WWW.BOOK.LIB-I.RU
БЕСПЛАТНАЯ  ИНТЕРНЕТ  БИБЛИОТЕКА - Электронные ресурсы
 

Pages:     | 1 || 3 |

«ОПТИМИЗАЦИЯ МАШИН ДЛЯ ДЕФОРМАЦИИ НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ ЗАГОТОВОК в ЕКАТЕРИНБУРГ УИФ «НАУКА» JI е Xо в О. С. Оптимизация машин для деформации непрерыв­ нолитых заготовок. Екатеринбург: УИФ «Наука», ...»

-- [ Страница 2 ] --

При построении моделей зубчатой передачи зубчатые колеса следует представить в виде сосредоточенных масс, а зубья ко­ лес — в виде упругих связей. Причем вся масса зубчатого коле­ са предполагается сосредоточенной в месте соединения его с валом, а момент инерции определяется относительно его оси вращения. Податливость пары зубчатых колес представлена од­ ной эквивалентной пружиной, направленной вдоль общей каса­ тельной к делительным окружностям находящихся в зацепле­ нии колес.

Практика эксплуатации и исследования приводов показала, что для прокатных станов, работающих в прерывистом или ре­ версивном режимах, влияние зазоров на уровень динамических нагрузок весьма существенно. Люфт, который бывает либо не­ избежным следствием конструктивной схемы (например, в зуб­ чатых передачах), либо возникает в результате износа элементов подвижных соединений (шлицевых, шпиндельных и т. д.), яв­ ляется основной причиной ударных нагрузок.

В зубчатых передачах вследствие боковых зазоров между зубьями может происходить разрыв между ними с последующи­ ми соударениями [36].

Следует отметить, что раскрытие зазоров в зубчатых переда­ чах с последующими ударными нагрузками отрицательно влия­ ет на работоспособность зубьев.

Зазор в математической модели учитывается, согласно зави­ симости, приведенной в работе С. Н. Кожевникова [28], где крутильная жесткость задается равной нулю в определенном диапазоне относительного перемещения масс системы. Данная модель также справедлива и для зубчатых передач. При разрыве контакта зубьев жесткость эквивалентной пружины, соединяю­ щей пару находящихся в зацеплении колес, равна нулю.

Кроме причин демпфирования крутильных колебаний, рас­ смотренных О. С. Леховым [36, 89], следует учитывать демпфи­ рование в зубчатых передачах, причем интенсивность затухания крутильных колебаний зависит от величины передаваемого кру­ тящего момента, скорости вращения зубчатых колес, состояния их поверхности и условий смазки.

Поскольку интенсивность затухания амплитуд крутильных колебаний обусловлена многими факторами, то определение демпфирующих характеристик главных линий прокатных ста­ нов, как правило, осуществляется экспериментальным путем.

По экспериментально полученным осциллограммам затухаю­ щих крутильных колебаний рассчитывают суммарный коэффи­ циент эквивалентного вязкого демпфирования, который при определении параметров математической модели главной линии распределяют по упругим связям с учетом величины падения упругого момента в редукторе.

Для описания момента прокатки в переходной и стационар­ ной стадиях используется известная зависимость М = МС( 1 - ^ ), Т (7) где Мст — момент в стационарной стадии процесса прокатки;

к — эмпирический коэффициент, определяющий время пере­ ходного процесса при заполнении геометрического очага де­ формации и образовании передней внешней зоны [36]; — р угол поворота рабочего валка.

3.3. ОБОСНОВАНИЕ ВЫБОРА МЕТОДА

И ПРОЦЕДУРА ОПТИМИЗАЦИИ ПАРАМЕТРОВ

ГЛАВНЫХ ЛИ Н ИЙ ПРОКАТНОГО СТАНА

Известно, что использование больших значений коэффи­ циента штрафа приводит к минимизации целевой функции резко выраженного овражного типа, что усложняет расчет, особенно при использовании градиентных методов [3, 89].

Кроме того, градиентные методы не всегда позволяют опре­ делить действительно глобальный минимум целевой функ­ ции, если она многоэкстремальна [3]. В связи с этим для решения задач оптимизации многомассовых систем главных линий представляется наиболее целесообразным применение комбинированных алгоритмов, построенных на базе несколь­ ких различных методов оптимизации. В частности, использу­ емый в работе для решения задач оптимизации комбиниро­ ванный алгоритм разработан на базе двух методов: случайно­ го поиска (метода М онте-Карло) и симплекса Нелдера и Мида [101].





Мам 1 С І2 Рис. 7. Расчетная схема глав­ гс ной линии клеги непрерывно­ заготовочного стана Алгоритм построен таким образом, что каждый шаг расчета при последовательном использовании указанных методов опти­ мизации улучшает предыдущее решение и в конечном итоге позволяет определить действительно оптимальные параметры главной линии стана.

Метод случайного поиска используется для нахождения на­ чального приближения искомого решения, поскольку он выяв­ ляет все локальные точки.

Поиск минимума методом симплекса Нелдера и Мида по­ зволяет уточнить решение, полученное на предыдущем этапе.

Этот метод работает быстро вблизи экстремума, и в то же время он не чувствителен к небольшим неровностям рельефа функ­ ции.

Следует отметить, что в процессе оптимизации параметров главной линии с зазорами мы исследовали поведение целевой функции вблизи точки экстремума в целях оценки устойчиво­ сти решения.

В качестве примера рассмотрим процедуру оптимизации си­ стемы главной линии горизонтальной клети НЗС, имеющей в своем составе двухступенчатый редуктор (рис. 7).

Моделирование на ЭВМ динамических процессов в линии привода горизонтальной клети НЗС показало практическое ра­ венство моментов крутильных колебаний на верхнем и нижнем шпинделях, что позволило не учитывать разветвление силового потока за шестеренной клетью и заменить систему «рабочие валки — шпиндели — шестеренные валки» двумя сосредоточен­ ными массами І6 и / 7 с упругой связью между ними С67 [89].

В работе Б. Е. Житомирского, С. Д. Гарцмана, А. А. Ф ила­ това с соавторами [64] установлено, что в большинстве случаев раскрытие зазоров происходит лишь на участке между рабочи­ ми и шестеренными валками. Поэтому в расчетной схеме учтен радиальный зазор Д,7.

Система дифференциальных уравнений, описывающих ди­ намические процессы в системе главной линии горизонтальной клети, согласно расчетной схеме (см. рис. 7), имеет вид /,ф, = М юЛ - С, 2 (р, - ф 2) - 7,2 (Ф і - ф 2), I2 2 = С12 (фі - Ф ) + 9 l2 (фі ~ Ф ) - ^-23 (ф2 - Ф - 923 (ф2 - Фз) з) (j 2 2

–  –  –

где Тэ — электромагнитная постоянная двигателя; — модуль жесткости механической характеристики; и» — скорость двигате­ ля на холостом ходу; — скорость якоря двигателя; к — эмпи­ р, рический коэффициент, определяющий время переходного про­ цесса захвата полосы валками.

Параметры математической модели главной линии клети НЗС приведены в табл. 4. Решение системы дифференциальных уравнений ( 8 ) проводили методом Рунге—Кутта на ЭВМ «БЭСМ -6 ». Для этой цели составлена программа на алгоритми­ ческом языке Фортран, которая также содержит подпрограмму печати графиков упругих моментов, моментов прокатки и дви­ гателя. Подпрограмма графического вывода информации дает возможность наглядно представить распределение динамиче­ ских нагрузок по элементам главной линии.

На рис. 8, 9 показаны полученные при моделировании на ЭВМ осциллограммы распределения динамических нагрузок в системе «двигатель — двухступенчатый редуктор — шестеренная клеть — валки».

Высокие динамические нагрузки в элементах главной линии возникают при ударе в шпиндельных соединениях (см. рис. 9 ).

Удар в зазоре существенно увеличивает динамические нагрузки не только в шпиндельных соединениях, но и в зубчатых пере­ дачах и валопроводах главной линии. Динамические нагрузки на шпинделях определяются крутильными колебаниями второй формы ( 2 = 151 1/с), причем л = 1,27 при скорости соударения дф = 2 1/с. Наибольшие динамические нагрузки (ті = 1,72) возТ аблица 4 Параметры математической модели главной линии клети НЗС

–  –  –

До оптимиза­ 300 3,96 4,24 5,54 5,53 4,15 3,46 ции

После примене­ ния метода слу­ чайного поиска 9,07 4510 52450 490 255 3,95 4,21 4,89 4,82 3,83 3,41 После примене­ ния метода сим­ 7,94 6660 70000 150 4,6 4,19 3,74 3,73 3,2 плекса... 3,1 Параметры зубчатых передач редуктора в процессе оптими­ зации остаются неизменными, а в качестве варьируемых пара­ метров используем жесткости упругих связей С1, С34, С56, С6 и время переходного процесса захвата t„.

Решение задачи оптимизации параметров главной линии с использованием изложенного выше комбинированного алгорит­ ма проведено на ЭВМ «БЭСМ-6».

Вывод информации в графической форме позволяет оценить характер распределения динамических нагрузок по элементам главной линии, исследовать поведение целевой функции вбли­ зи ее экстремального значения и найти действительно опти­ мальное решение.

Задача оптимизации решена для наиболее тяжелого режима нагружения, возникающего в результате удара в шпиндельном соединении, это позволило более обоснованно разработать ре­ комендации по выбору параметров главной линии прокатного стана.

Процедуру оптимизации параметров главной линии стана характеризуют данные табл. 5, которые позволяют проследить, как изменяются целевая функция, жесткости упругих связей и динамические нагрузки в процессе расчета.

Также решена задача оптимизации параметров главной ли­ нии клети НЗС в целях минимизации динамических нагрузок во всех элементах главной линии. В этом случае преобразован­ ная целевая функция записана в виде формулы (5).

Результаты расчета при различных режимах нагружения главной линии стана сведены в табл. 6.

В процессе оптимизации для различных режимов нагруже­ ния главной линии стана варьировали жесткости упругих свя­ зей (С1 С34, С56, С67) в пределах допустимых значений в целях 2, минимизации динамических нагрузок, причем жесткости зубча­ тых соединений второй ступени редуктора оставались постоян­ ны ми и соответственно равными С2 = 121500 кН-м/рад, С45 = 3767 кН-м/рад. Для исходных значений параметров главТ аблица 6

–  –  –

ной линии определены собственные частоты: i = 68 1/с, 2 = 161,4 1/с, 3 = 315 1/с, 4 = 340 1/с, 5 = 898 1/с, 6 = 2305 1/с.

Наиболее близкими по частоте являются колебания 3-й и 4-й форм, причем, как показано выше, колебания 3-й формы определяют максимальные динамические нагрузки в зубчатых передачах.

При оптимизации параметров главной линии в случае удара в шпиндельных соединениях (см. табл. 6) максимальные дина­ мические нагрузки, возникающие во второй зубчатой передаче, удалось существенно уменьшить и, кроме того, выровнять ди­ намические нагрузки в первой и второй зубчатых передачах в целях создания равнопрочной конструкции. Например, при ударе в шпиндельных соединениях (д ф = 2 1/с, t„ = 0,1 с) ко­ эффициент динамичности во второй зубчатой передаче ті45 в результате оптимизации уменьшен с 1,85 до 1,3, а в первой зубчатой передаче т|2 уменьшен с 1,42 до 1,32. Как видно из табл. 6, наибольшее влияние на динамические нагрузки в зуб­ чатых передачах оказывают жесткости шпинделей (С67) и вала между редуктором и шестеренной клетью (С56), величина кото­ рых в процессе оптимизации уменьшена практически в 2 раза.

Для оптимальных значений параметров главной линии опреде­ лены собственные частоты, 1/с:

i = 72, 2 = 114, 3 = 230, 4 = 340, 5 = 900, 6 = 2567.

При ударе в первой зубчатой передаче (см. табл. 6) макси­ мальные динамические нагрузки, возникающие в ней, в про­ цессе оптимизации не удается уменьшить, и лишь незначитель­ но они уменьшаются во второй зубчатой передаче.

В связи с тем, что наиболее частый вид нагружения главной линии — это удар в зазоре шпиндельных соединений, сопро­ вождающийся максимальными динамическими нагрузками, эф­ фективным путем снижения уровня динамических наірузок в зубчатых передачах главных линий клетей непрерывнозагото­ вочных станов является уменьшение податливости шпинделей и вала между редукторами и шестеренной клетью. Таким обра­ зом, разработанная методика позволяет путем варьирования конструктивных параметров с учетом технологических парамет­ ров процесса прокатки и зазоров в линии привода снизить нагруженность, т. е. повысить долговечность наиболее слабого или дорогостоящего звена главной линии, определенного на основании данных эксплуатации или путем расчета на долго­ вечность. Такая методика помогает конструктору выбрать схему компоновки и оптимальные параметры главной линии прокат­ ного стана.

3.4. ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРОВ ГЛАВНОЙ ЛИНИИ

БЛЮМИНГА 1250 ЧЕЛЯБИНСКОГО МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОГО

КОМБИНАТА (ЧМК) Блюминг 1250 ЧМК, имеющий в составе привода шестерен­ ную клеть, работает в режиме двухслитковой прокатки, которая, как известно, сопровождается высокими динамическими на­ грузками, приводящими к поломкам зубчатых передач. В связи с этим в АО «Уралмаш» была изготовлена более мощная шес­ теренная клеть и установлена на блюминге 1250 ЧМК. Для оценки динамической нагруженности главной линии блюминга 1250 проведено исследование.

Линия привода блюминга 1250, включающая шестеренную клеть, представляет собой разветвленную многомассовую си­ стему с зазорами, что затрудняет решение задач оптимиза­ ции. В ряде работ показано, что основное влияние на дина­ мические нагрузки при переходных или неустановившихся процессах в роторных системах оказывают частоты, соответ­ ствующие нижней части спектра собственных частот колеба­ ний системы [21, 28, 36]. Это позволяет проводить исследо­ вания на упрощенных моделях, в которых сохранены нижняя часть дискретного спектра собственных частот исходной мо­ дели и ее масса.

Для построения расчетной схемы главной линии блюминга 1250 проведен расчет собственных частот и форм колебаний полной и упрощенной систем по методу Толле [45], в результа­ те получены значения собственных частот эквивалентной схемы (рис. 10), 1/с:, = 109, 2 = 114, 3 = 232, 4 = 549. Близость 1-й и 2-й собственных частот системы (3 = 109, 2 = 114 1/с) мо­ жет вызвать возникновение биений в линии привода, это явля­ ется недостатком конструкции линии привода обжимных ста­ нов с шестеренной клетью.

Динамические нагрузки в линии привода обжимных станов возникают при переходных процессах (при захвате металла валРис. 10. Расчетная схема главной ли­ нии блюминга 1250 Челябинского ме­ таллургического комбината

–  –  –

540 660 50 0,23 28 49,9 490 665 50 0,23 3 28 49,9 4 440 675 50 28 63,0 0,2 0

–  –  –

68,4 0,23 460 70 40 63,0 0,18 340 480 70 24 0,23

–  –  –

14 240 380 60 84 0,17 15 300 260 80 24 90 0,2 0

–  –  –

27 90 0,13 Как показывает практика эксплуатации обжимных станов, в шарнирах шпинделей, зубчатой муфте моторного вала, зубчатой передаче шестеренной клети имеются зазоры, которые в про­ цессе эксплуатации увеличиваются за счет износа.

Захват полосы с раскрытыми зазорами в сочленениях линии привода сопровождается ударом в зазоре, что приводит к высо­ ким динамическим нагрузкам, особенно при двухслитковой прокатке. Для оценки верхнего уровня динамической нагружен­ ности главной линии блюминга 1250 в табл. 8 приведены зна­ чения динамических нагрузок для вероятных наиболее тяжелых режимов нагружения, соответствующих при двухслитковой про­ катке захвату второго слитка при раскрытых зазорах в сочлене­ ниях (рис. 11—13).

Таким образом, моделирование динамики линии привода блюминга показало: наиболее нагруженным звеном является зубчатая передача шестеренной клети. Установлено, что при наи­ более тяжелых режимах нагружения линии привода, соответТаблица 8 Результаты расчета динамических нагрузок в линии привода блюминга 1250 ЧМК при ф = 4,2 1/с, Мег= 1,5 МН-м, т 5 т

–  –  –

ствующих захвату второго слитка при раскрытых зазорах в по­ движных соединениях, коэффициенты динамичности составля­ ют 1,8—1,9. Для получения наиболее надежной конструкции необходимо добиться минимизации динамических нагрузок в зубчатой передаче и ввести ограничения на уровень амплитуд динамических нагрузок в остальных связях при заданном спек­ тре нагружения. Поэтому, используя метод штрафных функций, целевую функцию запишем в виде F = Af24 + ^ K j A M j, М где Мм — максимальная амплитуда динамической нагрузки в зубчатой передаче; к, — коэффициент штрафа; дМу— разность между максимальной амплитудой динамического момента, дей­ ствующего в /-Й связи линии привода, и допустимым динами­ ческим моментом в )-й связи; л — количество упругих связей.

