ДОНЕЦЬКИЙ НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ

М А Н Ш И Л І Н Олександр Гейнійович

УДК 621.771.22

ОПТИМІЗАЦІЯ ТЕХНОЛОГІЇ ВАЛЬЦЮВАННЯ-РОЗДІЛЕННЯ АРМАТУРНИХ ПРОФІЛІВ МЕТОДОМ КОНТРОЛЬОВАНОГО РОЗРИВАННЯ

Спеціальність 05.03.05 -

"Процеси та машини обробки тиском"

А в т о р е ф е р а т

дисертації на здобуття наукового ступеня

кандидата технічних наук

ДОНЕЦЬК – 2003

Дисертацією є рукопис.

Робота виконана у Донецькому національному технічному університеті Міністерства освіти і науки України та у науково-виробничому товаристві “Донікс”, м.Донецьк.

Науковий керівник: доктор технічних наук, професор, Заслужений діяч науки і техніки України Мінаєв Олександр Анатолійович, Донецький національний технічний університет, завідувач кафедри “Обробка металів тиском”.

Офіційні опоненти:

доктор технічних наук, професор Ніколаєв Віктор Олександрович, Запорізька державна інженерна академія, м. Запорожжя, професор кафедри “Механічне обладнання металургійних заводів”;

кандидат технічних наук, с.н.с., Нехаєв Микола Євгенович, ТОВ “Науково-виробниче об'єднання “Дніпрофмаш”, м. Дніпродзержинськ, директор; Дніпродзержинський державний технічний університет, доцент кафедри “Обробка металів тиском”.

Провідна установа – Донбаська державна машинобудівна академія, Міністерство освіти і науки України, кафедра автоматизованих металургійних машин та обладнання, м. Краматорськ.

Захист відбудеться 16 жовтня 2003 року о 12 годині на засіданні спеціалізованої вченої ради Д 11.052.01 Донецького національного технічного університету за адресою: 83000, м. Донецьк, вул. Артема, 58, 5 навчальний корпус, аудиторія 353.

З дисертацією можна ознайомитися в бібліотеці Донецького національного технічного університету за адресою: 83000, м. Донецьк, вул. Артема, 58, другий навчальний корпус.

Автореферат розісланий 12 вересня 2003 р.

Учений секретар спеціалізованої

вченої ради Д 11.052.01 ,

доктор технічних наук, професор В.І.Алімов

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Актуальність теми. У зв'язку з вимогами ринку виникає необхідність у розширенні сортаменту прокату, що випускається, зниженні його собівартості і виробництві продукції, що користається попитом.

Розширення сортаменту убік зменшення поперечного перерізу для конкретного прокатного стана з устояною технологією і проектним сортаментом, зв'язано або зі збільшенням числа проходів, або переходом на заготівку меншого поперечного перерізу. Це спричиняє в першому випадку - збільшення числа прокатних клітей, у другому - зниження продуктивності заготовочного стана.

Одним з рішень у подібній ситуації є застосування технології багаторівчакової прокатки-розділення (БПР) розкату безпосередньо в прокатних валках.

Досить широко відома технологія дворівчакової прокатки-розділення (ДПР), яка розроблена фахівцями ДонНТУ (Донецького національного технічного університету) і НВО “Донікс” і реалізована на безперервних дрібносортних станах ДС250-4 і ДС250-3 КДГМК “Криворіжсталь”.

При впровадженні технології ДПР не потрібна реконструкція стана, а зміни в устаткуванні стана незначні і не вимагають капітальних витрат. ДПР дозволяє мати продуктивність на профілях меншого перетину таку ж, як і на профілі, одержуваному за традиційною технологією, із площею, еквівалентній сумі площ цих профілів.

Разом з тим потенційні можливості, закладені в прокатці-розділенні, реалізовані ще недостатньо. Перехід на безперервно-литу заготівку піднімає питання доцільності застосування ДПР для виробництва сортового прокату в зв'язку з виходом ликваційної зони на поверхню профілів у зоні розділення. Найбільш економічними варіантами виробництва якісних сортових заготівок малого перетину є способи, що включають відливку на МБЛЗ заготівок підвищених перетинів (близько 300х400мм) з наступною їх прокаткою на БЗС або обтискних групах сортових станів. Підвищення ефективності такого переділу може полягати в переході на способи трирівчакової прокатки-розділення (ТПР) з локалізацією ліквації в середній заготівці. Однак процеси ТПР, хоч і вивчалися рядом авторів, але недостатньо, і не одержали поки розвитку у виробництві.

Усе це обумовлює актуальність подальших досліджень у цій області і реалізації результатів досліджень у практиці прокатного виробництва.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Дослідження проведені відповідно до наукового напрямку Донецького національного технічного університету (ДонНТУ) “Розробка, дослідження і впровадження технологічних процесів багаторівчакової прокатки-розділення в обтискно-заготівельному і сортопрокатному виробництвах”, відповідно до наказів галузевих міністерств, Національної науково-технічної програми України на 1994-2000р.р., затвердженої Постановою Верховної Ради України від 25.02.94р. №4034-XII.

Мета і задачі дослідження. Метою даної роботи є розробка оптимальних рішень при проектуванні технології БПР, що забезпечують розширення сортаменту, зниження енергоємності і собівартості прокату.

Для досягнення зазначеної мети поставлені наступні задачі:

1.

2.

3.

4.

