Личный вклад соискателя. Личное участие автора выразилось в постановке задач исследований, в получении основных научных результатов, в разработке, исследованиях, испытаниях и внедрении эффективных технологий горячей и холодной прокатки особо тонких полос.
Апробация работы.
Основные результаты работы докладывались и обсуждались на 21 международной научно-технической конференции, 6 из которых проходили за рубежом (см. список опубликованных работ).
Публикации.
По материалам диссертации опубликовано 67 статей, в том числе 19 в журналах, рекомендованных ВАК, 4 в журнале «Russian Metallurgy», 2 в монографии издательства «CRC Press Taylor & Francis Group» (США), 29 в сборниках трудов международных конференций, получено 3 патента на изобретения Российской Федерации и 1 патент на изобретение Украины, выпущена 1 монография и 3 учебных пособия с грифом Учебно-методического объединения по образованию в области металлургии, получено положительное решение по заявке на патент Российской Федерации.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 7 глав, заключения, списка литературы из 223 наименований. Объем диссертации составляет 233 страницы машинописного текста, 42 рисунка, 60 таблиц и приложения.
ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Глава 1. Анализ технологии производства особо тонких полос на широкополосных станах горячей и холодной прокатки
Для выявления проблемных участков существующей технологии прокатки особо тонких полос и определения направлений ее совершенствования были собраны, систематизированы и проанализированы данные, в том числе - содержащиеся в АСУ ТП, о фактических режимах и энергосиловых параметрах действующих непрерывных широкополосных станов горячей и холодной прокатки.
В результате анализа установлены следующие особенности технологии прокатки особо тонких горячекатаных и холоднокатаных полос:
1. Суммарные обжатия в чистовых группах клетей широкополосных станов горячей прокатки при освоении производства полос с конечной толщиной менее 1,5 мм увеличились с 88-92% до 94-97%, что привело к увеличению частных обжатий в трех первых рабочих клетях с 25-50% до 50-63%, а в трех последних - с 15-30% до 25-40%.
При холодной прокатке полос с конечной толщиной 0,2-0,3 мм диапазоны суммарных обжатий возросли до 80-83%. Для поддержания обжатия в последней клети на уровне 2-5% увеличили до 35-40% частные обжатия в предыдущих клетях, что привело к их предельной загрузке. Уменьшить загрузку этих клетей можно, снизив суммарное обжатие, то есть применив для производства особо тонких холоднокатаных полос горячекатаный подкат толщиной менее 1,5 мм.
2. Величина межклетевых натяжений при горячей прокатке не превышает 2-5% от величины сопротивления металла деформации, вместо рекомендованных значений 10-15%, то есть стабилизирующая роль натяжений почти не используется.
При холодной прокатке полос толщиной менее 0,5 мм величины межклетевых удельных натяжений необходимо устанавливать в диапазоне 18-22% от предела текучести полосы в соответствующем межклетевом промежутке с целью снижения обрывности полос. Анализ базовой технологии показал, что на некоторых станах фактические величины удельных натяжений достигают 30-35% от предела текучести, что существенно превышает их оптимальные значения.
3. Фактическая температура подката перед чистовой группой на ряде станов горячей прокатки находится в диапазоне 980-1060 С, что не позволяет в полной мере использовать температурный фактор для снижения контактных напряжений, усилий и мощности прокатки.
Рекомендованное значение температуры, позволяющее существенно снизить уровень контактных напряжений, не ухудшить микроструктуру и механические свойства готового проката толщиной менее 2,0 мм, составляет 1080 С.
4. Нормальные контактные напряжения между полосой и валками в чистовых клетях станов горячей прокатки достигают значений 1300-1450 МПа, что соответствует уровню напряжений при холодной прокатке. Это существенно снижает стойкость рабочих валков, особенно в последних клетях.