Таким образом, задача оптимизации конструктивно реализу­ емых параметров линии может быть сформулирована следую­ щим образом:

минимизировать F(C,, Д,) * s c« СО О HЛ if ow

–  –  –

при параметрических ограничениях С/" С, С/2); Д * Д, Д(2), *1, где С, — жесткость упругой связи; д, — радиальный зазор.

В качестве варьируемых параметров использовали жесткости упругих связей, которые изменяли в следующих пределах:

500 М Н м /рад С, 2 1700 М Нм/рад, 85,7 МН м/рад С2 180 МН м/рад, 91,1 МН м/рад С4 1 8 0 МН м/рад.

Область изменения конструктивных параметров определена из условий прочности несущих элементов главной линии стана.

Задача оптимизации решалась для трех режимов нагруже­ ний, характерных для одно- и многослитковой прокатки: 1) за­ хват полосы валками с ударом в зубчатой передаче шестеренной клети; 2) захват с ударом в зубчатой муфте; 3) захват с ударом в шарнирах шпинделей.

В процессе оптимизации было установлено, что уровень динамических нагрузок, возникающих при захвате с ударом в зазоре зубчатого зацепления, за счет варьирования жестко­ стей в заданном диапазоне практически не снижается. При захвате с ударом в зазоре зубчатой муфты уровень динамиче­ ских нагрузок существенно не зависит от изменения жестко­ сти шпинделей. Снижение жесткости моторного вала С1 в 2 2,55 раза (500 МН м/рад) позволило уменьшить на 30% уро­ вень динамических нагрузок в зубчатой передаче. Оптималь­ ное значение расположено на границе области определения варьируемого параметра. Поэтому проведено исследование Рис. 14. Зависимость целевой функции от же­ сткости моторного вала при захвате раската валками с раскрытым зазором в зубчатой муф­ те при Д|2 = 4 мм, /п = 0,12 с С пИн/роО в, зависимости значения целевой функции от жесткости моторно­ го вала С1 (рис. 14), которое показало, что решение сущест­ вует и оно устойчиво, так как малому изменению параметра С, 2 в области оптимума (±10%) соответствует малое измене­ ние целевой функции (±6%).

Решение задачи оптимизации в случае удара в зазоре ш пин­ делей рассматривалось для трех вариантов областей распределе­ ния варьируемых параметров. По первому варианту варьирова­ лись только жесткости шпинделей С23, С4 (рис. 15), по второ­ му — жесткость моторного вала С,2 (рис. 16), а по третьему — Сі2 С2з, С45 (табл. 9).

В связи с тем, что по каждому варианту оптимальное реше­ ние получено на границе области распределения варьируемых параметров, проведено исследование поведения целевой функ­ ции вблизи точки экстремума (для первого варианта — см. рис.

15, для второго и третьего — см. рис. 16), которое позволило установить, что решение устойчиво.

Наилучший результат достигается по третьему варианту (F/Мет = 1,67), при котором уровень динамических нагрузок в зубчатой передаче шестеренной клети снижается на 44%, на моторном валу — на 30% за счет уменьшения жесткости ш пин­ делей в 1,8 раза, а также уменьшения жесткости моторного вала в 2,55 раза.

Первый и второй варианты по критерию динамической на­ груженности примерно равноценны и обеспечивают снижение уровня динамических нагрузок соответственно в зубчатой пере­ даче на 24 и 28%, а на моторном валу — на 29 и 15%. Это обеспечивается для первого варианта за счет снижения жестко­ сти шпинделя в 1,8 раза, а для второго — за счет снижения жесткости моторного вала в f!

/m 2,55 раза.

–  –  –

мических нагрузок в зубчатой передаче шестеренной клети на 30% при захвате с ударом в зазоре зубчатой муфты.

Однако возникновение высоких динамических нагрузок при захвате с ударом в зазоре зубчатой муфты, а также и в зазоре зубчатого зацепления мало вероятно, так как зазоры в зубчатой передаче в процессе экс­ плуатации значительно меньше, чем в шарнирах шпинделей.

Экспериментальные исследования динамики линии привода блюмингов показали, что наиболее вероятным и опасным ви­ дом нагружения является захват полосы с ударом в зазорах шпиндельных соединений [36, 81].

На основании приведенного анализа экономически целесо­ образно в условиях ЧМ К провести реконструкцию линии при­ вода блюминга 1250 по первому варианту, т. е., не изменяя длины шпинделя, уменьшить диаметр тела шпинделя с 580 до 500 мм. Это обеспечит при двухслитковой прокатке снижение динамической нагруженности зубчатой передачи шестеренной клети и моторного вала на 24—29%, а шпинделей— на 11— 15%, что в конечном итоге повысит долговечность наиболее нагруженной и дорогостоящей зубчатой передачи шестеренной клети.

Глава 4

РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ НОЖНИЦ

ДЛЯ РАЗРЕЗКИ НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ

ЗАГОТОВОК Ножницы для резания заготовок литейно-прокатных комп­ лексов в значительной степени определяют ритмичность и про­ изводительность работы последних. Однако ряд ножниц горя­ чей резки не отвечает требованиям технологического процесса, имеет конструктивные недостатки, эксплуатация ножниц со­ провождается повышенным выходом из строя несущих деталей и узлов, что в результате сдерживает повышение производи­ тельности прокатных комплексов. Это связано с тем, что про­ стои ножниц, вызванные отказами и необходимостью замены быстроизнашивающихся деталей, приводят к простоям других агрегатов прокатного комплекса.

Практически отсутствуют данные о фактической нагруженно­ сти ножниц для разрезания широкого сортамента заготовок из труднодеформируемых марок стали и о сроках службы несущих элементов, которые весьма необходимы при реконструкции дей­ ствующих и проектировании новых ножниц горячей резки.

При проектировании ножниц недостаточно точно определя­ ются силы резания, что вызывает определенные трудности при выборе двигателей и разработке режимов резания.

Особенно важно оценить силовые параметры и качество реза непрерывнолитых слябов.

Также целесообразно провести сравнительный анализ нагру­ женности и условий эксплуатации ножниц различных кинема­ тических схем и конструктивного исполнения, это позволит оп­ ределить дальнейшее направление реконструкции и проектиро­ вания ножниц прокатных и литейно-прокатных комплексов.

4.1. ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА

РЕЗАНИЯ НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ СЛЯБОВ

–  –  –

Экспериментальным путем при разрезании образцов сечени­ ем 25x25 мм2 установлено, что, например, для стали 12Х18Н9Т е„ = 0,25 -г 0,3 ; ен = 0,7 + 0,8.

Однако, как показали исследования на промышленных нож­ ницах, при разрезании блюмов и слябов (рис. 18, 19) уменьше­ ние силы резания происходит не по линейному закону, что может привести к погрешностям при расчете параметров двига­ теля ножниц. Кроме того, данная методика не позволяет опре­ делить зону наибольших напряжений на рабочем инструменте, точку приложения равнодействующей сил резания и распорные силы по мере внедрения ножей в металл.

Рис. 18. Зависимость усилия на шатунах ножниц 16000 кН блюминга 1500 НТМК от глубины относительного внедрения ножей в металл при разрезании слябов 200x1200 мм2 из кипящей стали

–  –  –

4.1.1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ Основной целью теоретического исследования являлось оп­ ределение максимальных сил резания, возникающих при этом напряжений на рабочем инструменте и распорных сил, поэтому для упрощения задачи рассмотрим только период резания (см.

рис. 17). При этом, зная величину максимальной силы резания и экспериментальные значения параметров е„ и е„ (см. рис.

17—19), нетрудно построить график изменения силы в процессе резания.

При исследовании процесса разрезания заготовки будем пренебрегать инерционными и массовыми силами, деформиру­ емый материал считать несжимаемым и изотропно упрочняю­ щимся, при записи уравнений состояния использовать ассоци­ ированный закон течения и случай простого нагружения. Поля напряжений а,, и скоростей Vt(i = 1, 2, 3) пластической дефор­ мации определяются с учетом вышеперечисленных допущений из системы дифференциальных уравнений [27]

–  –  –

На рис. 21 приведены результаты расчета на ЭВМ «БЭСМпроцесса разрезания сляба высотой h = 250 мм из стали 12Х18Н9Т. Длина контактной зоны /к определяется в процессе решения задачи. Полученные значения Vt (i, j = 1, 2) отно­ сятся к центру разрезаемой заготовки по ее ширине. Расчетами установлено, что давление металла на режущий инструмент имеет место только на участке /к, величина которого, как будет показано ниже, зависит от высоты разрезаемой заготовки. По эпюрам нормальных давлений можно определить участки инст­ румента, в которых возникают наибольшие напряжения, что позволит более обоснованно подойти к расчету и выбору пара­ метров режущего инструмента.

Выше предполагалось, что решается плоская задача, т. е.

деформация в направлении оси О Х 3 отсутствует (см. рис. 20).

Поэтому при расчете средней удельной силы резания следует внести поправку К, учитывающую характер распределения на­ пряжений в плоскости ( Х 2, Х3). Для того, чтобы найти попра­ вочный коэффициент К, необходимо найти среднее по оси Х 3 значение и отнести его к значению а Х в центре полосы, где тх. ;

реализуется плоское деформированное состояние.

Таким образом, к = ^Х ^°Р,.

(^ *, = 0 Тогда средняя удельная сила резания а р будет равна к, где а ср — средняя удельная сила в плоскости (X,, Х 2), получен­ ная из решения задачи.

Для определения среднего по оси Х 3 значения удельной силы ох с использованием изложенного выше численного метода решена задача осадки плоскими бойками сляба сечением 250x1000 мм2 из нержавеющей стали с неравномерным распре­ делением температуры как по высоте, так и по ширине непре­ рывнолитого сляба. Результаты расчета приведены на рис. 21.

По данной эпюре, характеризующей распределение удельной силы резания стХ по оси Х 3, определен поправочный коэффици­ ;

ент, который равен к = 1,1.

При решении задачи рассмотрено несколько стадий процес­ са резания при внедрении нижнего ножа в металл на величину 20, 60, 100, 140 мм, причем межножевой зазор изменяли от 3 до 15 мм с шагом 3 мм.

Следует отметить, что при разрезке слябов из нержавеющей стали высотой 200—250 мм наибольшие нормальные напряже­ ния 100—110 МПа, как правило, возникают на участке контакРис. 24. Зависимость силы от высоты сляба при разрезании непрерывнолитого сляба шириной 1000 мм из нержавеющей стали ( V = 0,2 м/с, 8 = 5 мм) та ножа с заготовкой, равном 90 мм. Отсюда следует вывод: на­ ибольшие напряжения при разре­ зании слябов возникают в рабо­ чем инструменте (ноже) на участ­ ке 90 мм плоскости реза, и это следует учитывать при проектиро­ вании режущего инструмента.

На рис. 22, 23 показаны графики изменения удельной и полной сил резания в зависимости от глубины внедрения но­ жей в металл при разрезании непрерывнолитого сляба 250x1000 мм2 из нержавеющей стали.

На рис. 24 приведен график зависимости силы резания от высоты сляба при разрезании непрерывнолитых слябов шири­ ной 1000 мм из нержавеющей стали.

По результатам расчета получены зависимости распорных сил от величины внедрения Д ножа в металл для различных значений межножевого зазора 5 при резке непрерывнолитого сляба сечением 250x1000 мм2 из стали 12Х18Н10Т. Расчетный график полученной зависимости представлен на рис. 25.

Вели­ чина распорной силы находится в следующем соотношении с величиной силы резания:

Т = (0,04+0,05)Р.

По результатам расчета построена зависимость силы давле­ ния полосы Q на ролик рольганга перед ножницами от величи­ ны внедрения ножа в металл при различных значениях межно­ жевого зазора (рис. 26).

График (рис. 27) позволяет оценить качество реза непрерыв­ ного сляба, зависящее от величины межножевого зазора. Длина участка I сляба, на котором имеет место утяжка, достигает 110 мм.

4.2. УНИВЕРСАЛЬНЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА СИЛ РЕЗАНИЯ СЛЯБОВ

Знание фактических сил резания позволяет определить на стадии проектирования параметры механического оборудования и привода ножниц, а при эксплуатации назначить режимы ре­ зания в целях получения наивысшей производительности нож­ ниц при разрезании заданного сортамента заготовок и марок Рис. 25. Зависимость распорной силы от величины внедрения ножей в металл А и меж ноже во го зазора 6.

7 — 5 = 1 0 мм; 2 — 5 = 15 мм

–  –  –

Рис. 27. График зависимости величины утяжки от межножевого зазора при разрезании непрерывнолитого сляба 250x1000 мм2 из нержавеющей стали стали. На практике довольно часто возникает необходимость обосновать возможность резки на существующих ножницах но­ вых заготовок большего сечения или из труднодеформируемых марок стали. В решении этих вопросов также не обойтись без надежных данных о силах резания.

Проведено теоретическое исследование процесса резания прокатанных слябов по изложенной выше методике. При реше­ нии задачи для различных марок стали и сечений сляба изме­ няли значения температуры металла и скорости резания.

На рис. 28—31 приведены расчетные графики зависимости удельной силы от температуры заготовки и скорости перемеще­ ния инструмента при разрезании сляба 140x1060 мм2 из сталей 12Х18Н9Т, ЭИ622, 18ХНВА, 60С2. Из графиков следует, что наибольшее влияние на величину удельной силы резания ока­ зывает температура металла, а влияние скорости резания в ра­ бочем диапазоне скоростей значительно слабее.

Проведенные исследования позволили установить влияние различных факторов на величину удельной силы резания и раз­ работать методику расчета сил резания широкого сортамента слябов из различных марок стали.

Максимальная величина силы резания рассчитывается по следующей формуле:

Р = ркм кАкKghb, Т -- (15) где С — удельная сила резания, определяется по графикам:

тр

1) при резке непрерывнолитых слябов из нержавеющей стали — см. рис. 22; 2) при резке прокатанных слябов — см. рис. 28;

кА — коэф ф ициент, учитывающий влияние высоты сляба на удельную силу резания, определяется по графику (рис. 32);

Рис. 28. Зависимость удельной силы резания от температуры заго­ товки и скорости резания для стали 1Х18Н9Т Рис. 29. Зависимость удельной силы резания от температуры заго­ товки и скорости резания для стали ЭИ 622

–  –  –

Рис. 31. Зависимость удельной силы резания от температуры заго­ товки и скорости резания для стали 60С2 к„ — коэффициент, учитывающий влияние скорости перемеще­ ния нижнего ножа на удельную силу резания, определяется по графику (рис. 33); K — коэффициент, учитывающий влияние g зазора между ножами на удельную силу резания, определяется по графику (рис. 34); Л, А — соответственно высота и ширина сляба; км — поправочный коэффициент, используемый при рас­ чете сил резания слябов из всех марок стали, кроме 12Х18Н10Т, 18ХНВА, ЭИ622, 60С2;

где — предел прочности на растяжение при температуре ре­ тв зания стали, силу резания сляба из которой необходимо опре­ делить; o f 3 — предел прочности на растяжение при температуре резания стали, принятой в качестве базовой, удельная сила ре­ зания С которой известна (например нержавеющей стали) тр (рис. 28).

Причем, согласно графику (рис. 35), в формулу (15) вместо параметра /к подставлена высота заготовки А Графики (см. рис.

.

32—34) аппроксимированы зависимостями. В результате фор­ мула для расчета силы резания имеет вид Р = 7рК (1 + 0,0095)(0,9 + 0,510(1,43 - 0,0028Л) h b.

ы (16) Для оценки погрешности разработанной методики расчета сил резания сравним результаты расчета с экспериментальными данными, полученными при исследовании ножниц 12500 кН ЧМ К. Экспериментальные значения сил, возникающих при разрезании слябов 140x1060 мм2 из стали 12Х18Н10Т (см. далее табл. 10, 11), обработаны с помощью методов математической статистики. Доверительный интервал для сил резания при уров­ не значимости а = 0,05 равен 8720*9450 кН. Результаты замера температуры заготовок при разрезании на ножницах 12500 кН ЧМ К представлены в табл. 12. В качестве исходных данных для расчета силы при разрезании сляба 140x1060 мм2 приняты экс­ периментально полученные средние значения параметров: Тм = 1080°, V = 200 мм/с, 8 = 5 мм, стр = 59,5 МПа (см. рис. 22), K = g 1,05 (см. рис. 34), кА— 1,0 (см. рис. 32), Р = = 59,5 1,б 1,а 1,05 1401060 = 9200 кН.

Таким образом, сила разрезания сляба 140x1060 мм2 из не­ ржавеющей стали равна 9200 кН. Из сравнения расчетных и экспериментальных данных следует, что расчетное значение силы резания не выходит за границы доверительного интервала для экспериментальных значений. Это свидетельствует о том, что разработанная методика расчета сил резания дает удовлет­ ворительную для практики погрешность и может быть исполь­ зована при проектировании ножниц горячей резки.

Рис. 32. Зависимость параметра кА от высоты сляба при резке слябов Рис. 33. Зависимость параметра от скорости нижнего ножа при резке слябов

–  –  –

4.3. РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ

ПАРАМЕТРОВ ПРИВОДА

НОЖНИЦ ДЛЯ РЕЗКИ

ЗАГОТОВОК

–  –  –

где gi — угол поворота якоря двигателя; g2 — угол поворота экс­ центрикового вала; g3 — перемещение нижнего суппорта; С,2 — жесткость линии привода ножниц; Qnp — масса плиты прижи­ ма; бнс — масса нижнего суппорта; Qu — масса заготовки; Рр — сила резания.