5.

6.

Об'єкт дослідження. Технологія багаторівчакової прокатки-розділення методом контрольованого розриву.

Предмет дослідження. Напружено-деформований стан металу при прокатці-розділенні в багатоелементних формуючих калібрах з асиметричними рівчаками і багатоелементних розділяючих калібрах. Температурно-швидкісні режими сортової прокатки, у тому числі прокатки-розділення.

Методи дослідження. У роботі застосовані теоретичні методи дослідження, у тому числі метод R-функцій при описі поверхонь осередку деформації і варіаційний- для рішення задачі формозміни в чотириелементних витяжних калібрах; експериментальний метод при лабораторних дослідженнях формозміни в трирівчакових розділяючих калібрах; математичний аналіз силової рівноваги в розділяючому калібрі, статистичні методи – при обробці табличних даних; метод комп'ютерного моделювання – при дослідженні оптимальності температурно-швидкісних режимів прокатки.

Наукова новизна отриманих результатів:

-

-

-

-

-

Практична цінність отриманих результатів:

-

-

-

-

Особистий внесок здобувача. Теоретичні розробки, методіка побудови статистичних моделей формозміни металу при багаторівчаковій прокатці, лабораторні експериментальні дослідження, розробка алгоритму і програми оптимізації виконані здобувачем особисто. У розробці і впровадженні рекомендацій з температурно-швидкісних режимів і технології прокатки-розділення в промислових умовах брали участь співробітники НВТ “Донікс”.

Апробація результатів дисертації. Основні результати роботи повідомлені й обговорювалися на II Конгресі міжнародного Союзу прокатників "Стан і основні напрямки розвитку прокатного виробництва" (м. Липецьк, Росія 1999р.), Всеукраїнській науково-технічній конференції "Удосконалювання процесів і устаткування обробки тиском у металургії і машинобудуванні" (м. Краматорськ 2000р.), V Міжнародної науково-технічній конференції "Теоретичні проблеми прокатного виробництва" (м.Дніпропетровськ, 2000р.), Х Міжнародному конгресі "Metallurgy and Materals" (м.Стамбул, Туреччина, 2000р.), IV Конгресі прокатників (м. Магнітогорськ, Росій, 2001р.), об'єднаному науковому семінарі кафедри ОМТ ДонНТУ і лабораторії прокатного виробництва Донндічормет. (2003р.)

Публікації. Основний зміст дисертації опублікований у 9 наукових публікаціях, у тому числі 8 наукових публікацій у спеціалізованих наукових виданнях, рекомендованих ВАК України для публікації результатів дисертаційних робіт.

Структура й обсяг роботи. Дисертація складається з вступу, 5-ти розділів, висновків, списку використаних джерел, що включає 88 найменувань, і 3 додатків. Матеріали роботи викладені на 175 сторінках друкованого тексту, у тому числі 153 сторінки основного, містять 40 рисунків і 12 таблиць, списку використаних джерел з 98 найменувань.

ОСНОВНИЙ ЗМІСТ

У вступі обґрунтована актуальність дисертаційної роботи, сформульовані мета і задачі дослідження, наукова новизна і практична цінність отриманих результатів, зазначений особистий внесок здобувача у виконану роботу.

У першому розділі проведений аналіз існуючих способів багаторівчакової прокатки-розділення, їхніх переваг і недоліків. Установлено, що при усіх своїх перевагах БПР досить складна в реалізації, вимагає ретельного проектування і всебічного дослідження якості одержуваного металу. Основна особливість процесу - істотна неоднорідність деформації по ширині смуги, аж до наявності декількох одночасно існуючих, взаємодіючих між собою осередків деформації. З цією обставиною зв'язані значні труднощі в розробці технології БПР, що поки не переборені через недостатню вивченість процесу.

За зазначеними вище причинами, оптимізація БПР повинна спиратися на рішення ряду задач, серед яких основними є: опис течії металу з метою прогнозування місця розташування лікваційної зони розкату; прогнозування характеру вигину і формозміни смуги в процесі розділення; опис процесу руйнування металу в перемичці і т.д. В основі всіх цих досліджень лежить аналіз напружено-деформованого стана смуги при прокатці в калібрах і силовий аналіз процесу розділення металу в розділяючих калібрах. Проаналізовано сучасні підходи до рішення цих задач.

Встановлено, що найбільш простим способом розділення є розділ контрольованим розривом, однак, його вивчення і застосування дотепер обмежене рамками ДПР, але й у цьому випадку процес розділення досліджений лише експериментально-розрахунковим методом, тобто результати дослідження мають обмежену галузь застосування.

У літературі відсутні дані про математичні моделі напружено-деформованого стана складного осередку деформації, що цілком задовольняє відомим граничним умовам на контактній поверхні й в об?ємі деформованого металу. У зв'язку з цим виникає необхідність у розробці універсального методу опису кінематики складного осередку деформації, позбавленого зазначеного недоліку.

У недостатній мірі розроблені методи побудови оптимальних форм і розрахунку оптимальних розмірів формуючих і розділяючих калібрів, як при ДПР, так і ТПР.

Резерви технологій прокатки-розділення в плані ресурсо- і енергозбереження реалізовані недостатньо в зв'язку з відсутністю рекомендацій з оптимальних температурно-швидкісних режимів прокатки.

Другий розділ присвячений теоретичним і експериментальним дослідженням процесів формозміни і розділення в багатоелементних калібрах.