5. При освоении производства особо тонких полос существенно увеличилась протяженность упругих участков в очагах деформации: при горячей прокатке - до 17-21%, при холодной прокатке - до 50-70% от общей длины очага деформации, что снизило точность расчетов режимов обжатий и натяжений с помощью методов теории прокатки, использующих уравнение пластичности на всей протяженности очага деформации.
6. Процесс холодной прокатки полос толщиной менее 0,5 мм на непрерывных широкополосных станах по производству автомобильных и конструкционных листов нередко сопровождается вибрациями в рабочих клетях, которые вызывают дефекты на поверхности полос (типа «поперечной ребристости») и не позволяют увеличивать скорость прокатки до проектных значений.
Таким образом, в силу указанных особенностей производство особо тонких полос по традиционным технологиям характеризуется высокой энергоемкостью, снижением стойкости валков, ухудшением ряда показателей точности и качества металла, невозможностью в ряде случаев вести прокатку на максимальных рабочих скоростях, предусмотренных проектными характеристиками оборудования.
Для преодоления этих негативных тенденций необходима разработка эффективных технологических режимов прокатки, которые должны основываться на усовершенствованных методах энергосилового расчета, учитывающих отмеченные изменения в геометрии очагов деформации и в условиях контактного трения между полосой и валками, а также включать методы исключения вибраций в рабочих клетях.
Глава 2. Анализ известных методов энергосилового и технологического расчетов процессов тонколистовой прокатки
На основании анализа технологии производства особо тонких полос на действующих широкополосных станах, выполнен литературно-аналитический обзор научных работ в области теории и технологии тонколистовой прокатки.
Показан определяющий вклад в развитие теории и технологии листопрокатного производства, внесенный трудами разных поколений ученых и специалистов ВНИИМЕТМАШ, ЦНИИЧЕРМЕТ, МИСиС, ИМЕТ РАН, МГВМИ, МГТУ им. Н.Э. Баумана, СПГТУ, УГТУ, ЮУрГТУ, ЛГТУ, МГТУ им. Г.И. Носова, ЧГУ, Донецкого государственного технического университета, Новолипецкого металлургического комбината, Уралмашзавода.
Отмечено, что последние 15 лет ознаменованы серьезными достижениями в области энергосбережения, улучшения качества тонколистового проката, внедрения эффективных технологических и технических решений.
В аналитическом обзоре особое внимание уделено исследованиям, которые наиболее близки к тематике настоящей диссертации. Это - теоретические и экспериментальные исследования, позволившие принципиально оценить влияние упругого сжатия валков в контакте с полосой и упругой деформации полосы на границах очага деформации на основные характеристики процесса прокатки тонких полос и лент (широко известные работы В.К. Белосевича, Я.Д. Василева, А.В. Зиновьева, А.А. Королева, С.Л. Коцаря, В.Л. Мазура, В.П. Полухина, С.Е. Рокотяна, Е.М. Третьякова, В.Н. Хлопонина).
Аналитический обзор показал, что технический прогресс листопрокатного производства, отмеченные выше тенденции изменения сортамента, выразившиеся в освоении производства на действующих станах горячей и холодной прокатки особо тонких полос с жесткими требованиями к качеству, к точности размеров и плоскостности, потребовали корректировки следующих положений теории тонколистовой прокатки:
- при расчете напряженно-деформированного состояния полосы условие пластичности, как правило, применяют для всей протяженности очага деформации, в том числе - для упругих участков, где оно не действует;
- в энергосиловом расчете процесса горячей прокатки коэффициент трения скольжения между полосой и валками используют на всей длине очага деформации, без учета того, что большую часть этой длины (от 79% до 99%) занимает зона прилипания, в которой трение скольжения между полосой и валками отсутствует, а напряжения трения зависят не от коэффициента трения скольжения, а от сопротивления чистому сдвигу материала полосы;
- в известных методиках отсутствует математический аппарат для определения геометрических и энергосиловых параметров очагов деформации рабочих клетей станов холодной прокатки, не имеющих нейтральных сечений.