Для того чтобы правильно выбрать параметры двигателя, не­ обходимо знать реальный закон изменения силы за цикл разре­ зания заготовки. Для этой цели разработана программа аппрок­ симации, которая по величине силы резания, определяемой по формуле (16), параметрам ев и е„, выбираемым по эксперимен­ тальным данным, и углу поворота эксцентрикового вала g2, за­ висящего от высоты разрезаемой заготовки, позволяет получить закон изменения силы резания. В частности, с использованием этой программы и экспериментальных данных получены зако­ ны изменения силы резания: а) для случая резания слябов 125x1000 мм2 из стали 12Х18Н10Т Рр = 7572 (0,33fe + 0,3«! + *!); 18

б) для случая блюмов 350x350 мм из стали 60С2 Р„= 1159 («2 - 5,6«! + 9,5*2 - 4,4). (19) Для решения системы дифференциальных уравнений (17) составлена программа на алгоритмическом языке Фортран. Ре­ шение задачи проводили на ЭВМ «БЭСМ-6». На печать выда­ ются следующие параметры: сила резания, крутящий момент на моторном вату, скорость и момент двигателя, перемещение и скорость нижнего суппорта.

На рис. 37 показано сравнение реальной и расчетной осциллограмм процесса резания сляба 125x1000 мм2 из стали 12Х18Н10Т на ножницах 12500 кН ЧМК. Из сравнения расчет­ ных и экспериментальных данных следует, что разработанная методика расчета параметров привода дает достаточную для практики точность и может быть использована при проектиро­ вании ножниц горячей резки.

4.4. ИССЛЕДОВАНИЕ И СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ Н ОЖ НИЦ ОБЖИМНЫХ СТАНОВ

В настоящее время в состав большинства обжимно-загото­ вочных прокатных комплексов входят ножницы двух типов:

усилием 12500 кН и усилием 16000 кН. В связи с этим в каче­ стве объектов исследования выбраны ножницы 16000 кН Ниж­ нетагильского металлургического комбината (Н ТМ К ) и 12500 кН ЧМ К, так как исследование этих типовых ножниц позволяет обобщить полученные результаты исследований нож­ ниц других прокатных комплексов [24].

4.4.1. МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

Методика проведения экспериментальных исследований ма­ шинных агрегатов, в частности прокатных станов, изложена в ряде работ [24, 36, 81]. В них рассмотрены вопросы подготовки экспериментального изучения, выбора необходимой измери­ тельной аппаратуры и датчиков, даны рекомендации по пра­ вильному определению параметров тензорезисторов, схем уста­ новки и способов закрепления их на детали в целях уменьше­ ния погрешности измерения. Рассмотрены методы измерения энергетических и силовых параметров, тарировки измеритель­ ных схем и оценки погрешности измерений.

Для исследования прокатных агрегатов использовали осциллографирование с синхронной записью энергетических и сило­ вых параметров.

Скорость движения фотобумаги при осциллографировании выбирали в зависимости от частотного диапазона исследуемого процесса, и в большинстве случаев она составляет 25 мм/с.

При записи сложных с точки зрения анализа динамических процессов скорость движения фотобумаги увеличивали до 100 мм/с., Измерение энергетических параметров прокатных агрегатов.

и тарировку измерительных схем проводили по методике, изло­ женной в работе С. Л. Коцаря, Б. Н. Полякова, Ю. Д. Мака­ рова, В. А. Чичигина [81].

Для измерения силовых параметров прокатных агрегатов ис­ пользовали фольговые тензорезисторы. Одним из основных преимуществ фольговых тензорезисторов по сравнению с про­ волочными является более интенсивный отвод тепла от спира­ ли, вследствие чего тензорезисторы могут пропускать ток зна­ чительно большей силы (до 0,5 А). Применение измерительно­ го моста из фольговых тензорезисторов и гальванометров высокой чувствительности позволило использовать безусилительные схемы для измерения силовых параметров, что, как правило, упрощает настройку аппаратуры и уменьшает погреш­ ность измерения.

От правильного выбора тензорезисторов и качества наклей­ ки существенно зависит погрешность результата измерений [36, 81].

Разброс метрологических характеристик тензорезисторов (ползучесть, гистерезис, линейность, чувствительность и т. д.) возрастает как с уменьшением, так и с увеличением базы.

В первом случае ухудшается передача деформации на решетку, во втором — возникают трудности, связанные с наклейкой и надежным закреплением болыпебазных тензорезисторов на де­ тали [81]. В указанной работе рекомендуется применять тензо­ резисторы с базами от 5 до 50 мм. В связи с этим при иссле­ довании прокатных агрегатов использовали тензорезисторы с базой 10 и 20 мм и сопротивлением 45 и 100 Ом. Важно отме­ тить, что метрологические характеристики тензорезисторов и изменение их в зависимости от времени и температуры опреде­ ляются свойствами клея и качеством наклейки [36, 81].

Основная трудность использования фольговых тензорезисто­ ров при проведении исследований в производственных услови­ ях состоит в необходимости сложной температурной обработки при наклейке. Поэтому применяли способ наклейки фольговых тензорезисторов на неотожженную металлическую фольгу тол­ щиной 0,05+0,1 мм, обладающую хорошими упругими свойст­ вами и свариваемостью, с последующей температурной обра­ боткой в сушильном шкафу [81].

Собранные на фольге розетки приваривали на детали мето­ дом точечной сварки. Для разметки мест установки тензометрических розеток использовали специальные трафареты, это по­ зволило снизить погрешность, связанную с неправильной ори­ ентацией тензорезисторов относительно главных напряжений.

Для правильной регистрации колебательных процессов и кратковременных ударных нагрузок необходимо применять гальванометры с высокой частотой собственных колебаний.

При исследовании динамики прокатных агрегатов использовали гальванометры с собственной частотой 150 Гц, что обеспечило надежную регистрацию колебаний с частотой до 30 Гц.

Методика расчета тензорезисторов изложена в указанной ра­ боте [81]. Однако на практике довольно трудно рассчитать тензорезистор и учесть погрешность расчета. В связи с этим про­ водили градуировку тензорезисторов одной партии. Для этой цели тензометрические розетки приваривали на тарировочную балочку равного сопротивления. По результатам градуировки выбирали гальванометр, определяли величину минимального напряжения, которую с достаточной точностью можно замерить розеткой из данных тензорезисторов. Величина отклонения све­ товой точки гальванометра при регистрации максимального на­ пряжения не должна превышать отклонения, вызываемого ве­ личиной допустимого тока при прохождении через гальвано­ метр (80+100 мм).

В процессе производственных исследований непосредствен­ ная тарировка тензорезисторов сопряжена с большими трудно­ стями, а часто вообще практически неосуществима. Использо­ вание в исследованиях тензорезисторов, предварительно накле­ енных на стальную фольгу, позволило в ряде случаев отказаться от непосредственной тарировки. Однако при этом погрешность, обусловленная неидентичностыо и качеством наклейки рабочих и протарированных тензорезисторов, составляла 1+5% [81]. Ро­ зетки, предназначенные для измерения усилий, приваривали на тарировочную балочку. Тарировку тензометрических розеток выполняли в диапазоне относительных деформаций, ожидаемых в реальных условиях. Вследствие одинаковой наклейки тарировочный коэффициент для розеток, изготовленных из тензорези­ сторов одной партии, можно определить, протарировав лишь одну розетку.

Тарировку тензорезисторов, предназначенных для измерения крутящих моментов, проводили на специальном тарировочном устройстве крутящего момента.

Для снижения погрешности измерения силовых параметров при тарировке тензометрических розеток в лабораторных усло­ виях и в процессе исследования прокатных агрегатов использо­ вали одну и ту же измерительную аппаратуру.

Измерения крутящих моментов и тарировку тензометриче­ ских розеток проводили по методике, изложенной в работах О. С. Лехова и С. Л. Коцаря, Б. Н. Полякова, Ю. Д. Макарова, В. А. Чичигина [36, 81].

При исследовании прокатных агрегатов синхронно с за­ писью энергосиловых параметров применяли скоростную кино­ съемку. Привязку кадров к осциллограмме осуществляли с по­ мощью отметчика кадров, установленного в кинокамере и под­ клю ченного к одному из гальванометров осциллографа.

Одновременное включение осциллографа и киноаппарата про­ изводилось с помощью пульта дистанционного управления.

Для оценки нагруженности механического оборудования и приводов, а также для анализа технологических параметров ши­ роко применяются статистические обработки эксперименталь­ ных данных. Статистические данные дают возможность оце­ нить надежность экспериментальных данных и достоверность выводов, более углубленно проанализировать результаты иссле­ дования, объективно сравнить их с данными теоретических ис­ следований и, наконец, построить с помощью регрессионного и корреляционного анализа вероятностные зависимости между исследуемыми переменными.

В настоящей работе результаты экспериментальных исследо­ ваний прокатных агрегатов были обработаны с помощью про­ грамм первичного статистического анализа [81], который по­ зволяет систематизировать нагрузки, оценить вариации энерго­ силовых и динамических параметров, а также построить уравнения регрессии для расчета статических и динамических нагрузок.

4.4.2. ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ ПАРАМЕТРЫ НОЖНИЦ 16000 кН

В период освоения новых ножниц, а также эксплуатации ножниц обжимных станов особенно важно оценить нагруженность несущих элементов, загрузку привода и правильно на­ строить привод и механизм резания. Если в процессе наладки системы управления двигателем не контролировать нагруженность механического оборудования, то это может привести к перегрузкам и снижению ресурса долговечности несущих эле­ ментов ножниц.

Исследование технологических и энергосиловых параметров ножниц 16000 кН НТМК по заданию главного конструктора прокатного оборудования АО «Уралмаш» проведено в период их освоения.

Ножницы 16000 кН — ножницы закрытого типа с верхним расположением эксцентрикового вала. Привод ножниц осуще­ ствляется от двигателя постоянного тока мощностью 3400 кВт с номинальной скоростью 25 об/мин. Номинальный момент дви­ гателя равен 1325 к Н м, номинальный ток — 5 кА. Максималь­ ная сила резания составляет 16000 кН. Ход ножей равен 550 мм, число резов в минуту — 4ч-12.

Разрезание заготовок может осуществляться на двух режи­ мах: при скорости двигателя 12 и 20 об/мин.

Сортамент разрезаемого проката составляют: 1) сляб с раз­ мерами (125ч-200) ж (880ч-1600) мм2; 2) фасонная заготовка с раз­ мерами от 190x455 до 420x1225 мм2.

При экспериментальном исследовании ножниц 16000 кН проводили комплексное измерение технологических, силовых и электрических параметров процесса резания: температуры ме­ талла, крутящего момента на промежуточном валу, напряжений в шатунах, перемещений нижнего суппорта, а также тока, на­ пряжения и скорости главного двигателя. Перемещение нижне­ го суппорта измеряли с помощью реохордного датчика линей­ ных перемещений РДЛП — 500.

Рис. 38. Осциллограмма процесса разрезания заготовки 200x1200 мм на нож­ ницах 16000 кН блюминга 1500 НТМК Осциллограмма процесса резания на ножницах 16000 кН пред­ ставлена на рис. 38, где ст,, ст2, - напряжения в шатунах;

АН — перемещение нижнего суппорта; М — крутящий момент; U, I, п — соответственно напряжение, ток и скорость двигателя.

Результаты статистического анализа скоростных и энергети­ ческих параметров, сил резки и крутящих моментов приведены в табл. 10, 11, которые содержат основные статистические ха­ рактеристики распределения параметров. Температура заготовок в сечении реза составляла 11804-1200 °С.

Широкий диапазон измерения силы тока (10,24-13,9 кА) в значительной степени объясняется колебаниями ускорения двигателя при восстановлении его скорости под нагрузкой. Л ™ об/мин (см. рис. 38). Ускорение двигателя составляет 40*80 — -—, V что приводит к колебаниям динамического тока (4,6*5,4 кА), который существенно повышает нагрузку на двигатель.

–  –  –

12Х18Н10Т на ножницах 12500 кН блюминга 1300 ЧМК. Разгон двигателя до скорости резания 12 об/мин происходит за 0,7 с, в процессе приложения нагрузки скорость двигателя падает до 5 об/мин. С момента начала падения скорости вступает в рабо­ ту система восстановления заданной скорости двигателя, в ре­ зультате чего происходит увеличение напряжения от 300 до 380 В, а скорости двигателя — до 13 об/мин. Восстанавливается Рис. 39. Осциллограмма процесса резания сляба 125x1000 мм2 из нержавеющей стали на ножницах 12500 кН блюминга 1300 ЧМК

–  –  –

939+984 4490+4710 5820+5960 850+910 1080+1130 5450+5760 7,4 8,1 10,9 7,6 7,3 6,1 3720+5500 889+1110 4900+2060 669+1170 980+1320 4630+6320 скорость двигателя после просадки на фронте максимальной силы резания, что приводит к росту нагрузок на привод и ме­ ханизм резания.

На рис. 40 показана осциллограмма работы ножниц блю­ минга 1300 ЧМ К при резании блюма 350x350 мм2 из стали 60ХГС. Сила резания равна 5400 кН, просадка скорости двига­ теля составляет 20%.

Результаты статистической обработки силовых параметров ножниц 12500 кН блюминга. 1300 ЧМ К представлены в табл.

11, замеров температуры разрезаемых заготовок — в табл. 12.

Наибольшие силы резания (10600+11000 кН) зафиксированы при разрезании слябов 140x1060 мм2 из стали 12Х18НЮТ.

При разрезании блюмов 350x350 мм2 среднее значение и дисперсии нагрузок значительно меньше, чем при резании сля­ бов. Наибольшие силы зафиксированы при разрезании блюмов из стали 60С2 и составляют 4700+6300 кН.

Аналогичный характер распре­ деления параметров при резании существующего сортамента загото­ вок имеют и крутящие моменты.

Максимальные крутящие моменты, равные 2060+2350 кН м, зафикси­ рованы при разрезании слябов из стали 12Х18Н10Т.

–  –  –

Основная цель исследования кинематики и динамики нож­ ниц — добиться соответствия кинематических и динамических параметров ножниц конструктивным и технологическим требо­ ваниям в целях снижения нагруженности механического обору­ дования и приводов. Расчет основных параметров ножниц це­ лесообразно проводить на ЭВМ. Моделирование на ЭВМ по­ зволяет определить рациональные динамические (параметры амортизатора прижима и грузового уравновешивания) и кине­ матические (исходные положения элементов механизма реза­ ния, прижима, перемещения, скорости и ускорения основных звеньев) параметры ножниц [93].

Для определения кинематических параметров ножниц про­ ведено исследование кинематики ножниц 12500 кН блюмингов 1300 ЧМ К и ЗСМК. В процессе эксперимента записывали пе­ ремещение верхнего и нижнего суппортов, а также проводили киносъемку траектории узла соединения эксцентрикового вала с прижимом. Полученные осциллограммы процесса резания позволили установить характер изменения перемещений и ско­ ростей суппортов, а также узла соединения эксцентрикового вала с прижимом в зависимости от угла поворота вала двигате­ ля. Угол поворота и скорость вращения двигателя определяли по кинограммам процесса резания [24].

В результате совместного анализа кинограмм и осцилло­ грамм процесса резания, а также замеров положения элементов механизма резания ножниц 12500 кН ЧМ К установлено, что величина заглубления нижнего суппорта относительно рольганга в процессе эксплуатации прогрессивно увеличивается и до­ стигает 80 мм, что значительно превышает проектную величину (5+10 мм). При таких условиях резания верхний суппорт быст­ рее подходит к заготовке по сравнению с нижним, это приво­ дит к дополнительным нагрузкам на примыкающие рольганги.

Для сравнения рассмотрим осциллограмму резания блюма 350x350 мм2 на ножницах 12500 кН блюминга 1300 ЗСМ К (см.

рис. 41). Из осциллограммы следует, что в момент начала роста силы резания происходит остановка верхнего суппорта, а разре­ зание заготовки осуществляется путем перемещения нижнего суппорта вверх. Таким образом, режим работы ножниц 12500 кН блюминга 1300 ЗСМ К соответствует нормальным условиям эксплуатации.

Как было отмечено выше, вследствие нарушения проектных положений элементов механизма резания опускание верхнего суппорта на заготовку происходит с ударом и приводит к до­ полнительным нагрузкам на ролики рольганга. Для подтвержде­ ния правильности данного вывода было проведено сравнение срока службы узлов рольгангов ножниц 12500 кН блюмингов 1300 ЧМ К и ЗСМК. Результаты исследования ножниц 12500 кН блюминга 1300 ЗСМ К показали, что разрезание заготовки происходит при неподвижном суппорте. Следовательно, роль­ ганги ножниц блюминга 1300 ЗСМ К должны воспринимать меньшие нагрузки, чем рольганги ножниц блюминга 1300 ЧМК, и срок их службы должен быть больше. Этот вывод под­ тверждается данными эксплуатации. Например, на ножницах блюминга 1300 ЧМ К практически один раз в месяц производят замену подшипников или первых двух роликов рольганга перед ножницами (средний срок службы — 28 суток), в то же время на ножницах блюминга 1300 ЗСМ К производят эту замену один раз в два месяца.