Як показує досвід упровадження дворівчакової прокатки-розділення, у ряді випадків конфігурація рівчаків формуючих калібрів може відрізнятися від правильної квадратної. У загальному випадку, найбільш раціональним з погляду центрування дворівчакового розкату є чотириелементний, а для трирівчакового- шестиелементний формуючий калібр із несиметричними крайніми рівчаками. Тому використання залежностей по формозміні, розроблених для випадків симетричних квадратних (ромбічних) рівчаків у загальному випадку неможливо, а застосування відомих методів опису кінематики течії металу для несиметричних рівчаків дуже проблематично. Тому в даній роботі запропонований метод, придатний для опису формозміни й енергосилових умов деформації в класі багатоелементних калібрів з несиметричними струмками, як класичних витяжних, так і спеціальних багаторівчакових. На рис.1 показані конфігурації чотириелементних витяжних калібрів, на які поширюється приведене нижче рішення задачі.

Рисунок 1 – Конфігурація калібрів класу чотириелементних витяжних:

а -прямокутний;

б - шестикутний;

в-г - дворівчакові формуючі.

В основу теоретичного рішення задачі прокатки в багатоелементному витяжному калібрі покладений принцип віртуальних швидкостей В.Л.Колмогорова, що узагальнює принцип Журдена, дозволяючи варіювати вільні границі осередку деформації. Мінімум функціонала потужності шукають на класі кінематично можливих полів швидкостей, що задовольняють умові нестисливості і граничних умов. Основна проблема складалася в одержанні загального вираження, що містить варійовані параметри.

У дисертації запропонований і розвинений загальний підхід до побудови безперервного кинематично можливого поля швидкостей металу при прокатці в калібрах. Підхід містить у собі два етапи. На першому, відомим методом, заснованим на введенні двох функцій течії, записується співвідношення для полей швидкостей, що задовольняє умові нестисливості. На другому етапі функції течії визначаються з умови непроникності поверхні валків.

Для граничних поверхонь записуються параметричні рівняння, що як параметри містять характеристики вільної формозміни, зокрема - коефіцієнт розширення =B1/B0, коефіцієнт незаповнення профілю калібру (позначення див. на рис.1) і т.д. Ці параметри визначаються на основі варіаційного принципу. Коефіцієнт витяжки сер визначається співвідношенням площ вхідного і вихідного розкатів.

Для побудови параметричних рівнянь граничних поверхонь у роботі використаний математичний апарат R-функцій, що дозволяє записувати рівняння складних поверхонь, що складаються з простих ділянок, через рівняння цих ділянок.

На основі описаного підходу в роботі розроблене математичне і програмне забезпечення для розрахунку процесу прокатки в багатоелементних витяжних калібрах.

За допомогою розробленого програмного забезпечення був виконаний чисельний експеримент із шістьма факторами процесу прокатки в діапазоні їхньої зміни: H0/H1=(1,1...1…1,3); hпф/H1=(0,3...0…0,5); b1/b2=(0,8…1,0); B0/Bk=(0,7…0,9); hпф /R0=(0,02...0…0,05); H0/В0= (0,8...1…1,0), де 2Hо – висота заготівки; 2В – ширина заготівки; b1 – відстань від перемички до вершини калібру; b2 – відстань від вершини калібру до кістякової точки; 2Bк – ширина калібру по кістяку; 2hпф – висота перемички; 2H1 – висота калібру; Rо – радіус валка; fу..- коефіцієнт контактного тертя. (позначення див. на рис.2)

Шляхом обробки комп'ютерного експерименту отримані регресійні співвідношення для основних параметрів процесу прокатки в дворівчакових формуючих калібрах. Ці співвідношення використані при проектуванні спеціальної частини калібрувань валків при дворівчаковій прокатці-розділенні.

Для коефіцієнта поширення отримане рівняння

. (1)

Рисунок 2 - Профіль формуючого дворів-чакового калібру і розкату, що входить і виходить з нього прямокутного перетину (показано 1/4 перетину).

Коефіцієнт витяжки визначається по формулі

, (2)

коефіцієнт відносного незаповнення калібру по висоті -

а відносна потужність прокатки ( ) -

. (4)

Для визначення коефіцієнта напруженого стана в калібрі і коефіцієнта плеча рівнодіючої сили прокатки скористалися формулою Фінка для роботи прокатки, формулами роботи прокатки, вираженої через потужність прокатки з урахуванням вираження (4) і через момент прокатки. По черзі дорівнявши зазначені вираження, одержали залежності для розрахунку коефіцієнта плеча моменту прокатки і коефіцієнта :

, (5) . (6)

Для перевірки адекватності отриманих рівнянь зроблені розрахунки параметрів формозміни і силових параметрів прокатки для умов експерименту, описаного в роботі Г.М.Шульгіна. Аналіз відповідності розрахункових по вираженнях (1) - (6) і експериментальних даних свідчить про адекватний опис формозміни і силових параметрів прокатки розробленими залежностями. Середньоквадратична погрішність розрахунку нижче, ніж у моделі, отриманої в роботі Г.М.Шульгіна: по (сер-1) –11,2 %, (-1) – 13,4 %, Мпр - 9,5%.

