
На основе изложенных принципов были рассчитаны, а затем испытаны на 6-клетевом стане 1700 оптимизированные режимы прокатки.
В качестве примера в табл. 2-5 представлены оптимизированный и рабочий режимы прокатки полосы из стали 5235Лй шириной 1000 мм, толщиной 1,2 мм из подката толщиной 25 мм.
При проведении испытаний плавку полос, состоящую из 22 рулонов, делили на две части: одну прокатывали по рабочему режиму, другую - по опытному режиму, имеющему указанные выше отличия обжатий, межклетевых натяжений и температуры металла.
Таблица 2
Технологические параметры режима прокатки по обычной технологии (сталь 5235,//? шириной 1000 мм, толщиной 1,2 мм)
Номер клети V,, м/с А/, мм Е/, % е» % Оф, МПа о,-, МПа Ть мн ь °с
1 1,24 10,82 56,72 56,72 196 3,8 0,0411 1021
2 2,6 5,157 52,34 79,37 237 3,8 0,0196 991
3 4,09 3,281 36,38 86,88 253 19,6 0,0643 959
4 6,55 2,047 37,61 91,81 322 22,7 0,0465 905
5 9,68 1,388 32,19 94,45 400 24,13 0,0335 836
6 11,18 1,2 13,54 95,2 346 29 0,035 803
Таблица 3
Энергосиловые параметры режима прокатки по обычной технологии (сталь 52357Й шириной 1000 мм, толщиной 1,2 мм)
Таблица 5
Энергосиловые параметры режима прокатки по оптимизированной технологии (сталь 5235УЯ шириной 1000 мм, толщиной 1,2 мм)
Номер клети Ар, МПа Рк МН ЬР,, % ^ МВт А ЛГда> %
расч. изм. расч. изм.
1 328 22,18 19,71 11,1 4,15 4,16 0,3
2 464 20,26 19,58 3,5 5,53 5,039 9,8
3 525 13,4 13,63 1,5 3,76 3,73 0,9
4 786 15,46 13,96 10,7 5,18 5,68 8,8
5 996 16,29 16 1,86 6,52 6,42 1,65
6 720 6,55 7,1 7,8 2,41 2,58 6,7
Номер клети Рср, МПа Р„ МН А Р„ % /\'д„, МВт ДА'дв, %
расч. изм. расч. изм.
1 307 21,45 19,85 8,04 3,6 3,851 6,53
2 458 20,26 19,83 2,2 6,48 6,31 2,74
3 584 14,82 13,9 6,59 5,55 5,405 2,74
4 728 13,07 13,02 0,38 5,14 5,6 8,04
5 736 9,08 9,53 4,76 3,65 3,594 1,7
6 617 5,18 5,66 8,5 2,28 2,08 10
Таблица 4
Технологические параметры режима прокатки по оптимизированной технологии (сталь Л"2357Л шириной 1000 мм, толщиной 1,2 мм)
Номер К К Оф, О/, т,, 'ь
клети м/с мм % % МПа МПа МН "С
1 1,31 10,25 59 59 186 25,37 0,26 1039
2 3,034 4,43 56,78 82,28 237 33,86 0,15 999
3 5,169 2,6 41,31 89,6 272 40,77 0,106 950
4 7,24 1,74 33,08 93,04 319 47,13 0,082 891
5 9,853 1,364 21,61 94,54 339 49,85 0,068 841
6 11,2 1,2 12,02 95,2 316 35 0,042 810,3
При испытаниях в АСУ ТП стана фиксировали технологические и энергосиловые параметры прокатки: марку стали, ширину прокатываемой полосы, толщины подката и проката, температуру подката и проката, силу тока двигателя петледержателя и угол подъема его ролика, значения угловых скоростей рабочих валков и валов двигателей главного привода, их электрические параметры (силу тока и напряжение), усилия прокатки по клетям, толщину полосы на выходе из каждой г'-й клети, а полные межклетевые натяжения определяли, исходя из силы тока двигателя и угла подъема ролика петледержателя, по специально разработанной методике.