Таким образом, режим работы ножниц, при котором в про­ цессе разрезания заготовки верхний суппорт раньше подходит к заготовке по сравнению с нижним, приводит к сокращению срока службы рольгангов практически в 2 раза.

4.4.5. СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ КОНСТРУКЦИЙ,

НАГРУЖЕННОСТИ И СРОКОВ СЛУЖБЫ НОЖНИЦ

РАЗЛИЧНОГО КОНСТРУКТИВНОГО ИСПОЛНЕНИЯ

В настоящее время на блюмингах 1150 и 1300 работают нож­ ницы 12500 кН. На блюминге 1500 НТМ К установлены ножни­ цы 16000 кН, имеющие более простую кинематическую схему по сравнению с ножницами 1^500 кН. В связи с этим представ­ ляет значительный интерес сравнительный анализ конструкций и условий эксплуатации ножниц 12500 кН и 16000 кН. Анализ результатов экспериментальных исследований, теоретических расчетов и условий эксплуатации позволит выявить достоинст­ ва, а также недостатки ножниц различного конструктивного ис­ полнения и использовать эти данные при реконструкции дей­ ствующих и проектировании новых ножниц обжимных станов.

Проведем сравнительный анализ конструкций и условий эксплуатации ножниц 12500 кН и 16000 кН.

Ножницы 12500 кН

1. Ножницы 12500 кН — ножницы закрытого типа с безредукторным приводом. Эксцентриковый вал с двойным эксцен­ триситетом. Прижим рычажно-пружинный. Кинематика при­ жима связана с кинематикой механизма резания в целом.

2. Уравновешивание механизма резания выполнено узлом грузового уравновешивания через суппорт и узлом гидравличе­ ского уравновешивания через нижний суппорт. Оба указанных узла обеспечивают плавающую систему механизма резания.

3. Конструкция ножниц характеризуется многозвенностью, сложностью кинематики, изготовления и обслуживания. Боль­ шое количество силовых элементов и элементов пар трения, участвующих в работе, снижает надежность работы ножниц, а также их ремонтоспособность.

4. Плавающая система механизма резания с исходным поло­ жением суппорта на амортизаторах обеспечивает разрезание ме­ талла' с минимальным подъемом раската над рольгангом. Но при этом примыкающие рольганги воспринимают значительные нагрузки со стороны прижима и верхнего суппорта.

5. Станина закрытого типа препятствует хорошему обзору зоны резания с поста управления ножницами 12500 кН.

6. Конструкция ножниц 12500 кН не позволяет увеличивать высоту (Я = 360 мм) и ширину (В = 1000 мм) разрезаемых за­ готовок, что сдерживает повышение производительности об­ жимно-заготовочных прокатных комплексов.

Ножницы 16000 кН

1. Общая особенность конструкций ножниц — минимальное количество силовых звеньев и пар трения. Это обусловливает простоту изготовления, удобство обслуживания и ремонта, на­ дежность ножниц в процессе эксплуатации.

2. Усилие прижима обеспечивается гидроцилиндром плун­ жерного типа.

3. Конструктивное исполнение механизма резания и стани­ ны обеспечивает простоту операции комплектной перевалки механизма резания, а также возможность его сборки и разборки непосредственно в станине.

4. Узлы опорных гидроцилиндров для перестройки положе­ ний верхнего суппорта вынесены на наружные стенки станины в зону, удобную для обслуживания.

5. Установка узлов автоматики на станине и их непосредст­ венная связь с верхним и нижним суппортом обеспечивают уп­ равление и надежный контроль положений суппортов.

6. Кинематикой механизма резания обеспечивается разреза­ ние раската над рольгангом, что исключает давление элементов ножниц в процессе резания на примыкающие рольганги.

7. Конструкция ножниц обеспечивает свободный обзор зоны резания, хороший доступ к ножам и удобную их смену с помощью специального приспособления.

Сравнительный анализ нагруженности ножниц 12500 кН и 16000 кН

Результаты статистической обработки силовых параметров ножниц 16000 кН НТМК и 12500 кН ЧМ К представлены в табл. 11, которая позволяет сравнить силовые параметры при разрезании определенного сортамента заготовок из разных ма­ рок стали. Уровень нагруженности ножниц 12500 кН сравни­ тельно высокий, особенно при разрезании слябов из стали 12Х18Н10Т, когда сила резания превышает 10000 кН, а крутя­ щий момент 2000 кН-м. Если учесть, что на ножницах 12500 кН разрезаются заготовки из стали с более высокими механически­ ми свойствами (например из стали ЭИ943), то максимальная сила резания 12500 кН становится недостаточной для резания всего сортамента заготовок из труднодеформируемых марок стали.

Сравнительный анализ сроков службы несущих узлов ножниц 12500 кН и 16000 кН

В связи с разрезанием на ножницах 12500 кН ЧМ К слябов из труднодеформируемых марок стали наблюдается низкая стойкость механизма резания, замена которого производится через 4—6 месяцев вместо 8 месяцев по нормам. Следует отме­ тить, что за период эксплуатации механизма резания в 6 меся­ цев происходит полный износ бронзовых направляющих пла­ стин толщиной 25 мм. Экспериментальный график (рис. 42) наглядно показывает зависимость величины износа бронзовых пластин от времени эксплуатации механизма резания.

Для замены механизма резания ножниц 12500 кН требуется остановка блюминга 1300 на 28—32 часа.

В отличие от ножниц 12500 кН ЧМ К на ножницах 16000 кН НТМК проводят замену механизма резания через 12—14 месяцев.

Рис. 42. Зависимость износа бронзовых направля­ ющих нижнего суппорта ножниц 12500 кН ЧМК от времени эксплуатации механизма резания Как показано выше, кинематика нож­ ниц 12500 кН не обеспечивает начало реза заготовки над рольгангами, что при­ водит к дополнительным высоким на­ грузкам на примыкающие рольганги и к быстрому выходу из строя несущих узлов рольганга, средний срок службы которых составляет 28 суток. В отличие от ножниц 12500 кН ножницы 16000 кН позволяют разрезать заготовку над рольгангом, а это исключает давление проката и элементов ножниц в процессе резания на примыкающие рольганги, средний срок службы ко­ торых составляет 22 месяца. Основной причиной выхода из строя рольгангов ножниц 16000 кН являются удары изогнутого вниз конца раската о ролики.

Таким образом, ножницы 16000 кН по сравнению с ножни­ цами 12500 кН обладают рядом достоинств, и их кинематиче­ скую схему и новые конструктивные решения следует исполь­ зовать при реконструкции и проектировании ножниц обжим­ ных станов.

4.5. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ПРОДОЛЬНОГО РАЗДЕЛЕНИЯ СЛЯБА НА РЯД СОРТОВЫХ ЗАГОТОВОК

Недостатками способа получения сортовых заготовок путем прокатки слитков, отлитых в изложницы, на блюминге и не­ прерывно-заготовочном стане являются значительные потери металла (»20%), большие капитальные затраты на оборудование [86, 97]. Способы получения сортовых заготовок из непрерыв­ нолитых слитков квадратного или плоского (с небольшим соот­ ношением сторон) сечения путем их прокатки на непрерывно­ заготовочном стане также имеют недостатки, поскольку для разливки стали требуются громоздкие многоручьевые установ­ ки, увеличивающие капитальные затраты [47].

В работе К. Д. Вуппермана [9] показано, что существенное улучшение технико-экономических показателей сортовых и проволочных станов достигается в результате увеличения исход­ ного сечения заготовки (до 200x200 мм). Это связано с исклю­ чением промежуточной деформации на других станах, а также с лучшим использованием МНЛЗ. Для получения заготовок се­ чением 200x220 мм из непрерывнолитых слитков предлагается использовать установки с большими обжатиями, которые по­ зволяют осуществить непрерывный производственный процесс.

С учетом изложенного наиболее экономичным представля­ ется способ продольного разделения слябов на ряд сортовых заготовок [59, 75]. Этот способ позволит существенно снизить себестоимость сортового проката, наиболее полно использовать возможности MHJI3. Он может быть реализован на агрегате циклической деформации, где продольное разделение непре­ рывнолитого сляба на ряд сортовых заготовок за один проход осуществляют в объемном калибре (рис. 43).

Разделение сляба производят двумя бойками, имеющими на рабочей поверхности увеличивающиеся в направлении движе­ ния сляба по высоте выступы и по глубине — пазы, образую­ щие при максимальном сближении калибр с профилем сляба на входе и одновременно с профилями сортовых заготовок на выходе. Бойки совершают движение по замкнутой траектории в' одной плоскости, это позволяет циклически с небольшими об­ жатиями одновременно деформировать и разрезать за счет пе­ рекрытия чередующихся выступов и пазов рабочих бойков сляб на сортовые заготовки за один проход (см. рис. 43). В резуль­ тате на выходе из калибра прямоугольные выступы верхнего бойка входят в прямоугольные пазы нижнего бойка с перекры­ тием 8 (см. рис. 43), что обеспечивает получение прямоуголь­ ного профиля заготовок с заданными размерами. Кроме того, на прямоугольные режущие кромки буртов на выходе калибра практически не воздействуют усилия резки, т. е. не происходит интенсивного затупления режущих кромок буртов и получается хорошее качество боковых поверхностей сортовых заготовок.

Целью теоретического исследования процесса продольного разделения непрерывнолитого сляба на ряд сортовых заготовок являлась оценка напряженно-деформированного состояния, ко­ торое позволяет определить необходимое усилие продольной разрезки, характер формоизменения заготовок, а также разрабо­ тать рациональные режимы процесса продольного разделения.

Расчетная схема процесса показана на рис. 44. Рассматрива­ лась схема плоского деформированного состояния при разрезке бойками сляба 200x1400 мм на 7 сортовых заготовок сечением 200x200 мм. Моделировалась резка сляба из стали 10СП при температуре металла 1200 °С и скорости перемещения бойков 0,12 м/с. Исходя из схемы деформации (см. рис. 44) граничные условия можно записать в виде а 2, & = S,, S5, S, = ° 2 = S,, S,, S, = S

–  –  –

Задача решена с использованием численного метода реше­ ния системы дифференциальных уравнений пластического те­ чения, изложенного в разделе 4.1. Рассмотрено несколько ста­ дий процесса продольного разделения сляба при внедрении прямоугольного режущего бурта шириной 200 мм на величину Рис. 43. Схема продольной разрезки непрерывнолитого сляба на 7 сортовых заготовок Рис. 44. Схема процесса продольного разделения сляба на сортовые заготовки

–  –  –

Рис. 46. Эпюры нормальных удельных напряжений и скоростей перемещений при продольном разделении не­ прерывнолитого сляба на ряд заготовок.

1 — д - 20 м м ; 2 — Д = 50 м м ; 3 Л * 80 м м = 20, 50, 80 мм. Длина рабочей зоны бойков, на протяжении которой происходит разрезка сляба на сортовые заготовки, рав­ на 570 мм.

На рис. 45 показаны эпюры нормальных и касательных на­ пряжений на контактной и боковых поверхностях режущего бурта, а также эпюры скоростей перемещений. Поскольку схе­ ма деформации симметрична.относительно оси 0 — 0 (см. рис.

44), то эпюры на рис. 45 приведены только для одной полови­ ны (слева — эпюры скоростей перемещений, справа — эпюры напряжений). Из рис. 45 следует, что по мере внедрения бурта в металл величина нормальных напряжений падает, т. е. снижа­ ются давления на рабочий инструмент. По эпюрам нормальных напряжений на контактной поверхности и касательных напря­ жений на боковых поверхностях режущего бурта определены силы продольного разделения сляба на ряд сортовых заготовок.

Максимальная сила продольного разделения сляба 200х 1400 мм из стали 10 СП на 7 заготовок сечением 200x200 мм составляет 9960 кН (среднее удельное давление 42 МПа). Анализ эпюр нормальных напряжений на боковых поверхностях режущего бурта показал, что на бурт со стороны металла действуют осе­ вые силы величиной 350 кН, которые затрудняют ведение про­ цесса продольного разделения. Эпюра скоростей перемещения металла на свободной поверхности (см. рис. 45) показывает, что в процессе продольного разделения свободная поверхность сортовой заготовки становится несколько выпуклой.

На рис. 46 показаны эпюры нормальных напряжений и ско­ ростей перемещений металла процесса продольного разделения непрерывнолитого сляба с неравномерной по сечению темпера­ турой на ряд сортовых заготовок. Закон изменения температуры по высоте сляба принят в виде (14). Полное усилие, необходи­ мое для продольного разделения непрерывнолитого сляба 200x1400 мм из стали 10СП на 7 заготовок без их обжатия по высоте, составляет 10980 кН.

Глава 5

ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ

ЦИКЛИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ

НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ ЗАГОТОВОК

5.1. УСТАНОВКИ ЦИКЛИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ ЗАГОТОВОК

Развитие направления в металлургии, заключающегося в ис­ пользовании в составе литейно-прокатных модулей установок с высокими обжатиями, определяется следующим: 1) на произ­ водстве отсутствуют установки непрерывного литья заготовок, близких по форме и размерам к готовым изделиям; 2) в ряде случаев после прокатки непрерывнолитых сортовых заготовок в осевой зоне проката сохраняется осевая рыхлость; 3) практиче­ ски не используется тепло литого металла, в частности, требу­ ется сплошная зачистка непрерывнолитых слябов из нержавею­ щей стали; 4) для нагрева и прокатки слябов толщиной 200— 300 мм необходимы больш ие затраты топлива и электроэнергии; 5) скорости выхода полосы из кристаллизатора и прокатки существенно отличаются, а это не позволяет создать непрерывный технологический процесс.

Изложенные выше проблемы могут быть успешно решены путем использования после MHJ13 установок с высокими обжа­ тиями.

Разработаны новые способы и конструкции установки цик­ лической деформации (УЦД) для литейно-прокатных модулей [59].

УЦД предназначены для получения профилей простой и сложной формы с небольшими единичными обжатиями и сум­ марной степенью деформации на один проход 60—80% со ско­ ростью выхода заготовки из бойков до 20 м/мин. Их основные технические преимущества: небольшие габариты, минимальная металлоемкость и высокая жесткость конструкции, большая универсальность, так как возможна работа по 2- и 4-бойковым схемам, получение широкого сортамента профилей и осущест­ вление продольного разделения сляба на ряд заготовок, хоро­ шее качество профилей за счет благоприятной схемы деформа­ ции с преобладанием высоких сжимающих напряжений.

Применение УЦ Д в составе литейно-прокатных модулей для получения сортового проката и листа позволяет: совместить процессы непрерывного литья и прокатки, максимально ис­ пользовать тепло литого металла, улучшить качество профилей за счет интенсивной проработки непрерывнолитых заготовок по всему сечению и залечивания дефектов, снизить металлоем­ кость оборудования за счет замены 4—5 прокатных клетей, рас­ ширить сортамент проката.

5.2. ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА

ДЕФОРМАЦИИ НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ СЛЯБОВ

ИЗ НЕРЖАВЕЮЩЕЙ СТАЛИ

К качеству поверхности листов, в частности и из нержавеющих сталей, предъявляются высокие требования. Существующая техно­ логия производства не обеспечивает получения непрерывнолитых слябов без поверхностных дефектов, поэтому слябы перед прокат­ кой на листовых станах подвергают различным видам зачистки.

Анализ структуры непрерывнолитых слябов из нержавеющей стали показал, что их поверхностные слои толщиной до 15 мм содержат дефекты. Эти дефекты и являются причиной образо­ вания трещин и рванин на горячекатаных листах [51]. В зави­ симости от глубины залегания дефектов непрерывнолитые сля­ бы сечением 200x1000 мм подвергают механической зачистке на глубину до 15 мм [82]. Потери дорогостоящего металла при этом достигают 15%. Кроме того, нержавеющие стали обладают пониженной пластичностью, деформация их сопровождается образованием разрывов на поверхности. Таким образом, нержа­ веющие стали относятся к классу малопластичных и труднодеформируемых сталей и, как отмечалось выше, для их обработ­ ки наиболее благоприятен режим циклической деформации в узком температурном интервале и в условиях, близких к всесто­ роннему сжатию.

Результаты данного исследования позволяют оценить воз­ можность деформации непрерывнолитого сляба бойками без сплошной зачистки, с использованием тепла литого металла.

Эти данные необходимы для разработки технологического про­ цесса и выбора оборудования для литейно-прокатных модулей.

5.2.1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ

Целью теоретического исследования процесса деформации наклонными бойками непрерывнолитого сляба с поверхностны­ ми дефектами являлись оценка напряженно-деформированного состояния металла в области и за пределами очага деформации, а также разработка рациональных режимов деформации.

Рис. 47. Расчетная схема процесса циклической де­ формации * »

При исследовании процесса циклической деформации заготовки будем пренебрегать инерционными и массо­ выми силами, деформи­ руемый материал считать несжимаемым и изотропно упрочня­ ющимся, при записи уравнений состояния использовать ассо­ циированный закон течения и случай простого нагружения.