Рішення задачі про розробку методів розрахунку раціональних форм і розмірів багаторівчакових калібрів засновано на аналізі силової взаємодії валків і розкату при подовжньому розділі в багаторівчакових калібрах контрольованим розривом. На рис.3 приведена схема силової взаємодії сформованого багатониткового розкату і валків у розділяючих калібрах. Рівняння рівноваги сил у площині поперечного переріза багатониткового розкату, що описує момент початку розтягання перемички має вигляд:

0,5·(kp-1)·, (7)

де kp – кратність БПР.

Замінимо компоненти вираження таким чином

(8)

де , , - опір деформації стиску, вигину і розтягання відповідно; - середня товщина перемички в осередку деформації до її розриву; , - площа і середня ширина горизонтальної проекції поверхні контакту металу з валком по бічній внутрішній грані рівчака калібру; = - довжина осередку деформації до моменту початку розтягання; Rк - радіус, що катає, у розділяючому калібрі; =- - зміна товщини перемички до її розриву; - пластичний момент опору вигину в горизонтальній площині однієї нитки розкату в момент початку розтягання ниток; = = (0,33...0…0,5)- коефіцієнт плеча прикладення сили вигину по довжині осередку деформації; - ширина і висота ромбічних розкатів у крайніх нитках після формуючого калібру в момент початку розтягання з урахуванням заповнення і округлення вершини формуючого калібру відповідно:

= , = , (9)

де Сф - сторона сформованого ромба (у трирівчаковому калібрі – крайніх розкатів); t – товщина бічної крайки розкату по заповненню калібру; r - радіус заокруглення вершини ромба.

Рисунок 3 - Схема силової взаємодії валків і металу, що прокатується, у осередку деформації при дворівчаковій (а) і трирівчаковій (б) прокатці-розділенні шляхом контро-льованого розриву перемички.

Прийнявши, що осередок деформації до моменту розриву перемички знаходиться у жорстко-пластичному стані, а деформований стан при розділі – плоский, тобто = = = , де - границя плинності матеріалу розкату, рівняння (7) перетвориться до виду:

(10)

де M=0,5[0,5(kp-1) + D], , D= , W= ,

- кут тертя, = arctg (fп), fп – коефіцієнт поперечного тертя при прокатці (при захопленні), fпfз; - кут нахилу бічної грані ромбічного розкату до подовжньої осі валка.

Вирішуючи рівняння (10) відносно одержимо:

= . (11)

Знаючи зміну товщини перемички можна визначити товщину перемички в момент її розриву і потім розміри відділеного ромба і по наступним залежностях: товщина перемички = - , сторона відділеного ромба ,

ширина відділеного ромба Вр= + , де , .

Для перевірки розробленої моделі зроблені розрахунки товщини перемички в момент розриву hпр, сторони розділеного квадрата Cр і поширення 2Dbp по відомим товщині перемички hпф і стороні сформованого квадратного розкату Cф, узятих за даними промислових прокаток арматурних профілів №12, 4/8" (ASTM) і 3/8" (ASTM) на КДГМК "Криворіжсталь" способом дворівчакової прокатки-розділення. Результати перевірки показали, що отримана залежність задовільно відбиває механізм розділення при дворівчаковій прокатці-розділенні. Максимальна погрішність визначення довжини сторони ромба після розділення складає до 1,5%, товщини перемички в момент розриву – 4,5%, поширення розкату в розділяючому калібрі – 9-12%.

Аналіз впливу безрозмірних параметрів осередку деформації на процес розділення показав, що вплив параметра на носить екстремальний характер. Причому при різних величинах коефіцієнта поперечного тертя положення мінімуму різне. У результаті обробки отриманої залежності по методу найменших квадратів отримана формула для визначення оптимальної товщини перемички в три- і дворівчаковому формуючих калібрах:

, при | kp=3

kp=2 | ao = 1,782-1,627.fп,

ao = 1,448-0,793.fп, | a1 =0,043+0,54.fп,

a1=0,019+0,395.fп.

З метою перевірки розроблених моделей процесу розділення і розробки методу розрахунку розмірів трирівчакових калібрів проведене лабораторне експериментальне дослідження процесу розділення в трёхрівчакових калібрах на лабораторному стані 100 ДонНТУ. Проведено два експерименти при прокатці свинцевих зразків з використанням різних калібрувань валків при сторонах відділених квадратів рівних 9,5 і 16 мм відповідно. В експерименті варіювали розміри прямокутної заготівки, товщину перемички формуючого калібру і проміжок по буртам у розділяючому калібрі. При цьому змінювали і розміри сторін поперечного перерізу крайніх і середніх ниток, що сприяло в деяких випадках погіршенню умов для нормального процесу розділення.

Порівняння експериментальних і розрахункових значень сторін крайніх ромбічних розкатів довело адекватне відображення розробленою моделлю механізму розділення при трихрівчаковій прокатці-розділенні. Погрішність розрахунку параметрів розділення не вище: 1,2% по стороні відділеного квадрата; 2,3% по абсолютному сумарному поширенню три ниток розкату в розділяючому калібрі.

У процесі обробки експериментальних даних отримані прості статистичні залежності для розрахунку коефіцієнта середньої витяжки й утяжки вершин крайніх і середніх розкатів у підготовчих і формуючому трирівчакових калібрах.

Зокрема, коефіцієнт середньої витяжки визначається по формулі , де - приведений коефіцієнт обтиснення в підготовчих і формуючому калібрах.