Испытания были выполнены при прокатке полос из стали СтЗпс толщиной 1,5 мм, шириной 1000 мм и из стали 5235Ж толщиной 1,2 мм, шириной 1000 мм.
Для исследуемых режимов прокатки с помощью модели технологических и энергосиловых параметров рассчитали контактные напряжения, усилия прокатки и мощности электродвигателей рабочих клетей.
В общей сложности было прокатано 30 полос указанного сортамента.
Для объективной сравнительной оценки фактической эффективности оптимизированных режимов, по сравнению с рабочими, были отобраны данные о результатах прокатки только тех полос, технологические режимы которых (обжатия, натяжения, температуры) были близки заданным, как для рабочих, так и для оптимизированных режимов.
Результаты сопоставления уровней контактных напряжений и мощности двигателей приведены в табл. 6 для последних клетей 6-клетевого стана, имеющих наиболее высокие контактные напряжения в очагах деформации.
Из табл. 6 видно, что оптимизированные режимы прокатки, по сравнению с рабочими режимами, обеспечили снижение уровня контактных напряжений на 7 - 26 % и суммарной мощности двигателей главного привода стана на 2,8 - 7,6 %. Были сопоставлены также показатели точности размеров полос, прокатанных по рабочим и оптимизированным режимам.
В табл. 7 и 8 представлены отклонения фактических значений толщины и ширины полос от номинальных, а на рис. 4, 5 - характерные графики этих отклонений по длине полос размером 1,5 х 1000 мм при прокатке по рабочему и оптимизированному режимам.
Из представленных таблиц и графиков видно, что оптимизированные режимы обеспечили снижение продольной разнотолщинности и разноши-ринности полос в 1,74 - 2,04 раза.
На рис. 6 показаны в качестве примера характерные диаграммы изменений по длине полосы усилия прокатки в наиболее нагруженной клети № 5 при прокатке полосы 1,5 x 1000 мм по рабочему и оптимизированному режимам. В связи с вибрационным фоном на диаграммах усилия
Рис. 4. Характерные графики отклонений толщины полосы размером 1,5 х 1000 мм от номинального значения во время прокатки: 1 — рабочий режим; 2 - оптимизированный режим
Рис. 5. Характерные графики отклонений ширины полосы размером 1,5 х 1000 мм от номинального значения во время прокатки: 1 - рабочий режим; 2 - оптимизированный режим
Таблица 6
Средние значения контактных напряжений в очагах деформации и мощности двигателей главного привода трех последних клетей 6-клетевого стана при прокатке по рабочим и оптимизированным режимам (по данным промышленных испытаний)
Марка стали Профиле- размер h х Ь (мм) Номер клети Режим прокатки Среднее контактное напряжение, Рср, МПа Уменьшение Ар, % Мощность двигателя, кВт Уменьшение мощности, %
в клети в целом по стану
1. СтЗпс 1,5 х 1000 4 рабочий 652 7,8 5710 17,5 7,6
оптимизированный 601 4710
2. СтЗпс 1,5 х 1000 5 рабочий 783 22,9 6218 34,9
оптимизированный 604 4050
3. СтЗпс 1,5 х 1000 6 рабочий 630 13,2 2610 12,6
оптимизированный 547 2280
4. S235JR 1,2 х 1000 4 рабочий 786 7,38 5680 1,4 2,8
оптимизированный 728 5600
5. S235JR 1,2 х 1000 5 рабочий 996 26,1 6420 44
оптимизированный 736 3594
6. S235JR 1,2 х 1000 6 рабочий 720 14,3 2580 19,4
оптимизированный 617 2080
Таблица 7
Отклонения фактических значений толщины и ширины по длине полос марки 5235./Д размером 1,2 х 1000 мм от номинальных значений
Показатель Обозначение Режим прокатки 5Р/ 80Ш.