Поля напряжений ац и скоростей V, (і = 1, 2, 3) пластической деформации определяются с учетом перечисленных допущений из системы дифференциальных уравнений [27, 43, 56, 82] aijj = 0 5Оц - а 5/у = 2 X ;

(20)

–  –  –

X (VC / V ) cos (л,0 ; 2 =5 6= 30 МПа, 3 іл K где t s — предел текучести материала при сдвиге; — скорость ск скольжения металла относительно инструмента на поверхности 5,; V 2 — скорость перемещения инструмента на поверхности 5,;

V* — окружная скорость эксцентриковых валов.

Закон трения принимаем в виде а;, = • ts • (Кск / V ) cos ( п,і) ;

С =М И, К где FC — скорость скольжения металла относительно инстру­ K мента; „ и и — соответственно скорости перемещения метал­ ла и инструмента вдоль оси ОХ,; у — коэффициент,выбранный из расчета таким образом, чтобы шах |ст2 і| xs ;— предел теку­ чести при сдвиге.

Модель деформируемой среды записана в виде Т = хт- № / ( Щ + ІГ), (22) где #о = 1 с“ '; тт, у — параметры, зависящие от температуры, степени деформации и марки стали.

Мы исследовали процесс пластической деформации сляба из нержавеющей стали при повороте эксцентриковых валов на угол = 80°.

Решение задачи осуществляли методом последова­ р тельных нагружений, при котором процесс деформации разби­ вался на следующие стадии:

0° у 20°; 20° ф 40°; 40° Ф 60°;

60° ф 80°; 80° ф 90°, т. е. деформации были малыми. Считали, что скорости пере­ мещения в пределах каждой стадии остаются неизменными.

Решение задачи на каждой стадии осуществлялось с учетом поля деформации, полученного из решения на предыдущей стадии.

Температуру процесса деформации мы принимали исходя из того, что сляб деформируется непосредственно после MHJ13:

по оси симметрии полосы при входе в бойки агрегата — 1400 °С, на выходе — 1100 °С; на поверхности при входе — 900 °С, на выходе — 1100 °С. Поле температур от оси симмет­ рии сляба к поверхности вычисляли по линейному закону. Та­ кое поле температур принято в связи с тем, что при интенсив­ ной деформации с е = 60—80% за короткий промежуток време­ ни можно ожидать не только выравнивание температуры по сечению сляба, но и, согласно [84], повышение температуры металла на выходе из бойков по сравнению с ее уровнем на входе [84].

При решении уравнений (20) с учетом выражений (21) и (22) использовали численный метод и расчетную схему.

На базе численного метода решения системы дифференци­ альных уравнений пластического течения разработан алгоритм и составлена программа на языке Фортран, позволяющая ана­ лизировать процессы деформации заготовок. По алгоритму об­ ласть деформирования разбивается на ортогональные элементы.

Для каждого элемента записывается полная система дифферен­ циальных уравнений пластического течения в конечно-разност­ ной форме через значения напряжений и скоростей перемеще­ ний на гранях элемента. Полученная нелинейная система ал­ гебраических уравнений решается итерационным методом.

Результатом решения являются значения нормальных и каса­ тельных напряжений, скоростей перемещений на гранях каждо­ го элемента. Алгоритм дает возможность учитывать физическую и геометрическую нелинейность. Построенные рекуррентные соотношения уменьшают порядок первоначальной системы уравнений примерно в 6—7 раз. При разбиении области депор­ тирования на 100 элементов и 10 итераций время счета на ЭВМ «БЭСМ-6» составляет 10 мин, память — 32 тыс. ячеек («120 кб).

1. Задается контур области деформирования.

2. Область деформирования разбивается на Л', элементов ко­ нечных размеров по направлению х, (і = 1, 2).

3. Задается шаг по времени Дтт. При этом время полного т процесса равно Д tm где т — номер шага по времени.

,

4. Задаются граничные условия задачи ои^ма = ста, (V* = V*)*/ ке Ма, crf^ijk = 0, і * j, где к — номер грани элемента; а а — гид­ ростатические давления по соответствующим поверхностям Sa;

У — проекция скорости перемещения инструмента на ось и на­ } чальное приближение X °.у

5. Задается или вычисляется поле температур.

6. В соответствии с методикой, данной в работе В. И. Одинокова и Е. И. Макеранца, строится линейная система алгеб­ раических уравнений, которая решается стандартным методом [43, 56]. Результатом решения являются поле напряжений и скоростей перемещений по граням каждого элемента.

7. Вычисляется степень деформации каждого элемента с учетом истории процесса еГ = ет_| + е{1 -, е = -J / 4/і / Д * где Е — скорость деформации.

, Напряжение 1 0 0 0,8 -1,1 О!

8,8 17,2 15,9 11,9 3,1 *2 — 14 15 21,2 27,6 -25,7 -6,7 17,2 -6,2 —170,5

-3 5,5 -7 9,4

-32,1 -51,5 -132,1 °2 — 26 27

–  –  –

8. В соответствии с принятой моделью физического состоя­ ния среды рассчитываются по найденным из решения системы уравнений напряжениям и скоростям перемещений значения X,j для каждого элемента.

9. На поверхности возможного контакта металла с инстру­ ментом выполняются следующие соотношения:

–  –  –

- 1,0 - 2,8

-1 0,0 16,9 - 1,9

- 1 1,4

-1 6,2 -3 7,7 -1 4,8

- 7,9 -4 2,1 37,0 60,2 -2 9,8

-1 4,6

-5 2,9 -1 1,3

- 3 4,6

-3 5,3

-4 9,5 -5 1,8 - 5 5,4 -4 6,3 18,7

-2 5,4 -2 7,3 -3 3,9

- 6 4,4 34,3

-9 3,7 -1 0 8,0

-8 3,6 -8 3,0 -8 4,0 -8 2,4

- 4 3,7

- 4 1,4

-2 3,8 -4 8,6 26,2

-1 1,0

-1 1 5,1

-1 0 9,7 -1 0 8,6 -1 1 1,6

-1 1 8,4

-1 2 1,9 30,6

-3 3,6

-4 8,5 -1 9,7

- 4 1,6

-Н,1

-1 8 1,5

-1 5 9,7 -1 6 1,1

-1 6 4,2 -1 6 1,3 -1 5 1,0

- 0,6 0,4

- 3,2 -1 2 5,6

- 1 0,5 20,8

-1 4 2,5

-1 9 3,2 -1 7 6,5 -1 7 3,3 -1 5 8,9

-1 9 8,9

-3 6,6 53,3 0 0 0

-1 7 3,7 -1 7 2,7 -2 0 9,5 -2 4 2,3 -2 4 2,1

-1 7 6,6 27,7 25,4 11,0 0 24,1 22,0

–  –  –

5.2.3. ДЕФОРМАЦИЯ НЕПРЕРЫВНОЛИТОГО СЛЯБА На рис. 48 показана схема обозначений граней элементов, приведенных в табл. 13, которая характеризует величины и ха­ рактер распределения нормальных напряжений в очаге дефор­ мации.

чмо

–  –  –

Рис. 51. Эпюры нормальных и касательных напряжений при деф орм ации бойками сляба из стали 12Х18Н10Т со смазкой в зоне опере­ жения.

1 — ф = 020*; 2 — ф = 40+60*;

с = 60% На рис. 49 показаны эпюры нормальных и касательных на­ пряжений и их распределение по высоте сляба как в очаге деформации, так и во внешних зонах.

Напряжение а 2 изменяется как по длине, так и по высоте очага деформации и достигает максимальной величины, равной 260 МПа, в области выхода сляба из бойков. По характеру напряженного состояния наибольшие изменения проявляются в эпюре о и. При деформации сляба без подпора наибольшая ве­ личина растягивающих напряжений о п на входе равна 70 МПа, в середине очага деформации — 38 МПа, на выходе — 82 М Па (см. рис. 49). Эти результаты соответствуют углу поворота экс­ центрикового вала ф = 40—60°. Однако эти растягивающие на­ пряжения не будут вызывать раскрытие дефектов как на кон­ тактной поверхности заготовок, так и в приконтактном слое, поскольку их величина значительно меньше значений сжимаю­ щих напряжений. т22.

Для устранения растягивающих напряжений а п в области входа сляба в очаг деформации следует в процессе обжатия сляба бойками создавать силу подпора (рис. 50). Если величина наибольших напряжений о22 при наличии подпора и без него одинакова и составляет 260 МПа, то величины а п существенно различны. При деформации сляба с подпором напряжения о п, которые при отсутствии подпора были растягивающими и рав­ нялись 70 МПа, переходят в сжимающие и составляют 20 МПа, т. е. при этом дефекты на поверхности сляба не будут раскры­ ваться. Однако в середине и на выходе из очага деформации напряжения стп остаются растягивающими и соответственно равными 35 и 82 МПа. Растягивающие напряжения на кон­ тп тактной поверхности также не будут способствовать раскрытию дефектов, так как они существенно ниже сжимающих о2 = 260 МПа.

В процессе обжатия полосы бойками длина геометрического очага деформации по мере поворота эксцентриковых валов уве­ личивается, согласно следующим расчетным данным:

град р, 0 20 40 60 80 /к мм 175 191 211 232 251

5.2.4. ДЕФОРМАЦИЯ СЛЯБА СО СМАЗКОЙ

Разработан способ деформации, при котором во время холо­ стых ходов осуществляется подача смазки на раскат на участке зоны опережения, что помогает снизить износ бойков, т. е.

повысить точность профилей и улучшить качество их поверхно­ сти, а также снизить энергосиловые параметры. Возможность ИЗ 8 О. С. Лехов реализации данного способа деформации обусловлена кинема­ тикой движения рабочих бойков, которые совершают поступа­ тельное движение по замкнутой траектории, а это позволяет управлять шероховатостью рабочей поверхности бойков по дли­ не очага деформации. Причем на поверхность бойка на участке зоны отставания можно сделать накатку в целях улучшения ус­ ловий захвата полосы бойками и дробления окалины, а повер­ хность бойка в зоне опережения хорошо обработать и на нее подать смазку, что существенно улучшит качество получаемых профилей. Такой способ деформации практически невозможно реализовать на известных прокатных агрегатах.

Для оценки эффективности предлагаемого способа деформа­ ции проведено математическое моделирование. Расчетная схема показана на рис. 47. Наличие смазки в зоне опережения модели­ ровали заданием граничных условий, при которых коэффициент трения у был принят равным 0,1. На рис. 51 представлены эпюры нормальных и касательных напряжений, из сравнения которых с эпюрами напряжений (см. рис. 49) следует, что изменения на­ блюдаются только в эпюрах нормальных и касательных напряже­ ний в зоне опережения и в области выхода полосы из бойков.

Например, растягивающие напряжения о и в приконтактном слое сляба на выходе из бойков снизились с 82 МПа (деформация без смазки) до 25 МПа, т. е. более чем в 3 раза.

Таким образом, деформация заготовки бойками с подачей смазки в зону опережения будет способствовать улучшению ка­ чества поверхности профилей и точности их размеров, а также за счет снижения растягивающих напряжений — предотвраще­ нию раскрытия поверхностных дефектов, что в совокупности приведет к существенному повышению качества получаемых на агрегате циклической деформации профилей.

Таким образом, использование установки циклической дефор­ мации в составе литейно-прокатного модуля позволяет улучшить качество непрерывнолитых заготовок за счет интенсивной прора­ ботки центральной зоны крупных непрерывнолитых слитков, по­ лучения мелкозернистой структуры металла и исключения струк­ турной неоднородности, а также наличия высоких сжимающих на­ пряжений на контактной поверхности, при которых дефекты литейной природы не раскрываются, несплошности и поры в при­ контактном слое завариваются, а новые дефекты не образуются.

5.3. ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА

ПОПЕРЕЧНОЙ ДЕФОРМАЦИИ ЗАГОТОВОК

КРУГЛОГО СЕЧЕНИЯ

Разработан способ поперечной деформации непрерывной полосы и устройство для его реализации.

Способ поперечной деформации, т. е. циклическое обжатие двумя бойками заготовки по высоте с одновременным сдвигом в поперечном направлении, позволяет получать профили круг­ лого сечения, создавая при этом мгновенный очаг деформации.

С учетом разупрочнения металла между циклами обжатий это приводит к существенному снижению сил деформации. Пред­ лагаемый способ циклической деформации также эффективен в линии MHJI3 для обжатия непрерывнолитых слябов, так как при этом исключаются силовые воздействия со стороны уста­ новки на кристаллизатор. Способ позволяет получать листовые заготовки, используя тепло литого металла. С его помощью можно получать отдельные детали (крупные валы, валки и т. п.).

Предложенный в работе способ поперечной деформации за­ готовок круглого сечения двумя бойками позволяет существен­ но снизить силы деформации за счет создания мгновенного очага деформации и разупрочнения металла между циклами об­ жатий, а также исключить операцию кантовки круглой заготов­ ки, что способствует снижению энергоемкости технологическо­ го процесса и получению круглых профилей высокого качества.

Известно, что при получении крупных профилей круглого сече­ ния из непрерывнолитых заготовок возникает необходимость оценки степени проработки литой структуры металла по всему сечению заготовки.

В связи с этим целью теоретического исследования процесса циклической деформации круглой заготовки является определе­ ние напряженно-деформированного состояния металла в очаге деформации. Эго необходимо знать для того, чтобы обоснован­ но выбрать параметры технологического процесса и конструк­ тивные параметры агрегата в целях снижения расхода энергии и металлоемкости агрегата поперечной деформации, улучшения качества круглых профилей, особенно из непрерывнолитого ме­ талла. Кроме того, знание характера распределения нормальных напряжений по ширине очага деформации позволит сформули­ ровать условие поворота круглой заготовки в период обжатия, т. е. найти соотношение величины единичного обжатия и диа­ метра круглой заготовки, обеспечивающее ее поворот за каж­ дый цикл обжатия.

5.3.1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ

Процесс поперечной деформации круглой заготовки с опре­ деленным допущением можно принять как процесс обжатия с одновременным поворотом заготовки в плоскости бойков, без учета имеющей место вытяжки. На рис. 52 показаны два мо­ мента процесса: начальный момент касания бойков с заготов­ кой и промежуточная фаза деформирования, когда эксцентрики повернулись на угол а. Величина обжатия одним бойком дЛ Рис. 52. Схема процесса поперечной деформации Рис. 53. Расчетная схема процесса поперечной деформации равна перемещению и и = е sin а, где е — величина эксцентриси­ тета эксцентрикового вала. Полученная к моменту времени т (при повороте эксцентрика на угол а ) область может быть раз­ делена на центральную зону А и боковые зоны Б.

–  –  –

Рис. 57. Зависимость параметра Р/1 от величины единичного обжатия На рис. 56 и 57 приведены расчетные графики зависимости параметра Р/1 (Р — сила деформации, / — длина геометрическо­ го очага деформации) от размера заготовки и величины еди­ ничного обжатия.

На рис. 58 для заготовки с радиусом R = 50 мм показаны зоны упругих и пластических деформаций. Уже при а = 25° вся центральная зона заготовки пластически деформируется. По мере обжатия заготовки эти зоны распространяются и на пери­ ферийные участки. В результате при повороте заготовки на угол 360° (за несколько единичных обжатий) все поперечное сечение заготовки будет охвачено развитой пластической де­ формацией. Полученные результаты имеют важное значение для практики, поскольку позволяют оценить степень проработ­ ки осевой зоны непрерывнолитой круглой заготовки.

Глава 6

ДВУХУРОВНЕВАЯ ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРОВ

АГРЕГАТА ЦИКЛИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ

Одно из важнейших и перспективных направлений развития прокатного производства — создание литейно-прокатных комп­ лексов, включающих в свой состав машины непрерывного литья заготовок и агрегаты для деформации непрерывнолитых заготовок с высокими обжатиями. Создание таких комплексов позволит сократить производственные площади, удельные ка­ питальные и эксплуатационные расходы, существенно снизить расход металла, энергии, топлива, повысить производитель­ ность труда [1, 9, 22, 30, 53, 72, 73, 84, 96]. Кроме того, в черновых группах клетей непрерывных станов при переводе их на работу с непрерывнолитой заготовкой все больше будут при­ меняться агрегаты для деформации заготовок с высокими обжа­ тиями, что позволяет снизить количество клетей и сократить производственные площади.

Однако в настоящее время расход металла непрерывнолитых заготовок остается довольно высоким. Это связано с тем, что для продольного разделения непрерывнолитых слябов на листо­ вые или сортовые заготовки используется газовая резка [71].

Поверхностные слои толщиной до 15 мм с дефектами непре­ рывнолитых слябов из нержавеющей стали удаляются механи­ ческим путем. Непрерывнолитые заготовки имеют наружные и внутренние дефекты, в осевой зоне заготовки образуются лик­ вация, пористость, раковины [76, 77, 79, 82, 105].

С другой стороны, современные прокатные станы не позво­ ляют совместить процессы непрерывной разливки и прокатки, т. е. создать непрерывные литейно-прокатные комплексы [84].

В связи с тем, что в настоящее время для деформации непре­ рывнолитых заготовок (а также в составе черновых групп не­ прерывных станов) все более широкое применение находят раз­ личные конструкции ковочных агрегатов, весьма актуальным является создание новых агрегатов и исследование процессов циклической деформации бойками непрерывнолитых заготовок в целях разработки рациональных режимов и конструкций аг­ регатов для их реализации [1, 9, 30, 53, 73, 84].