Для коефіцієнтів утяжки вершин крайніх і середніх квадратів отримані наступні залежності:

, , (12) де - висота розкату в крайньому, а - у середньому рівчаку до і після прокатки в розрахунковому калібрі відповідно.

У третьому розділі на основі теоретичних і експериментальних досліджень розроблена методика розрахунку раціонального калібрування валків багаторівчакових калібрів для дворівчакової і трирівчакової прокатки-розділення. Методика враховує реальні особливості формозміни в багаторівчакових калібрах, що полягають у зміні розмірів розкатів при контрольованому розриві перемички. Як приклад використання методики приведений розрахунок калібрування валків формуючого, розділяючих калібрів і розмірів підкату для умов ДПР арматурного профілю №10 на лінійному дрібносортному стані 280 ВАТ “ЄМЗ”. Розроблена методика використана в програмі оптимізації температурно-швидкісного режиму сортової прокатки, у тому числі - прокатки-розділення для розрахунку розмірів і площ поперечного перерізу розкату.

У четвертому розділі описані результати розробки алгоритму оптимізації температурно-швидкісного режиму сортової прокатки.

В основу алгоритму оптимізації температурно-швидкісного режиму сортової прокатки покладена математична модель для розрахунку технологічних параметрів процесу прокатки на сортових і дротових станах, розроблена на основі узагальнення літературних даних і отриманих у роботі залежностей для спеціальних дворівчакових і трирівчакових калібрів.

У зв'язку з багатофакторністю виробничих процесів і складністю розрахунків як критерій оптимальності температурно-швидкісного режиму в даній роботі прийняте зниження собівартості сортового прокату - показник, що акумулює в собі як характеристики енерговитрат на виробництво продукції, так і витрати металу на всіх етапах технологічного процесу, зводячи їх до однієї одиниці виміру.

З ряду обмежень області пошуку оптимальних умов виділені найбільш значні для будь-якого прокатного виробництва:

- по припустими енергосилових характеристикам вузлів кожної прокатної кліті, електропривода і лінії передачі , , де , , - сила, потужність, приведена до вала електродвигуна, і момент прокатки в i-й кліті відповідно;

- обмеження по відповідності пропускних здібностей нагрівальних пристроїв Ппіч і прокатного стана Пcт: Ппеч > Пcт ;

- обмеження по швидкості збирання готового прокату чи проміжного різання Vпрi < Vдоп .

Як базовий варіант використані режими нагрівання прокатки й охолодження, регламентовані технологічною інструкцією і схемою розташування обладнання конкретного цеху, для яких відомі статті калькуляції собівартості.

Для приведення даних до порівнянних значень на першому етапі роблять розрахунок калібрування валків, швидкісних режимів і енергосилових параметрів прокатки, використовуючи практичні характеристики режиму прокатки. Цей етап дозволяє одержати розрахункові значення витрат ресурсів у так названому “опорному” режимі, необхідні при калькуляції собівартості.

На другому етапі роблять розрахунок температурно-швидкісних режимів і енергосилових параметрів прокатки нового режиму для різних температур нагрівання і швидкостей прокатки і визначають значення критерію оптимальності.

При цьому використовують наступний принцип розрахунку показників калькуляції собівартості з урахуванням частки умовно-постійних витрат по переділі. Визначають новий обсяг виробництва, обумовлений зміною кратності прокатки і швидкості прокатки в чистовій кліті стана від до (індекси “оп” і “опт” відповідають опорному й оптимізованому режиму)

, (13)

де - новий обсяг виробництва, т; - обсяг виробництва розрахункового профілю за визначений робочий час стана, т; - кратність прокатки-розділення ; і - швидкості прокатки в чистовий кліті стана в розрахункових опорному й оптимізованому режимах відповідно.

Розраховують зміну втрат металу в вигар

. (14)

Обчислюють зміну втрат металу з окалиною

. (15)

У рівняннях (13-15) прийняті позначення: - зміна втрат металу в вигар і з окалиною при застосуванні оптимізованого режиму, т/т; , - вигар і окалина по заводським даним, т/т; - розрахункові втрати вторинної окалини при транспортуванні заготівки від печі до першої кліті стана і прокатки, що утворилася в процесі, відповідно, т/т; - розрахунковий вигар при нагріванні т/т.

Облік зміни енерговитрат на нагрівання виробляється в припущенні про пряму пропорційність реальних витрат розрахунковим

, (16)

де - витрата умовного технологічного палива, (т/т) ; енерговитрати на нагрівання в розрахункових опорному й оптимізованому варіанті відповідно (кдж/кг).

Зміна витрат енергії на прокатку в розрахунковому варіанті (кВт.год/т) визначають по вираженню

, (17)

де - енерговитрати на прокатку в розрахункових опорному й оптимізованому варіанті відповідно (кдж/кг).

Повну зміну собівартості визначають по вираженню

,(18)

де - частка умовно-постійних витрат у витратах по переділу при використанні оптимізованого режиму; - середньозважена частка умовно-постійних витрат у цехових витратах по переділу; - виправлення, що враховує частку перемінних витрат, що змінилися за рахунок зниження енерговитрат на нагрівання і прокатку при переході від опорного до оптимізованого режиму; -заводські ціни заготівки, окалини, умовного палива й електроенергії.