рабочий оптимизированный
Отклонение от номинального значения по толщине (допуск ±0,15 мм) S/ifmin) 0,0095 0,032 2,04
&h(m ах; 0,0977 0,0752
Продольная разнотолщинность 8/1= 8/, (щах)_ 8/, (min) 0,0882 0,0432
Отклонение от номинального значения по ширине (допуск 0 + 20 мм) (min) 9,84 9,76 1,74
8й (max) 19,34 15,21
Продольная разноширинность 8b = 8/, (max) - 84 (min) 9,5 5,45
Таблица 8
Отклонения фактических значений толщины и ширины по длине полос марки СтЗпс размером 1,5 х 1000 мм от номинальных значений
Показатель Обозначение Режим прокатки öp/ 50ПТ
рабочий оптимизированный
Отклонение от номинального значения по толщине (допуск ±0,15 мм) 8/j(min) 0,0517 0,0217 1,76
8h (max) 0,15728 0,082
Продольная разнотолщинность 8h = 8h (max) — 8h (min) 0,106 0,0603
Отклонение от номинального значения по ширине (допуск 0 + 20 мм) 8/>(min) 12,62 9,39 1,84
8ft(max) 19,65 13,21
Продольная разноширинность 8b = 8b (max) ~~ 8/)(min) 7,02 3,82
АР5п= 0,45 МН
Рис. 6. Характерные диаграммы записи изменений усилия прокатки в клети № 5 при прокатке одной полосы по рабочему (1) и оптимизированному (2)
режимам
фиксировались в виде диапазонов колеблющихся значений. Как видно, фактические колебания усилий в результате оптимизации режима снизились почти в 2 раза. Все приведенные данные свиде-
тельствуют о больших резервах повышения эффективности технологии и точности прокатки на современных НШПС.
Список литературы
1. Гарбер Э. А., Кожевникова И. А., Тарасов П. А. Расчет усилий горячей прокатки тонких полос с учетом напряженно-деформированного состояния в зоне прилипания очага деформации // Производство проката.-2007,-№4.-С. 7-15.
2. Гарбер Э. А., Кожевникова И. А. Сопоставительный анализ напряженно-деформированного состояния металла и энергосиловых параметров процессов горячей и холодной прокатки тонких широких полос // Производство проката. -2008. - № 1.-С. 10-14.
3. Гарбер Э. А., Кожевникова И. А., Тарасов П. А. Уточненный расчет мощности двигателей главного привода широкополосных станов горячей прокатки // Производство проката. - 2007. - № 10. - С. 5 - 12.
4. Теория прокатки: Справочник / Целиков А. И., Том-ленов А. Д., Зюзин В. И. и др. - М.: Металлургия, 1982. -335 с. (глава 3, раздел 18, авторы А. И. Целиков и С. Е. Рокотян).
Время, с
Гарбер Эдуард Александрович - доктор технических наук, профессор кафедры «Машины и агрегаты металлургических заводов» Череповецкого государственного университета, заслуженный деятель науки и техники РФ.
Тел.: 8(8202) 51-83-05, e-mail: mamz@tehercom.ru
Кожевникова Ирина Александровна - кандидат технических наук, доцент кафедры «Машины и агрегаты металлургических заводов» Череповецкого государственного университета.
Тел.: 8(8202) 51-70-17.
Тарасов Павел Александрович - менеджер по планированию производства ЛПЦ-1 ЧерМК ОАО «Северсталь».
Тел.: 8-911-53-223-74.
Garber Eduard Alexandrovich - Doctor of Technology, Professor at the Department of Machines and Aggregates in Metallurgical Plants, Cherepovets State University, Russia's Honoured Science and Technology Worker.
Tel.: 8(8202) 51-83-05, e-mail: main7.@tcherc0m.ru
Kozevnikova Irina Alexandrovna - Candidate of Science (Technology), Associate Professor at the Department of Machines and Aggregates in Metallurgical Plants, Cherepovets State University.
Tel.: 8(8202) 51-70-17.
Tarasov Pavel Alexandrovich - ERP Manager, SRS-1, CherMC, «Severstal» pic.
Tel.: 8-911-53-223-74.