Таким образом, ведущиеся в мире работы по созданию аг­ регатов с высокими обжатиями связаны с возрастающими тре­ бованиями к качеству проката, появлением совмещенных про­ цессов непрерывного литья и прокатки, необходимостью пла­ стической обработки малопластичных и труднодеформируемых сталей и сплавов [84].

Следует отметить, что при переводе прокатных комплексов на работу с непрерывнолитой заготовкой и использовании при этом кассеты в клети прокатного стана существенно повыша­ ются технические преимущества процесса циклической дефор­ мации, которые позволяют сократить количество клетей, ис­ пользовать тепло литого металла и улучшить качество профи­ лей.

6.1. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ЦИКЛИЧЕСКОЙ

ДЕФОРМАЦИИ НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ ЗАГОТОВОК

6.1.1. ТЕХНИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА АГРЕГАТА ЦИКЛИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ СИЛОЙ 3500 кН

ОМУГНИНСКОГО МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОГО ЗАВОДА (ОМЗ)

Агрегат циклической деформации (АЦД) силой 3500 кН из­ готовлен АО «Уралмаш» и установлен на ОМЗ. Он состоит из рабочей клети и синхронизирующего редуктора с общей массой 15 т. Максимальная сила, воспринимаемая бойками, равна:

1) при деформации металла верхним и нижним бойками — 3500 кН; 2) при четырехбойковой схеме деформации — верхний и нижний бойки до 2500 кН, боковые бойки до 1000 кН. Мак­ симальный крутящий момент, воспринимаемый одним эксцен­ триковым валом,— 15 кНм. Максимальное сечение заготов­ ки — 120x150 мм2. С корость подачи заготовки в бойки — 2 м/мин. Степень деформации за один проход — 70—80%.

В 1990 г: проведена реконструкция АЦЦ, при которой вместо электродвигателя мощностью 350 кВт установлен электродвига­ тель постоянного тока мощностью 800 кВт с регулируемой уг­ ловой скоростью вала от 0 до 300 об/мин и крутящим момен­ том на валу 60 кН м. Это позволило создать опытный участок на ОМЗ для получения ряда профилей простой и сложной фор­ мы.

6.1.2. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ДЕФОРМАЦИИ НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ ЗАГОТОВОК

В связи с предстоящим переводом ряда прокатных комплек­ сов на работу с непрерывнолитой заготовкой представляют практический интерес разработка технологии и выбор оборудо­ вания для получения широкого сортамента профилей из непре­ рывнолитого металла. Это связано с тем, что существующая технология прокатки непрерывнолитых заготовок в ряде случаев повышает энергоемкость технологического процесса, поскольку не позволяет использовать тепло литого металла, ведет к боль­ шим потерям дорогостоящей стали и не обеспечивает получе­ ние профилей высокого качества, поскольку отсутствует интен­ сивная проработка литой структуры металла. В связи с этим на АЦД проведено исследование процесса деформации полос се­ чением 20—30x45—70 мм2, вырезанных из непрерывнолитых слябов 200х 1000 мм2, с замером энергосиловых параметров. Вы­ тяжка за один проход составляла X = 2,2—2,5, уширение — 12— 15 мм, степень деформации — 57—69%. Средняя удельная сила деформации — 262—318 МПа.

Проведено исследование нового способа деформации, при котором в процессе обжатия на хорошо обработанные поверх­ ности бойков в зоне опережения подавали смазку (минеральное масло), и это позволило улучшить качество поверхности по­ лучаемых профилей из нержавеющей стали.

На основании результатов деформации и проведенного ме­ таллографического исследования предложена технология обжа­ тия бойками агрегата непрерывнолитых заготовок, в частности и из нержавеющей стали, без предварительной сплошной зачи­ стки, с использованием тепла литого металла, в узком темпера­ турном интервале, со степенью деформации за один проход 60—80% и со скоростью входа заготовки в бойки 2 м/мин.

С учетом изложенного использование агрегата циклической деформации в составе литейно-прокатного модуля позволит улучшить качество профилей за счет:

1 ) интенсивной проработки центральной зоны крупных не­ прерывнолитых заготовок, получения мелкозернистой структу­ ры металла и исключений химической и структурной неодно­ родности литого металла;

2 ) наличия сжимающих напряжений на контактной поверх­ ности, при которых дефекты литейной природы не раскрывают­ ся, несплошности и поры на глубине до 2 0 мм завариваются, а новые дефекты не образуются;

3) высокой устойчивости раската в процессе деформации и наличия калибрующих участков;

4) кинематики рабочих бойков, которая позволяет управлять шероховатостью их рабочей поверхности по длине очага дефор­ мации.

6.1.3. ИССЛЕДОВАНИЕ СПОСОБА ПОЛУЧЕНИЯ

ДВУТАВРОВЫХ ПРОФИЛЕЙ

Разработан способ получения двутавровых профилей за один проход и в одной клети, реализуемый на АЦД. Формирование двутавра осуществляется четырьмя бойками, образующими при Рис. 59. Двутавровый профиль их максимальном сближении объемный калибр — одновре­ менно профиль двутавра. Бойки совершают поступательное дви­ жение по замкнутой траектории, это дает возможность цикличе­ ски с небольшими обжатиями в условиях, близких к всесторон­ нему сжатию, и в узком температурном интервале формировать двутавр.

Предлагаемый способ реализован на агрегате циклической деформации ОМЗ (рис. 59). Двутавровый профиль из стали У7 получен из заготовки сечением 55x55 мм2 за один проход. При оценке качества полученного двутавра установлено, что по сравнению с исходной заготовкой твердость металла увеличи­ лась на 8—15%, размер зерна был 5—6 баллов, а стал 9—10 баллов, и кроме того, получена поверхность двутавра без дефек­ тов и хорошего качества.

С учетом изложенного целесообразно АЦД использовать в составе литейно-прокатного модуля для получения двутавровых заготовок из непрерывнолитых слябов для чистовой универг сальной клети.

Создание такого модуля позволит:

1) улучшить качество двутавровых профилей за счет интен­ сивной проработки литого металла и получения мелкозерни­ стой структуры, что предотвращает образование поверхностных дефектов при последующей прокатке, а также благодаря сжима­ ющим напряжениям на контактной поверхности, при которых трещины литейной природы не раскрываются, а дефекты в приконтактном слое завариваются;

2) снизить энергоемкость технологического процесса путем использования тепла литого металла;

3) существенно уменьшить металлоемкость оборудования балочного комплекса.

Создание такого литейно-прокатного модуля значительно упрощается при применении четырехбойковой кассеты, которая в целях совмещения процессов непрерывной разливки стали и прокатки может быть установлена в одну из клетей балочного комплекса для получения из сляба двутавровой заготовки.

6.1.4. ИССЛЕДОВАНИЕ СПОСОБА ПРОДОЛЬНОГО РАЗДЕЛЕНИЯ Разработан способ продольного разделения (многоручьевой деформации), при котором разделение сляба осуществляется Рис. 60. Схема продольного разделе­ ния непрерывнолитого сляба на пять заготовок двумя калиброванными бойка­ ми, формирующими цикличе­ ски с небольшими обжатиями сортовые заготовки, соединен­ ные перемычками, с последую­ щим разрушением перемычек на выходе из калибра путем взаимного сдвига сортовых за­ готовок [4]. Предлагаемый спо­ соб реализован на АЦД (рис. 60).

Данный способ продольного к-ш разделения позволит улучшить качество сортовых заготовок из непрерывнолитого металла за счет сжимающих напряжений на контактной поверхности, при которых дефекты литейной при­ роды не раскрываются; интенсивной проработки литого метал­ ла по сечению сортовой заготовки; высокой устойчивости сляба в процессе разделения. Этот способ также поможет снизить энергоемкость технологического процесса за счет использова­ ния тепла литого металла.

6.1.5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ЦИКЛИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ

Для оценки результатов теоретического исследования на АЦД проведено обжатие темплетов сечением 30x70 мм2,, выре­ занных из непрерывнолитого сляба сечением 2 0 0 x 1 0 0 0 мм2 из нержавеющей стали марки 12Х18Н10Т. В экспериментах темплеты деформировались со степенью деформации за один проход = 50—70%. Температура начала деформации была выбрана 1150 "С. Для оценки изменения структуры непрерывнолитого металла и дефектов на поверхности и в приконтактном слое темплета до и после деформации металла проводились металло­ графические исследования.

Структура непрерывнолитого сляба определяется техноло­ гией. В процессе прохождения непрерывнолитого сляба через кристаллизатор происходит интенсивная теплоотдача (главным образом с поверхности сляба). Такое охлаждение металла при­ водит к образованию тонкого поверхностного слоя мелких рав­ ноосных кристаллов. По мере продвижения в глубь слитка об­ разуются столбчатые кристаллы на глубину 10—15 мм. В сред­ ней части слитка появляются крупные равноосные кристаллы.

Как показало исследование, структура непрерывнолитого ме­ талла благоприятна для дальнейшей пластической деформации.

Однако были обнаружены дефекты, характерные для непрерыв­ нолитых заготовок, в виде шлаковых включений на поверхно­ сти, холодных и горячих трещин, подповерхностных пустот и пор.

М еталлографическое исследование недокатов показало, что в процессе горячей деформации бойками в поверхност­ ном слое нержавеющей стали происходят значительные изме­ нения. Поры и несплошности, образующиеся в результате кристаллизации в поверхностном слое на глубине не более 15—20 мм, при деформации завариваются полностью. След от заваренной поры имеет вид, подобный межзеренной границе.

Он окружен вытянутыми вдоль направления деформации не­ металлическими включениями. Условием для полной завари­ ваемое™ поры является ее герметичность, поэтому подповер­ хностные поры завариваются полностью в процессе деформа­ ции.

В темплетах после циклической деформации уменьшился средний размер зерна до 8 — 1 0 баллов и увеличилась его равно­ мерность. Кроме того, поверхностаая зона темплета, ранее со­ стоящая из слоя мелких равноосных и слоя столбчатых кри­ сталлов, после деформации и рекристаллизации превратилась в зону примерно равноосных кристаллов, причем размер зерна увеличивается к центру темплета. Такую ориентаровку размеров зерен можно объяснить неравномерностью степени деформации по сечению темплета.

Металлографические исследования непрерывнолитого ме­ талла заготовок из стали 12Х18Н9Т позволили оценить измене­ ние литой структуры по мере деформации заготовки бойками АЦЦ.

И сследовано изм енение макроструктуры заготовки из стали 12Х18Н9Т по мере увеличения степени обжатия: изме­ нение положения столбчатых кристаллов указывает на н е­ равномерность деформации по сечению заготовки. Однако процессы, протекающие при деформации, устраняют струк­ турную неоднородность, на что указывает макроструктура той части заготовки, которая подверглась максимальному обжатию.

Проведенное исследование позволяет сделать вывод о том, что непрерывнолитой сляб нержавеющей стали целесообразно подвергать деформации непосредственно после MHJI3, исполь­ зуя тепло литого металла, без предварительной сплошной зачи­ стки. При этом формируется удовлетворительная структура по­ верхностной зоны сляба, а поры и несплошности приконтакгного слоя завариваются.

6.2. ДВУХУРОВНЕВАЯ ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРОВ АЦД

На стадии проектирования АЦД необходимо обоснованно выбрать схему компоновки линии привода и конструктивные параметры, параметры очага деформации и мощность электро­ двигателя, обеспечивающие выполнение заданной производи­ тельности, снижение энергоемкости и динамической нагружен­ ности, получение профилей высокого качества, а также мини­ мальную стоимость агрегата. При этом особенно важно найти наилучшее сочетание параметров технологического процесса и привода в целях минимизации динамических нагрузок, которые особенно при высоких скоростях циклической деформации снижают срок службы несущих элементов и ухудшают качество металлоизделий. Это связано с тем, что работа привода АЦД характеризуется мгновенным приложением периодической на­ грузки, максимальная величина которой определяется парамет­ рами очага деформации, а частота приложений нагрузки — ско­ ростью вращения эксцентриковых валов. Поэтому величина ди­ намических нагрузок будет определяться как временем переходного процесса (интенсивностью нарастания нагрузки до наибольшей величины), так и соотношением частот собствен­ ных колебаний механической системы главной линии и вынуж­ дающей силы. Таким образом, задача заключается в том, чтобы определить конструктивно реализуемые параметры линии при­ вода и очага деформации, для того чтобы снизить уровень ди­ намических нагрузок и амплитуд колебаний рабочего инстру­ мента.

Для решения этой задачи целесообразно использовать алго­ ритм двухуровневой оп ти м и зац и и,' который, как показано выше, в совокупности с пакетом прикладных программ и ста­ тистическими данными о технологических и энергосиловых по­ казателях обеспечивает комплексный подход к определению оп­ тимальных параметров прокатного агрегата с учетом противоре­ чивости критериев оптимизации.

6.2.1. ВЫБОР КРИТЕРИЕВ ОПТИМИЗАЦИИ

При выборе критериев оптимизации АЦД следует учитывать особенности его работы в составе литейно-прокатного модуля.

В этом случае к технологическому процессу предъявляется ряд технических требований, таких как выполнение заданной про­ изводительности, максимальное использование тепла литого металла, создание благоприятных условий для залечивания де­ фектов и интенсивной проработки литой структуры по всему сечению заготовки, возможность увеличения сечения непре­ рывнолитой заготовки и расширения сортамента получаемых профилей.

Таким образом, выбор оптимальных технологических пара­ метров процесса циклической деформации определяется следу­ ющими показателями: производительностью, энергоемкостью, металлоемкостью, нагруженностыо, качеством профилей. Все это усложняет решение задачи оптимизации. Учитывая актуаль­ ность экономии материально-энергетических ресурсов, в каче­ стве целевой функции при решении задачи оптимизации пара­ метров АЦЦ на верхнем уровне целесообразно принять энерго­ емкость технологического процесса Э, а на другие показатели наложить ограничения.

Как отмечалось выше, при интенсификации режимов цик­ лической деформации возрастают уровень динамической нагруженности несущих элементов главной линии агрегата и взаим­ ная связь процессов, происходящих в очаге деформации и ли­ нии привода. Таким образом, динамические параметры привода, схема его компоновки и конструктивные параметры, параметры очага деформации в совокупности определяют дина­ мическую нагруженность элементов агрегата, в частности зуб­ чатых передач, и качество профилей. Кроме того, в прокатных агрегатах периодического действия наблюдается большое коли­ чество поломок несущих элементов привода, основной причи­ ной которых являются динамические нагрузки. При высоких скоростях циклической деформации возникают также интен­ сивные вибрации рабочего инструмента, которые способствуют ухудшению качества металлоизделий.

Значит, в качестве критерия оптимизации (второй уровень) АЦЦ целесообразно использовать динамическую нагружен­ ность, поскольку снижение данного показателя позволит повы­ сить долговечность несущих звеньев, а также улучшить качест­ во профилей.

Поэтому в качестве целевой функции нужно принять макси­ мальную амплитуду динамического момента F=Ma.

Однако привод агрегата циклической деформации включает зубчатые передачи, т. е. является многомассовой системой, что усложняет задачу оптимизации.

Это связано *с тем, что для по­ вышения долговечности деталей главной линии необходимо при решении задачи оптимизации снизить динамические на­ грузки во всех или наиболее слабых ее звеньях, значит, исполь­ зовать следующую целевую функцию:

F( X ) = М? + X к (М* - М,)2,,=і /=1 где к — коэффициент штрафа; п — число упругих связей в рас­ четной схеме главной линии агрегата.

В качестве варьируемых параметров целесообразно исполь­ зовать жесткости упругих связей С„ моменты инерции сосредо­ точенных масс и время нарастания крутящего момента до мак­ симальной величины t. і.

п 6.2.2. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ОПТИМИЗАЦИИ

–  –  –

6.3.2. СИЛОВЫЕ ПАРАМЕТРЫ Средняя удельная сила деформации (35) Pc = °s - П, а где о, — сопротивление металла деформации; па — коэффици­ ент напряженного состояния.

Сопротивление металла деформации определяется методом термомеханических коэффициентов ^о^тм'^н^е»

где с 0 — базисное сопротивление деформации, определяемое для данной марки стали при Тм = 1000 °С, е = 10%, U = 10 1/с.

Для определения коэффициента напряженного состояния проведено экспериментальное исследование силовых парамет­ ров на УЦД опытного завода УралНИИчермета. В процессе ис­ следования тензометрическим методом замерялись сила дефор­ мации Р и крутящий момент М ^. Коэффициент напряженного состояния па определялся расчетным путем по формуле = P jo s, где Рс = P/F.

При определении па в качестве независимых параметров ис­ пользовались следующие: l / H c, B j l, 5/Я,, где / — длина геомет­ рического очага деформации; Я с — средняя высота очага де­ формации; В с — средняя ширина очага деформации; 5 — пода­ ча; Я, — высота полосы после обжатия бойками.

Фиксированными параметрами были марка стали (сталь 3), температура начала деформации заготовки Тм = 1050 °С, частота вращения эксцентриковых валов п = 60 об/мин, величина еди­ ничного обжатия ДА = 5 мм.