Проведено розрахунки базового й оптимального режимів прокатки арматурного профілю №8 в умовах стана ДС250-1 КДГМК “Криворіжсталь”. З використанням схеми прокатного стана, характеристик устаткування, а також розробленого вихідного калібрування в початковий період освоєння дворівчакової прокатки-розділення арматурного профілю №8 на стані ДС250-1 КДГМК "Криворіжсталь", сформовані вихідні дані базового режиму, і основні дані для оптимізації режимів прокатки цього профілю.

При оптимізації режиму виробництва профілю №8 установлено, що зниження температури нагрівання під прокатку на 70оC приводить до зниження витрат на нагрівання на 90 кдж/кг. Це не виводить силу і потужність прокатки за межі що допускаються, але сприяє росту моменту прокатки 1 кліті, що і обмежує подальше зниження температури прокатки. Енерговитрати на прокатку підвищуються на 7 КДж/кг, при підвищенні швидкості прокатки до 15м/с середня продуктивність підвищується на 20т/год забезпечуючи зниження собівартості на 3,66 грн/т.

У п'ятому розділі описані результати дослідно-промислових досліджень і впровадження дворівчакової прокатки-розділення арматурної сталі на дрібносортному стані 250-1 КДГМК “Криворіжсталь” і лінійному стані 280 ВАТ “ЄМЗ”.

Зокрема, у 1999р. у процесі освоєння арматурного профілю N8 на дрібносортному стані ДС250-1 пройшла іспит і впроваджена схема прокатки з розділенням у 13-й кліті. Відповідно до цієї схеми розроблене калібрування спеціальних дворівчакових калібрів, розрахованих за методикою, описаній в розділі 3 даної роботи, і оптимізований режим нагрівання-прокатки, що включає підвищення швидкості прокатки з 12 м/с до 15м/с і зниження температури нагрівання заготовки з 1250-1265оС до 1200-1210оС. Зокрема, товщина перемички формуючого була зменшена з 6 до 5,2 мм при стороні квадрата 8,9 мм, що відповідає оптимальним умовам розділення.

Сумарний економічний ефект від впровадження оптимізованої технології прокатки-розділення арматури №8 і оптимального режиму нагрівання-прокатки на стані ДС250-1 КДГМК “Криворіжсталь” на 01.10.2002 р. склав більш 3 905 465 грн. з пайовою участю автора – 390 546 грн.

У зв'язку з вимогами ринку виникла необхідність у виробництві на стані 280 ВАТ “ЄМЗ” арматурної сталі №10 у дротиках. Тому що резерви по збільшенню витяжної здатності стана вичерпані, досягти зменшення перетину профілів, що прокатуються, стало можливо при використанні технології дворівчакової прокатки-розділення.

Застосування варіанта з використанням ДПР характеризується мінімальними капітальними витратами, збереженням пропускної здатності обтискної кліті при випуску з неї квадратного розкату зі стороною 42 мм і забезпеченням пропускної здатності чистової лінії за рахунок подвійного скорочення довжини розкату порядку 30 т/год.

Виконані розрахунки показали, що в порівнянні з однонитковою прокаткою при використанні 2-х додаткових клітей при ДПР арматурній сталі №10 годинна продуктивність стана може бути збільшена в 2 рази, питомі енерговитрати на деформацію металу зменшуються на 15-18%, вихід окалини при прокатці - на 8-10%, температура переднього кінця розкату знижується на 17°С при зменшенні температурного клину по довжині готового профілю при ДПР у 1,8 рази.

Технологія ДПР арматурної сталі №10, розрахована за методикою, викладеній в третьому розділі, впроваджена на стані 280, при цьому досягнута максимальна продуктивність стана 24,5 т/год, що перевищує продуктивність стана при виробництві арматурної сталі №12 за традиційною технологією в одну нитку. Економічний ефект за рахунок зниження собівартості від приросту виробництва склав 1 798 755 грн із пайовою участю автора – 179 875 грн.

ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ

1. У зв'язку з розвитком в Україні тенденції переходу прокатного виробництва на безперервно литу заготівку став ще більш актуальним розвиток технологій прокатки-розділення на заготовочних і сортових станах з виділенням зони осьової ліквації в середню нитку з наступним відсортуванням її для невідповідальних замовлень.

2. Установлено, що найбільш простим у реалізації є спосіб розділення розкату контрольованим розривом, однак, його вивчення і застосування дотепер обмежувалося рамками ДПР, і в цьому випадку процес розділення досліджений лише експериментально-розрахунковим методом. У недостатній мері розроблені методи побудови оптимальних форм і розрахунку оптимальних розмірів формуючих і розділяючих калібрів, як при ДПР так і ТПР. Резерви технологій прокатки-розділення в плані ресурсо- і енергозбереження реалізовані недостатньо в зв'язку з відсутністю рекомендацій з оптимальних температурно-швидкісних режимів прокатки.

3. Розроблено метод побудови кінематично можливих полів швидкостей плинності металу при прокатці в багатоелементних калібрах, що спрощує рішення варіаційної задачі, що забезпечує виконання умови непроникності поверхні валків і стикування з твердими кінцями смуги. Метод заснований на введенні двох функцій плинності й опису поверхні осередку деформації за допомогою R-функцій, забезпечує однаковий підхід до опису деформації як у простих, так і складних витяжних калібрах, у тому числі з несиметричними рівчаками. Розроблено математичні моделі напружено-деформованого стана металу у виді регресійних залежностей для розрахунку параметрів формозміни прямокутної смуги при прокатці в багаторівчакових витяжних калібрах з несиметричними рівчаками.