- в энергосиловом расчете станов холодной прокатки отсутствует условие исключения резонансных вибраций в рабочих клетях;
- при расчете мощности прокатки в большинстве известных методов не учитывают работу сил, вызванных касательными напряжениями, противоположно направленными в зонах отставания и опережения.
Глава 3. Развитие теории процесса холодной прокатки
Теоретические положения и их обоснование
В теорию процесса холодной прокатки предложено ввести следующие положения:
а) Контактные напряжения рассчитываются отдельно на каждом упругом и пластическом участке очага деформации (рисунок 1).
Согласно представленной схеме, очаг деформации аппроксимирован двумя отрезками прямых АВ и ВС (такая аппроксимация для условий тонколистовой прокатки, когда угол захвата б ? 3…8, а соотношение hi/lci ? 0,003-0,04, не вносит сколько-нибудь существенных погрешностей в расчет) и состоит из трех участков:
1) упругого сжатия полосы длиной х1;
2) пластической деформации длиной хпл, включающего две зоны: отставания длиной x2 = xотст и опережения длиной x3 = xопер;
3) упругого восстановления части толщины полосы на выходе из очага деформации длиной х4.
14
hi-1, hi - толщина полосы на входе и выходе из i-й клети; hн - толщина полосы в нейтральном сечении; уi-1, уi - заднее и переднее удельные натяжения; рх, фх - нормальные и касательные контактные напряжения; б - угол захвата; в - угол, характеризующий участок упругого восстановления; г - нейтральный угол; h1упр, h4упр - максимальные величины абсолютных упругих деформаций полосы по толщине на участках с длинами х1 и х4
Рисунок 1 Схема очага деформации
б) При расчете контактных напряжений на упругих участках, вместо условия пластичности, применено уравнение упругости.
Для условий плоской деформации металла уравнение пластичности может быть записано в виде:
у1 - у3 = 2фs,
где у1, у3 - главные нормальные напряжения; фs - сопротивление чистому сдвигу, 2фs = 1,15уф; уф - сопротивление металла пластической деформации.
Так как угол захвата при тонколистовой прокатке мал, в качестве главных нормальных напряжений А.И. Целиков предложил принять: у1 = -ух, у3 = -рх, тогда уравнение пластичности примет вид:
рх - ух = 1,15уф. (1)
Определение сопротивления металла деформации на упругих и пластических участках очага деформации в данной работе предложено выполнять на основе схематического графика изменения уф по длине очага, представленного на рисунке 2 (ломаная б). Особенность этого графика состоит в том, что на упругих участках длиной х1 и х4 нет пластической деформации, там имеют место упругие деформации и изменение сопротивления деформации полосы на этих участках подчиняется закону Гука:
; , (2)
где ЕП - модуль упругости материала полосы; Дhx, еhx - абсолютная и относительная упругие деформации полосы по толщине на упругих участках.
14
«а» - согласно существующим методикам; «б» - фактическая зависимость
Рисунок 2 Изменение сопротивления деформации по длине очага деформации i-й клети непрерывного стана
С учетом формул (2), уравнения упругости для участков упругого сжатия полосы длиной х1 и упругого восстановления длиной х4 могут быть выражены, по аналогии с уравнением пластичности, следующим образом:
; . (3)
На пластическом участке изменение сопротивления деформации представлено функцией, предложенной А.В. Третьяковым: у0,2(е)=у0,2исх+АеВ. С целью упрощения расчетов на этом участке значение сопротивления деформации усреднено:
, (4)
где у0,2исх - предел текучести материала полосы в исходном, недеформированном состоянии; A, B - эмпирические величины, определяемые пластическими свойствами стали; еУi, еУi-1 - суммарное относительное обжатие за i-й и (i-1)-й проходы.
в) В развитие существующих положений теории листовой прокатки, решена задача расчета контактных напряжений в очаге деформации не только с нейтральным сечением (рисунок 1), но и без нейтрального сечения.