Полученные массивы экспериментальных данных обработа­ ны методом регрессионного и корреляционного анализов. В ре­ зультате была получена зависимость для расчета коэффициента напряженного состояния процесса циклической деформации.

Уравнение регрессии получено в виде 0,7 + 0,24/ /Я с + 0,17 В с / / + 0,185/Я,. (36) л„ = Коэффициент множественной корреляции R = 0,98.

В процессе экспериментального исследования важно было оценить влияние подачи заготовки на силовые параметры про­ цесса циклической деформации. Установлено, что с увеличени­ ем подачи (параметра S/Я,), которая изменялась в диапазоне 0,4 5/Я, 1,33, сила деформации и крутящий момент возра­ стают. Это объясняется тем, что с возрастанием параметра 5/Я, увеличиваются контактная площадь очага деформации под ка­ либрующим участком бойка, величина единичного обжатия ДЛ и коэффициент напряженного состояния па.

В связи с этим для определения величины контаісгной пло­ щади очага циклической деформации может быть использована зависимость Р _ (Я0 - Я,) (В0 - В\) /2 + Д, 5 ^27^ 2 tgа Из анализа экспериментальных осциллограмм процесса циклической деформации следует, что характер кривой силы и крутящего момента близок по форме к половине синусоиды с максимумом, расположенным в области сведенного положения рабочих бойков. Также установлено, что положения максимума крутящего момента на валах и силы деформации по углу пово­ рота эксцентриковых валов практически совпадают. Однако по­ ложение максимума силы деформации и крутящего момента по углу поворота эксцентриковых валов относительно их мертво­ р го положения (бойки в максимально сведенном положении) не является постоянным, а изменяется в диапазоне = 0 —2 0 °.

р Для разработки математической модели очага циклической деформации рассмотрим изменение силы в зависимости от угла поворота эксцентрикового вала.

Сила деформации Р (Ч)= Рс Вс I (ф), (38) где Вс — средняя ширина очага деформации; /(р) — длина гео­ метрического очага деформации; — угол поворота эксцентри­ р кового вала за период обжатия заготовки бойками.

Из геометрических соображений (см. рис. 61) с учетом за­ висимости ДА = 2e(l — cos р) можно записать, что 0,5 (Я0 - Я,) - е [ 1 - 2 ( 1 - cos ф)] ^ “ tga В результате с учетом (38) зависимость для силы деформа­ ции примет вид

–  –  –

6.3.3. РАСЧЕТ ТЕМПЕРАТУРЫ МЕТАЛЛА Расчет температуры металла проводится по методике, изло­ женной в работе В. Н. Жучина, Г. С. Никитина [20].

Температура металла Тм = Тм + д Тд - д Тк - Д Тл, °С,.

о (46) где Ты — начальная температура заготовки, “С;

о дТд — повышение температуры в очаге деформации в резуль­ тате обжатия заготовки, Д Тд = Рс ln (X) / (С • р ), где Рс — средняя удельная сила деформации, МПа; С — средняя удельная теплоемкость металла, кДж/(кг-К); р — плотность про­ катываемого металла, кг/м 3;

дТк — величина понижения температуры металла от контак­ та с бойками, ДТК= 2Рк (Тмо- Г а) і к dK/ (С р ), где Рк — площадь контакта металла с бойком, м ; Т„ — темпера­ тура бойка, °С; tK— время контакта металла с бойком, с; а к — коэффициент теплопередачи, кДж/(м2 с-К);

дТл — величина падения температуры металла в результате лучеиспускания, А Тл = П ^ аи • (Тм - Тв) tx / (С р ), о П где -р — отношение периметра к площади поперечного сечения заготовки, м~‘; Тв — температура воздуха, °С; tx — время холо­ стого хода, с; а и — коэффициент теплоотдачи излучением, кВт/(м2 град);

«и = %Со [(Тм /100)4 - (Т. /100)4] ДТм - Тв, о о ) где — степень черноты (»1), С0 — коэффициент излучения аб­ солютно черного тела, Вт/(м2 К).

6.4. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ЛИНИИ ПРИВОДА АЦД

–  –  –

6.5. АЛГОРИТМ ДВУХУРОВНЕВОЙ ОПТИМИЗАЦИИ

ПАРАМЕТРОВ АЦД

Алгоритм двухуровневой оптимизации в совокупности с ма­ тематическими моделями очага деформации и главных линий, пакетом прикладных программ, статистическими данными о технологических, скоростных, энергосиловых параметрах и сро­ ках службы несущих деталей позволяет для заданного сортамен­ та заготовок с учетом противоречивых критериев оптимизации обоснованно выбрать схему компоновки привода АЦД, опреде­ лить оптимальные параметры технологического процесса и главной линии с позиции выполнения заданной производитель­ ности, снижения динамической нагруженности, энергоемкости и улучшения качества проката.

Математическая модель АЦД включает математические мо­ дели очага деформации и линии привода, а также уравнения связей между ними.

Для обеспечения соответствия между параметрами технологи­ ческого процесса и привода служат обратные связи, которые в случае невыполнения ограничений, например при решении зада­ чи оптимизации второго уровня, позволяют изменить исходные данные при решении задачи оптимизации верхнего уровня.

Предлагаемая методика расчета оптимальных параметров

АЦД характеризуется следующими особенностями:

1) учитываются связи между параметрами технологического процесса и линии привода на всех этапах расчета;

2) оптимизация выполняется по противоречивым критери­ ям — производительности или энергоемкости (верхний уро­ вень) и динамической нагруженности (второй уровень) — с уче­ том системы ограничений, определяющих качество проката;

3) на обоих уровнях оптимизации используется комбиниро­ ванный алгоритм;

4) ограничения учитываются с помощью штрафных функций;

5) проверяются сходимость, глобальность и устойчивость;

6) одновременно решаются задачи выбора схемы компонов­ ки линии привода и определяются оптимальные конструктив­ ные параметры;

7) учитывается случайный характер параметров и условий эксплуатации.

Блок-схема алгоритма двухуровневой оптимизации парамет­ ров АЦД приведена на рис. 63.

Алгоритм реш ения задачи двухуровневой оптимизации включает 11 этапов:

1) ввод исходной информации;

2) расчет параметров технологического процесса;

3) проверка системы ограничений;

4) расчет целевой функции верхнего уровня оптимизации;

5) решение задачи оптимизации верхнего уровня;

6) проверка сходимости и оценка глобальности полученного решения;

7) расчет динамических нагрузок в главной линии АЦД;

8) расчет целевой функции второго уровня оптимизации;

9) решение задачи оптимизации второго уровня;

10) проверка сходимости и оценка устойчивости и глобаль­ ности полученного решения;

11) экспертная оценка полученных решений для всего сор­ тамента профилей.

Исходной информацией для решения задачи двухуровневой оптимизации АЦД являются следующие данные: возможные схемы компоновки главной линии и конструктивные парамет­ ры, величина эксцентриситета эксцентриковых валов, размеры и материал рабочих бойков, калибровки рабочих бойков, пара­ метры электродвигателя, производительность нагревательных устройств, сортамент заготовок и марок стали, сопротивление металла деформации, возможные сечения непрерывнолитой за­ готовки, температура непрерывнолитой заготовки, скорость подачи заготовки в бойки, угол поворота эксцентрикового вала при обжатии заготовки и система ограничений (25). Ограниче­ ния по угловой скорости эксцентриковых валов и единичному обжатию учитываются путем задания диапазона изменения этих параметров. Области варьирования угловой скорости и единич­ ного обжатия выбираются из условий динамической нагружен­ ности и возможности компоновки подшипниковых узлов в суп­ портах и рабочей клети АЦД.

Рис. 63. Блок-схема алгоритма двухуровневой оптимизации параметров АЦЦ После ввода исходной информации для первого сечения не­ прерывнолитой заготовки производится расчет технологиче­ ских, скоростных и энергосиловых параметров процесса цикли­ ческой деформации. В процессе расчета проверяются ограниче­ ния по скорости деформации, условиям захвата, устойчивости полосы, степени деформации, температуре заготовки в конце деформации, скорости подачи заготовки и энергосиловым па­ раметрам. При невыполнении ограничений по какому-либо па­ раметру целевая функция верхнего уровня оптимизации штра­ фуется.

При решении задачи оптимизации используется комбиниро­ ванный алгоритм, построенный на базе методов случайного по­ иска и симплекса. Такое построение алгоритма связано с тем, что метод случайного поиска позволяет отыскать,сравнительно узкую область, где находится глобальный экстремум, после чего точное значение определяется с помощью метода симплекса Нелдера и Мида. В качестве варьируемых параметров используются единич­ ные обжатия и угловые скорости эксцентриковых валов.

После определения на данном шаге расчета минимального (максимального) значения целевой функции производятся про­ верка сходимости и оценка глобальности полученного решения.

Изложенная процедура затем выполняется на следующем шаге, но. уже для другого сечения непрерывнолитой заготовки. Расчет на верхнем уровне нужно продолжать до тех пор, пока не будет получено минимальное (максимальное) значение целевой фун­ кции и доказана глобальность полученного экстремума.

В тех случаях, когда заданы производительность и сечение непрерывнолитой заготовки, в качестве целевой функции на верхнем уровне оптимизации целесообразно использовать энер­ гоемкость технологического процесса. Если же требуется опре­ делить оптимальное по производительности сечение непрерыв­ нолитой заготовки, то в качестве целевой функции следует ис­ пользовать производительность 3600 • т Fi = П - к*, где т — масса непрерывнолитой заготовки; Т — такт цикличе­ ской деформации; ки — коэффициент использования агрегата.

При этом расчет выполняется до тех пор, пока ; = jK где, /к — последнее сечение непрерывнолитой заготовки.

Для каждого варианта расчета вычисляются мощность про­ цесса циклической деформации и расход энергии.

На втором уровне оптимизации определяются оптимальные по динамической нагруженности конструктивные параметры линии привода, причем технологические и скоростные парамет­ ры, определенные на верхнем уровне оптимизации, использу­ ются в качестве исходных данных и начальных условий при решении задачи оптимизации второго уровня.

Сначала для исходной компоновки главной линии агрегата (і = 1) устанавливаются максимальные динамические нагрузки в ее элементах. По полученным результатам и данным о долго­ вечности несущих деталей приводов прокатных агрегатов выяв­ ляются наиболее слабые элементы главной линии. После этого записывается целевая функция F2 в виде (26), обеспечивающая снижение динамических нагрузок в наиболее слабых звеньях привода, например в зубчатых передачах, и назначаются из ус­ ловий прочности ограничения на уровень динамических нагру­ зок во всех упругих звеньях. Далее для первой схемы компонов­ ки главной линии агрегата с учетом ограничений определяются оптимальные по динамической нагруженности конструктивные параметры. В процессе оптимизации производится оценка ус­ тойчивости и глобальности полученного решения. При невы­ полнении хотя бы одного из ограничений второго уровня опти­ мизации работает обратная связь между уровнями, в результате чего необходимо снова начать минимизацию (максимизацию) целевой функции верхнего уровня F u изменив значение одного или нескольких параметров, например угловой скорости экс­ центриковых валов.

Процесс расчета проводится до тех пор, пока не будут вы­ полнены все ограничения второго уровня. Процедура оптими­ зации второго уровня продолжается до последнего варианта схемы компоновки главной линии агрегата, т. е. і = іп, где і„ — последняя возможная схема компоновки главной линии агре­ гата.

После завершения процедуры двухуровневой оптимизации производится экспертная оценка полученных решений по кри­ териям производительности, динамической нагруженности, энергоемкости и металлоемкости АЦД и учитывается качество получаемых профилей.

На печать в виде таблицы выдаются сечение непрерывноли­ той заготовки (ЯохВо). технологические (а, Тм, ДА, е), скоро­ стные ( я, w, S ), силовые (n s, Р с, Р, М^,) параметры, мощность (N ) и расход энергии (Э), среднеквадратичный момент электро­ двигателя (Мск), конструктивные параметры главной линии (С„ /,).

Глава 7

РАСЧЕТ И ИССЛЕДОВАНИЕ АГРЕГАТОВ

ЦИКЛИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ

При разработке новых технологических процессов и агрега­ тов для черной металлургии особое внимание уделяют улучше­ нию качества металлоизделий, повышению гибкости производ­ ства, тенденции к уменьшению количества агрегатов в составе литейно-прокатных комплексов.

Изложенные выше задачи совершенствования металлургиче­ ского производства могут быть успешно решены путем внедре­ ния агрегатов с высокими обжатиями, позволяющими снизить капитальные вложения и эксплуатационные расходы [26, 84].

В связи с этим представляют значительный интерес работы по внедрению в производство АЦЦ и исследованию процессов циклической деформации при получении простых и сложных профилей.

7.1. АЦЦ ОМУГНИНСКОГО МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОГО ЗАВОДА

На ОМЗ создан участок циклической деформации, включа­ ющий в свой состав АЦЦ силой 3500 кН. Техническая характе­ ристика АЦЦ приведена в разделе 6.1.1.

Назначение участка циклической деформации:

— расширение производства подката фасонных профилей, в том числе из легированных и нержавеющих сталей;

— отработка технологии получения профилей из непрерыв­ нолитой заготовки.

Нагревательная печь предназначена для нагрева заготовок сечением 70x70 — 90x90 мм длиной 1,5 — 3,0 м до температуры 1250 *С.

АЦЦ имеет задающее устройство, которое устанавливается в специально предусмотренных окнах клети и обеспечивает зажа­ тие переднего конца заготовки роликами в двух взаимно п е р -.

пендикулярных плоскостях и подачу заготовки к бойкам агре- * гата со скоростью 1—2 м/мин, также он имеет проводковую арматуру, которая устанавливается до и после рабочих бойков.

7.2. ОЦЕНКА ПАРАМЕТРОВ АЦД

ПОСЛЕ РЕКОНСТРУКЦИИ ПРИВОДА

При создании опытного участка ц и к ли ч еск ой деформации проведена реконструкция линии привода АЦД путем установки нового электродвигателя мощностью 800 кВт с частотой враще­ ния 0—300 об/мин и крутящим моментом на валу 60 кН-м. Для оценки энергосиловых параметров, динамических нагрузок и производительности АЦД проведены расчеты с использованием алгоритма двухуровневой оптимизации (гл. 6).

Исходные данные для расчета: заготовка из стали 35ГС се­ чением 50x200 мм2, получаемый профиль — полоса сечением 20x220 мм2, степень деформации 60%, величина эксцентрисите­ та эксцентрикового вала е = 5 мм, угол наклона рабочей повер­ хности бойка а = 15*. Результаты расчета параметров АЦД в зависимости от угловой скорости эксцентриковых валов и тем­ пературы заготовки приведены в табл. 14. Полученные резуль­ таты позволяют обоснованно выбрать режимы циклической де­ формации в целях выполнения заданной производительности.

Решена задача оптимизации (второй уровень) конструктив­ ных параметров главной линии АЦД. Для этой цели использо­ вана математическая модель линии привода (раздел 6.4). Расче­ ты выполнены для наиболее тяжелого режима нагружения глав­ ной линии АЦД, а именно при угловой скорости вращения эксцентриковых валов w = 30 1/с.

В качестве основной цели при оптимизации конструктивных параметров линии привода принято снижение уровня динами­ ческих нагрузок в зубчатых передачах синхронизирующего ре­ дуктора. В связи с этим целевую функцию запишем в виде F = М|з + М25 + Mj6 + к, (М23 - М2 5 ) 2 + к2 (Mj5 - М5 5 ) 2, где Kl к2 — постоянные коэффициенты.

Для решения задачи оптимизации использован комбиниро­ ванный алгоритм. В качестве варьируемых параметров выбраны жесткости упругих связей С12, С34, С67, пределы изменения ко­ торых определялись из условия прочности и возможности ком­ поновки элементов главной линии.

Результаты расчета приведены в табл. 15, из которой следу­ ет, что при оптимизации снижены динамические нагрузки в зубчатых передачах линии привода АІІД.

7.3. АЦД НАУЧНО-ПРОИЗВОДСТВЕННОГО

ОБЪЕДИНЕНИЯ «ТУЛАЧЕРМЕТ»

–  –  –

7.3.1. РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ АЦЦ На основании анализа различных конструкций АЦД для получения сортовых профилей выбрана четырехбойковая схема агрегата, обеспечивающая одновременное продвижение и де­ формацию заготовки попеременно в двух взаимно перпендику­ лярных направлениях. Привод рабочих бойков осуществляется от эксцентриковых валов, имеющих центральный и дополни­ тельные эксцентрики.

Основным параметром устройства циклической деформации является эксцентриситет эксцентриковых валов. Величина экс­ центриситета оказывает определяющее влияние на технологиче­ ские параметры устройства и является жестко заданной величи­ ной, измерение которой требует замены эксцентриковых валов.

В устройстве циклической деформации, предназначенной для получения сортовых профилей квадратного, а также и круглого сечения с попеременным обжатием задаваемой полосы в двух взаимно перпендикулярных плоскостях, минимальная величина эксцентриситета определяется из условия перекрытия полосы бойками и зависит от калибровки бойков, необходимых для получения круглых и квадратных заготовок. В то же время уве­ личение эксцентриситета приведет к увеличению величины единичного обжатия полосы бойками, что снижает вытяжную способность и ведет к переполнению калибра. Кроме того, те­ ряется универсальность устройства, т. е. возможность получе­ ния качественных заготовок широкого диапазона размеров.