4. На основі аналізу силової взаємодії розкату з валками у осередку деформації розділяючого калібру отримана математична модель процесу розділення розкату способом контрольованого розриву, яка дозволяє визначати умови розриву перемички, що забезпечують максимальні розтяжні напруги у зоні розділення, і, отже, раннє по довжині осередку деформації розділення розкатів і їхній вихід із розділяючого калібру з мінімальною кривизною. Модель дозволяє розраховувати параметри формозміни і розміри розкату після розділення як при дво-, так і при трирівчаковій прокатці-розділенні.

5. Експериментальне дослідження процесу формування і розділення розкату в трирівчакових калібрах підтвердило адекватність математичної моделі і реального процесу розділення, зокрема – зміни сторін крайніх ромбічних розкатів, товщини перемички в момент розриву і розширення крайніх розкатів стосовно до ТПР. Середньоквадратична погрішність розрахунку сторони відділеного квадрата після складає 1,2%, ширини розкатів у розділяючому калібрі – 2,3%.

6. На основі теоретичного й експериментального дослідження процесу розділення в двох і трирівчакових калібрах розроблені методики розрахунку раціональних форм і розмірів багаторівчакових підготовчих, формуючих і розділяючих калібрів, що враховують зміну розмірів розкатів при контрольованому розриві перемички.

7. З урахуванням розроблених методик створений комп'ютерний алгоритм оптимізації, у якому як критерій оптимальності температурно-швидкісного режиму прийняте зниження собівартості сортового прокату при обмеженнях по енергосиловим параметрам і пропускній здатності допоміжного обладнання.

8. Розрахунок оптимального режиму дворівчакової прокатки-розділення арматурного профілю №8 на стані ДС250-1 КДГМК, проведений з використанням результатів розробки показав, що при оптимальному сполученні параметрів температурного і швидкісного режимів можливе зниження собівартості виробництва арматурного прокату на 3,66 грн/т.

9. У процесі освоєння арматурного профілю №8 на дрібносортному стані ДС250-1 пройшла іспит і впроваджена схема прокатки, що відрізняється раціональною формою і розмірами спеціальних дворівчакових калібрів, розрахованих за результатами даної роботи, і оптимізований режим нагрівання-прокатки, що включає підвищення швидкості прокатки і зниження температури нагрівання заготівки.

10. На лінійному стані 280 ВАТ “ЄМЗ” упроваджена технологія дворівчакової прокатки-розділення (ДПР) арматурної сталі №10, розрахованої за розробленою методикою з подовжнім розділом розкату у валках чистової лінії клітей. Розміри профілю, їхні граничні відхилення по довжині розкату і рівень механічних властивостей відповідають вимогам нормативно-технічної документації. У процесі освоєння ДПР арматурної сталі №10 досягнута максимальна продуктивність стана 24,5 т/год.

11. У результаті представлених у дисертаційній роботі теоретичних і експериментальних досліджень досягнуті мета і вирішені задачі, поставлені в роботі. Реалізація розрахованих і впроваджених калібрувань валків і оптимізованих режимів нагрівання і прокатки арматурного профілю №8 на ДС250-1 КДГМК дозволили одержати сумарний економічний ефект 3 905 465 грн. (частка здобувача 390546 грн.). У результаті впровадження технології ДПР арматурного профілю №10 на стані 280 ВАТ “ЄМЗ” економічний ефект склав 1 798 755грн., з пайовою участю здобувача 179 875грн.

Основний зміст дисертації опублікований у роботах:

1. Расчет уширения при прокатке в двухручьевых ромбических калибрах / Я.Е.Бейгельзимер, Г.М.Шульгин, В.С.Солод, А.Г.Маншилин, В.А.Нечипоренко, А.В.Спусканюк // Металл и литье Украины.- 2000. - №6. – С.46-49.

2.В.С.Солод, Г.М.Шульгин, А.Г.Маншилин, О.В.Дубина. Математическая модель для расчета технологических параметров процесса прокатки на сортовых и проволочных станах // Металл и литье Украины.- 2000. - №6. – С.44-46.

3. Двухручьевая прокатка-разделение арматурной стали мелких сечений на КГГМК “Криворожсталь” / Г.М.Шульгин, Д.П.Кукуй, А.Г.Маншилин, А.А.Коринь, О.В.Дубина, В.А.Шеремет, М.А.Бабенко, М.И.Костюченко// Металл и литье Украины.- 2000. - №6. – С.42-43.

4. Освоение двухручьевой прокатки-разделения арматурной стали №10 на линейном стане 280 ОАО “ЕМЗ”/ Г.М.Шульгин, Д.П.Кукуй, А.Г.Маншилин, В.С.Солод, С.А.Онищенко, В.И.Цуканов, В.А.Холодило, Б.Б.Шатульский, А.Ю.Оробцев// Металл и литье Украины.- 2000. - №5. – С.27-30.

5. Алгоритм и программа расчета оптимальных режимов сортовой прокатки / Г.М.Шульгин, В.С.Солод, А.Г.Маншилин, В.А.Нечипоренко //Металл и литье Украины.- 1999. - №6. – С.32-34.