Эти обстоятельства делают выбор величины эксцентриситета эксцентриковых валов сложной задачей. Поэтому при проведе­ нии расчетов величину эксцентриситета эксцентрикового вала изменяли от 5 до 15 мм.

На основании проведенного исследования условий захвата полосы бойками угол наклона рабочей поверхности бойка при­ нят равным 15°.

Рис. 64. Зависимость энергоемкости от величины единичного обжатия, частоты вращения эксцентриковых валов и тем­ пературы заготовки при обжатии заготов­ ки из стали ЗбЬс сечением 150x150 мм в квадрат 80x80 мм.

1 — Т ш = 1200'С, » = 20 1/с; 2 — T «,- 1200"С, » = = 60 1/с; J - Ту. - 1100‘С, V = 20 1/с; 4 - Т. » С, = 60 1/с; Л — Тио = 1000 ‘С, » = 20 1/с;

* 6 - Т.» = 1000 ’С, » = 60 1/с Для определения параметров агрегата использованы алго­ ритм двухуровневой оптимизации и математическая модель процесса циклической деформации, представленные в главе 4.

В качестве целевой функции при решении задачи оптимиза­ ции (верхний уровень) принята энергоемкость технологическо­ го процесса, а в качестве варьируемых параметров — единичное обжатие ДА и угловая скорость эксцентриковых валов и'.

Исходные данные для расчета: сечение непрерывнолитой за­ готовки из стали 35ГС — 150x150 мм; сечение сортового про­ филя — 80x80 мм; угол поворота эксцентрикового вала, на ко­ тором осуществляется обжатие заготовки,— л/2; диаметр цапфы подшипника скольжения, установленного в суппорте,— = =380 мм; коэффициент трения скольжения — щ = 0,05. Диапазон изменения варьируемых параметров: 10 ДА ^ 30 мм; 20 w 60 1/с. Начальная температура непрерывнолитой заготовки равна 1000-1200 “С.

В связи с тем, что каждая пара бойков поочередно обжимает и продвигает заготовку, скорость ее подачи в бойки за один оборот эксцентрикового вала в 2 раза больше скорости подачи заготовки в случае работы агрегата по двухбойковой схеме.

Результаты расчетов представлены в табл. 16 и на рис. 64.

Полученные данные наглядно позволяют говорить о влиянии технологических параметров процесса циклической деформа­ ции на энергосиловые параметры.

Увеличение единичного обжатия, а следовательно и величи­ ны эксцентриситета эксцентрикового вала, при фиксированной угловой скорости вращения ведет к возрастанию силы деформа­ ции и особенно — крутящего момента. Величины эксцентриси­ тета и угловая скорость эксцентрикового вала при заданном сечении непрерывнолитой заготовки определяют скорость по­ дачи заготовки в бойки, т. е. производительность АЦЦ. Харак­ тер зависимости энергоемкости технологического процесса циклической деформации от параметров ДА и н, а также и от температуры заготовки показан на рис. 64. Полученные резуль­ таты позволяют выбрать параметры технологического процесса, Рис. 65. Расчетная схема главной ли­ нии АЦД, имеющего линию приво­ да прокатной клети величину эксцентриситета и уг­ ловую скорость эксцентриково­ го вала с позиции выполнения заданной производительности и снижения энергоемкости тех­ нологического процесса с учетом системы ограничений, опре­ деляющих качество сортового профиля и динамическую нагруженность линии привода АЦД.

Расчетные параметры АЦД: наибольшее сечение непрерыв­ нолитой заготовки — 150x150 мм; скорость подачи заготовки — 2—6 м/мин; величина эксцентриситета эксцентрикового вала — 5 мм; частота вращения эксцентриковых валов — 300 об/мин;

максимальная сила деформации — 1700 кН; максимальный крутящий момент — 40 кН ; мощность электродвигателя — 840 кВт.

Для оценки динамической нагруженности главной линии АЦД составлена расчетная схема (рис. 65).

Система дифференциальных уравнений, описывающая ди­ намические процессы в главной линии АЦД, имеет вид:

Л Фі = 145 (w0 - ф!) - С,2 (ф, - Фг) - q\7 (фі - Ф \ г) h Ф = Сіг (Фі - Фг) + 012 (фі - Ф - С (Фг- Ф ) г г) -24 4 <

–  –  –

Из проведенного анализа следует: сравнительно невысокий уровень динамической нагруженности главной линии АЦД не накладывает ограничения на технологические и скоростные па­ раметры процесса циклической деформации, т. е. позволяет вы­ полнить заданную производительность агрегата.

7.3.2. ИССЛЕДОВАНИЕ КАЧЕСТВА СОРТОВЫХ ЗАГОТОВОК

ИЗ НЕПРЕРЫВНОЛИТОГО МЕТАЛЛА

Проведено металлографическое исследование процесса по­ лучения сортовой заготовки на УЦД. Из заготовки стали 45 сечением 30x30 мм, вырезанной из непрерывнолитого сляба НТМК, за один проход получили профиль сечением 15x15 мм (вытяжка за один проход к = 4).

Исследовано изменение микроструктуры по мере увеличе­ ния степени обжатия непрерывнолитой заготовки из стали 45.

Исследование показывает, что существенное увеличение степе­ ни дисперсности наблюдается только при степенях обжатия, близ­ ких к конечной величине. Кроме того, дополнительное повышение дисперсности наблюдается в той части заготовки, которая уже не испытывает обжатия. Этот факт можно объяснить так: при охлаж­ дении заготовки после деформации в металле происходят рекристаллизационные явления, и исследуемая структура отражает струк­ туру, которая формируется в процессе прокатки и охлаждения.

Однородность свойств по сечению заготовки подтверждается измерениями твердости деформированной части заготовки, ко­ торая равна 86 НРВ. На основании изложенного можно сделать вывод, что технология циклической деформации обеспечивает получение равномерной структуры.

Таким образом, использование АЦД в составе литейно-об­ жимного модуля для получения сортовых профилей позволяет:

1) уменьшить металлоемкость оборудования, поскольку вследствие высоких обжатий за один проход он заменяет 4—5 прокатных клетей;

2) снизить энергоемкость технологического процесса за счет использования тепла литого металла, поскольку АЦД вследст­ вие благоприятных условий деформации позволяет обжимать непрерывнолитую заготовку без предварительной зачистки;



Pages:     | 1 || 3 |



Похожие работы:

«АТЗТ „Маяк” м. Зміїв Харківської обл. КОТЛИ ОПАЛЮВАЛЬНІ СТАЛЕВІ типу "АОГВ" Настанова з експлуатації КС-25.00.00.000 НЕ ШАНОВНИЙ ПОКУПЕЦЬ ! Ми вдячні Вам за вибір продукції АТЗТ „Маяк”. Перед початком експлуатації котла, будь ласка, ознайомтесь з інформацією, яка викладена в даній настанові. Надійність та довговічність котла повністю залежить від його...»

«ОБЪЯВЛЕНИЕ ОБ ЭЛЕКТРОННЫХ ЗАКУПКАХ СПОСОБОМ ЗАПРОС ЦЕНОВЫХ ПРЕДЛОЖЕНИЙ N:318441 1. Акционерное общество Казахстанская комапания по управлению электрическими сетями в лице Филиал Акционерного общества Казахстанская компания по управлению электрическими сетями (Kazakhstan Electricity Grid Operating C...»

«ТИПОВАЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ КАРТА (ТТК) БЕТОНИРОВАНИЕ ГОРИЗОНТАЛЬНО-ОРИЕНТИРОВАННЫХ КОНСТРУКЦИЙ 1. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ Типовая технологическая карта разработана на бетонирование горизонтальноориентированных конструкций.1.1 Карта предназнач...»

«Пора прощаться Алекс Горрион Оглавление I.................................................... 3 II.....................................................»

«АВТОНОМНАЯ НЕКОММЕРЧЕСКАЯ ОРГАНИЗАЦИЯ ВЫСШЕГО ОБРАЗОВАНИЯ "СЕВЕРО-КАВКАЗСКИЙ СОЦИАЛЬНЫЙ ИНСТИТУТ" СМК П 12-09-2017 Система менеджмента качества Положение об организации и проведении кандидатских экзаменов ОАН Стр. 1 из 19...»

«ДОС СОГЛАСИЕ ПАЦИЕНТА НА ОБРАБОТКУ ЕГО ПЕРСОНАЛЬНЫХ ДАННЫХ Я, паспорт серия _ №, выдан _ _ ""_г., проживающий(ая) по адресу _ подтверждаю, что в соответствии с требованиями статьи 9 Федерального закона от 27.07.2006 г. № 152ФЗ "О персональных данных" в связи с обращением за оказанием платных...»

«WWW.POWERLIFTING-KURGAN.NAROD.RU Алексей Валентинович Фалеев Анти-МакРоберт: Думай! по-русски. Как тренироваться по циклам http://subscribe.ru/catalog/sport.news.telo "Анти МакРоберт: Думай! по-русски. Как тренироваться по циклам": Феникс; Ростов н/Д; 2006 IS...»

«Пояснительная записка. РАЗДЕЛ I Раздел I. Пояснительная записка. Статус документа Настоящая программа по литературе для 7 класса создана на основе федерального компонента государственного стандарта основного общего образования и программы общеобразовательных учреждений "Литература" под редакцией В.Я. Коровиной, 7-е издание, М...»

«Вестник СибГУТИ. 2011, № 3 59 УДК 621.396.9 Применение фильтра Калмана для оценки координат цели в РЛС К.В. Машаров В работе разрабатывается и исследуется алгоритм оценки координат и навигационных параметров воздушной скоростной цели для РЛС малой дальности, на основе аппарата фильтрации Калмана. Обсуждаются...»

«КОНТИНЕНТ КОНТИНЕНТ KONTINENS KONTYNENT CONTINENT KONTINENT КАНТЫНЕНТ KONTINENTAS KONTINENTS MANDER КОНТИНЕНТ Памяти Виктора Петровича Астафьева Невозможно представить его мертвым. У Астафьева было столько ж...»

«МЕЖДУНАРОДНЫЙ ВАЛЮТНЫЙ ФОНД ДЕПАРТАМЕНТ ВНЕШНИХ Информационное сообщение для общественности СВЯЗЕЙ Информационное сообщение Международный Валютный Фонд для общественности (PIN) № 09/30 19-ая...»

«МИНИСТЕРСТВО ПРИРОДНЫХ РЕСУРСОВ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ КОМИТЕТ ПРИРОДНЫХ РЕСУРСОВ ПО КЕМЕРОВСКОЙ ОБЛАСТИ ФГУГП "ЗАПСИБГЕОЛСЪЕМКА" ГОСУДАРСТВЕННАЯ ГЕОЛОГИЧЕСКАЯ КАРТА РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ МАСШТАБА 1 : 200 000 Издание второе Серия Кузбасская Лист N-45-XXIX ОБЪЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА Сост...»

«Отзыв официального оппонента на диссертацию Дряевой Эллы Давидовны "Трансформация идентичности в современных коммуникативных средах", представленную в Диссертационный совет Д 501.001.1...»

«БЕГОВАЯ ДОРОЖКА T801 LC TFT РУКОВОДСТВО ПОЛЬЗОВАТЕЛЯ Уважаемый покупатель! Поздравляем с удачным приобретением! Вы приобрели современный тренажер, который, как мы надеемся, станет Вашим лучшим помощником. Он сочетает в себе передовые технологии и современный дизайн. Постоянно используя эт...»

«РАЗМЫШЛЕНИЯ И РАЗБОРЫ СТАТЬЯ V VII. О ПОЭЗИИ ИТАЛЬЯНСКОЙ _ Приступая к итальянской поэзии, невольный страх на меня нападает: так обширно поле, передо мною открывающееся. Конечно, произведения греков еще превосходнее достоинством, но зато их меньше числом, ибо многие время поглотило; сверх того, не зная языка, я должен был г...»

«ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬ СТАТИЧЕСКИЙ AUDIOсерии PS PowerPlant P3 (РУКОВОДСТВО ПО ЭКСПЛУАТАЦИИ) Вы приобрели преобразователь статический PowerPlant P3 компании ПС АУДИО, США (PS Audio, USA). Модели серии PowerPlant предназначены для стабилизации питания домашних аудиосистем. Эти изделия широко известно в кругах истинных ценителей высококлас...»

«“ОСЕННИЙ МАРАФОН: ГЕОГРАФИЯ (XII)” Общая структура ответов на задания турнира, проходящего в очной форме 1. Верно сформулированный признак для группы 2 балла (неполная или неточная формулировка 1 балл), правильно заполненный столбик 1 балл. Всего: 2*2 + 1*2 = 6 баллов.2. Правильно указано направление на север 1 балл. Точное указа...»

«уд нов..© http://izotop.jimdo.com/ Веб-дизайн Основы веб-дизайна Для веб-дизайна действуют все те же основные законы сочетания цветов, как и для дизайна вообще. Однако особенности экранного восприятия накладывают и свои дополн...»

«С. В. Акопов Эпистемологические сообщества: Производство политических нарративов в эпоху глобализации Электронный ресурс URL: http://www.civisbook.ru/files/File/Akopov_RAPN.pdf Пятый Всероссийский конгресс политол...»

«A/69/10 Организация Объединенных Наций Доклад Комиссии международного права Шестьдесят шестая сессия (5 мая 6 июня и 7 июля 8 августа 2014 года) Генеральная Ассамблея Официальные отчеты Шестьдесят девятая сессия Дополнение № 10 (A/69/10) Гене...»

«Пояснительная записка. Ориентируясь на идею комплексного обучения в образцовом хореографическом ансамбле "Антре", а также на развитие индивидуальных способностей и творческой одарённости учащихся, в 2001 году была разработана и утверждена методическим советом ДДЮТ прогр...»

«10:02 2 фев 08 Измерение ГК Расчет болюса Помпа Мои данные Настройки 00048010877/A-1109 10:02 2 фев 08 Глюкометр Измерение ГК Расчет болюса Помпа Мои данные Настройки ©2009 Roche Diagnostics. Все права защищены. Полное Руководство пользователя Roche Diagnostics GmbH Sandhofer Strasse 116 68305 Mannheim, Ge...»

«ПРАВИТЕЛЬСТВО РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ САНКТ-ПЕТЕРБУРГСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ФАКУЛЬТЕТ СОЦИОЛОГИИ Направление 39.04.01 "Социология" Магистерская программа "Социология организаций и управления п...»

«Ах, эта свадьба на Шри-Ланке! Через несколько часов после рожде­ния ребенка капля материнского мо­лока выдавливается золотым коль­цом в рот новорожденному. Из сингальских обычаев   Вряд ли у ланкийцев есть более красочный, более праздничный обряд, чем свадьба....»

«Инструкция по эксплуатации анализатора аккумуляторных батарей Cadex C-7000.Содержание: Введение стр2 Глава1 Основная методика обслуживания аккумуляторов стр3 Глава2 Адаптеры стр5 Глава3 Программы обслуживания ак...»

«Управление образования и науки Тамбовской области Тамбовское областное государственное образовательное автономное учреждение дополнительного профессионального образования "Институт повышения квалификации работников образования"ИТОГИ МОНИТОРИНГА ОРГАНИЗАЦИИ РАБОТЫ ОБЩЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ ОРГАНИЗАЦИЙ ТАМБОВСКОЙ ОБЛАСТИ ПО СОХРАНЕНИЮ И УКРЕПЛЕН...»

«P9-2013-66 А. В. Нестеров, А. В. Бутенко, А. О. Сидорин ГЕТТЕРНЫЙ НАСОС И ЕГО РАБО ТА В ОТКАЧНОЙ СИСТЕМЕ ПУЧКОВОЙ КАМ ЕРЫ НУКЛОТРОНА Нестеров А. В., Бутенко А. В., Сидорин А. О. Р9-2013-66 Геттерный насос и его работа в откачной системе пучковой камеры нуклотрона По завершении модернизации вакуумной системы...»

«УДК 552.1 СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ РОССИЙСКОЙ КЛАССИФИКАЦИИ МАЦЕРАЛОВ С КЛАССИФИКАЦИЕЙ МЕЖДУНАРОДНОГО КОМИТЕТА ПО УГОЛЬНОЙ И ОРГАНИЧЕСКОЙ ПЕТРОЛОГИИ Коновалова С. П., Мещерякова А.С. науч...»

«ВЕСТНИК САНКТ-ПЕТЕРБУРГСКОГО УНИВЕРСИТЕТА Сер. 9 2016 Вып. 3 ЛИТЕРАТУРОВЕДЕНИЕ УДК 398 С. Б. Адоньева ОБРАЩЕНИЕ В УСТНОЙ РЕЧИ И КОНВЕНЦИИ СОЦИАЛЬНЫХ ОТНОШЕНИЙ* Санкт-Петербургский государственный университет, Российская Федерация, 199034, Санкт-Петербург, Университетская наб., 7–9 Предмет анализа  — область референции вокативов в  устной спо...»








 
2017 www.book.lib-i.ru - «Бесплатная электронная библиотека - электронные ресурсы»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.