6. Анализ кинематики пластического течения при прокатке прямоугольной полосы в калибрах/В.А.Нечепоренко, А.Г.Маншилин, Г.М.Шульгин, Я.Е.Бейгельзимер, А.В.Спусканюк.//Металл и литье Украины.- 1999. - №5. – С.16-19.

7. Я.Е.Бейгельзимер, Г.М.Шульгин, В.А.Нечепоренко, А.Г.Манши-лин, В.С.Солод, А.В.Спусканюк Прогноз уширения при прокатке с использованием математического аппарата R-функций //Труды третьего конгресса прокатчиков. (Липецк, 19-22 октября 1999).-М.:АО “Черметинформация”,2000.-С.286-290.

8. Солод В.С., Маншилин А.Г., Нечепоренко В.А., Теоретический анализ различных модификаций способа разрыва при продольном разделении раскатов в многоручьевых калибрах. //Металлургическая и горнорудная промышленность.- 2002.-№8-9.- С.273-277.

9. Маншилин А.Г., Солод В.С.. Эффективность технологии многоручьевой прокатки-разделения в зависимости от параметров оборудования//Сталь.-2002.-№8.-С.67-68

У статтях автору належать:

[1] – побудова полей швидкостей з використанням апарату R-функцій;

[2] – розробка алгоритму розрахунку параметрів прокатки;

[3] – розрахунок калібрування для ДПР арматурного профілю №8;

[4] – визначення оптимальної форми дворівчакових калібрів:

[5] – розробка алгоритму оптимізації режимів сортової прокатки;

[6,7] – метод опису осередку деформації за допомогою R-функцій

[8] – математична модель розділення контрольованим розривом

[9] – аналіз ефективності застосування технології БПР.

АНОТАЦІЯ

О.Г.Маншилін “Оптимізація технології вальцювання-розділення арматурних профілів методом контрольованого розривання”.- Рукопис.

Дисертація на здобуття наукового ступеня кандидата технічних наук за спеціальністю 05.03.05 - Процеси та машини обробки тиском. Донецький національний технічний університет, Донецьк, 2003.

Дисертація присвячена рішенню актуальної задачі підвищення ефективності використання вальцювання-розділення способом контрольованого розриву. Розроблена і реалізована методика використання апарату R- функцій для побудови кінематично-можливих полів швидкостей металу при вальцюванні в багатоелементних калібрах складної форми, що забезпечує виконання умов непроникності металом поверхні валків і стикування з жорсткими кінцями штаби. Рішенням варіаційного рівняння чисельними методами отримані регресійні залежності для розрахунку параметрів формозмінення прямокутної заготівки при вальцюванні в чотириелементних витяжних калібрах з несиметричними рівчаками. На основі аналізу силової взаємодії металу з валком у зоні деформації розділяючого калібру отримана математична модель процесу розділення контрольованим розривом, що дозволяє визначати умови розриву перемички, параметри формозмінення і розміри підкату після розділення в багаторівчакових калібрах. Розроблені методи розрахунку раціональних форм і розмірів багаторівчакових підготовчих формуючих і розділяючих калібрів. Розроблений комп'ютерний алгоритм оптимізації температурно-швидкісного режиму сортової прокатки в тому числі прокатки-розділення. Результати роботи впроваджені на стані ДС250-1 КДГМК “Криворіжсталь” та лінійному стані 280 ВАТ “ЄМЗ” при прокатці-розділенні арматурних профілів №8 і №10 з сумарним економічним ефектом більше ніж 5 700 тис. грн. з пайовою участю претендента 570 422 грн.

Ключові слова: прокатка-розділення, формозмінення, поле швидкостей, R-функція, оптимізація, оптимальний температурно-швидкісний режим прокатки.

АННОТАЦИЯ

А.Г.Маншилин “Оптимизация технологии прокатки-разделения арматурных профилей методом контролируемого разрыва”.- Рукопись.

Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук по специальности 05.03.05 – Процессы и машины обработки давлением. – Донецкий национальный технический университет, Донецк, 2003.

Диссертация посвящена решению актуальной задачи повышения эффективности использования прокатки-разделения способом контролируемого разрыва.

Разработана методика использования аппарата R- функций для построения кинематически возможных полей скоростей металла при прокатке в многоэлементных калибрах сложной формы. Построено поле скоростей при прокатке в двухручьевых формирующих калибрах, обеспечивающее выполнение условия непроницаемости поверхности валков и стыковки с жесткими концами полосы. Решение вариационного уравнения численными методами позволило получить регрессионные зависимости для расчета параметров формоизменения прямоугольной полосы при прокатке в четырехэлементных вытяжных калибрах с несимметричными ручьями.

На основе анализа силового взаимодействия раската с валками в очаге деформации разделяющего калибра получена математическая модель процесса разделения контролируемым разрывом, позволяющая определять условия разрыва перемычки, параметры формоизменения и размеры раската после разделения.

Экспериментальное исследование процесса формирования и разделения в трехручьевых калибрах, проведенное на лабораторном стане 100 ДонНТУ позволило подтвердить адекватность модели процесса разделения, в частности – изменения сторон крайних ромбических раскатов, толщины перемычки в момент разрыва и уширения крайних раскатов применительно к ТПР.

На основе теоретического и экспериментального исследования процесса разделения в двух и трехручьевых калибрах разработаны методы расчета оптимальных форм и размеров многоручьевых подготовительных, формирующих и разделяющих калибров.

С учетом методики расчета оптимальных форм и размеров многоручьевых калибров разработан