Расчет энергосиловых параметров прокатки

8. Расчет энергосиловых параметров прокатки

Исходными данными для расчета энергосиловых параметров служат данные расчета калибровки.

Расчет энергосиловых параметров выполним по методика приведенной выше.

По формуле (1) рассчитаем площадь полосы в каждом калибре:

ω₁ = 307×73 + 2 ((60 + 125)×96,4/2 + (66,3 + 137,5)×87,2/2) = 58016 мм²;

ω₂ = 317×48,3 + 2 ((34 + 69)×88,4/2 + (52 + 51)×88,4/2) = 33521,5 мм²;

ω₃ = 328×30,8 + 2 ((20 + 44)×89,6/2 + (30 + 41,4)×80,4/2) = 21577,4 мм²;

ω₄ = 338×19,7 + 2 ((14 + 30,3)×81,6/2 + (18 + 26)×81,6/2) = 13864 мм²;

ω₅ = 348×13 + 2 ((7,4 + 20)×82,8/2 + (12,4 + 18,8)×73,6/2) = 9089 мм²;

ω₆ = 355×9,55 + 2 ((6,04 + 16)×74,8/2 + (7,4 + 14,6)×74,8/2) = 6684,4 мм²;

ω₇ = 358×8,3+ 2 ((4,5 + 13,56)×76/2 + (6,04 + 14,4)×66,8/2) = 5709,4 мм²;

ω₈ = 360×7,6+ 2 ((5,31 + 13,5)×68/2 + (5,31 + 13,5)×68/2) = 5294 мм².

Для расчета скоростного режима и энергосиловых параметров прокатки фасонные полосы пересчитываем на соответственные прямоугольные по методу приведенной высоты. Рассчитаем по формуле (2) значения приведенной высоты:

Н_с1 = 58016/307 = 189 мм; Н_с2 = 33521,5/316,8 = 105,8 мм;

Н_с3 = 21577,4/328 = 66 мм; Н_с4 = 13864/338 = 41 мм;

Н_с5 = 9089 /348 = 26 мм; Н_с6 = 6684,4/355 = 19 мм;

Н_с7 = 5709,4/358 = 16 мм; Н_с8 = 5294/360 = 15 мм.

Определим катающие диаметры валков. Расчет будем вести при максимальных диаметрах валков (см. табл. 2.1), чтобы определить максимальную энергосиловую загрузку оборудования стана. По формуле (3) рассчитаем катающие диаметры:

D₁ = 1000 – 189 = 811 мм; D₂ = 1000 – 105,8 = 894,2 мм;

D₃ = 1000 – 66 = 934 мм; D₄ = 800 – 41 = 759 мм;

D₅ = 800 – 26 = 774 мм; D₆ = 800 – 19 = 781 мм;

D₇ = 800 – 16 = 784 мм; D₈ = 800 –15 = 785 мм.

Найдем коэффициент вытяжки в калибрах по формуле (4):

λ₁ = 89925/58016 = 1,55; λ₂ = 58016/ 33521,5 = 1,73; λ₃ = 33521,5/ 21577,4 = 1,55;

λ₄ = 21577,4/ 13864 = 1,55; λ₅ = 13864/ 9089 = 1,53; λ₆ = 9089/ 6684,4 = 1,36;

λ₇ = 6684,4/ 5709,4 = 1,17; λ₈ = 5709,4/ 5294 = 1,08.

Определим по формуле (5) конечную скорость прокатки в восьмой клети, исходя из максимально допустимой скорости валков в чистовой клети с учетом запаса на регулирование в связи с переточкой валков в размере 5%:

 м/с.

Принимаем конечную скорость прокатки 6,4 м/с.

Найдем по формуле (7) скорости в остальных калибрах из условия постоянства секундных объемов металла:

 м/с;  м/с;  м/с;  м/с;

 м/с;  м/с;  м/с.

С учетом найденных скоростей прокатки найдем по формуле (6) частоту вращения валков:

 об/мин;  об/мин;

 об/мин;  об/мин;

 об/мин;  об/мин;

 об/мин;  об/мин.

Определим абсолютное изменение приведенной высоты по формуле (8):

ΔН_с1 = (263 – 189) = 74 мм; ΔН_с2 = (189 – 106) = 83 мм;

ΔН_с3 = (106 – 66) = 40 мм; ΔН_с4 = (66 – 41) = 25 мм;

ΔН_с5 = (41 – 26) = 15 мм; ΔН_с6 = (26 – 19) = 7 мм;

ΔН_с7 = (19 – 16) = 3 мм; ΔН_с8 = (16 – 15) = 1 мм.

Определим среднее значение приведенных высот в калибре по формуле (9):

Н_ср1 = (263 + 189)/2 = 226 мм; Н_ср2 = (189+ 106) /2= 148 мм;

Н_ср3 = (106 + 66) /2= 86 мм; Н_ср4 = (66 + 41) /2= 53,5 мм;

Н_ср5 = (41 + 26) /2= 33,5 мм; Н_ср6 = (26 + 19) /2 = 22,5 мм;

Н_ср7 = (19 + 16) /2= 17,5 мм; Н_ср8 = (16 + 15) /2= 15,5 мм.

Найдем по формуле (10) относительное обжатие в каждой клети:

; ; ; ; ;

; ; .

В каждом калибре определим по формуле (11) скорость деформации металла:

 с^-1;  с^-1;

 с^-1;  с^-1;

 с^-1;  с^-1;

 с^-1;  с^-1.

Рассчитаем по формуле (12) длину очага деформации:

 мм;  мм;

 мм;  мм;

 мм;  мм;

 мм;  мм.

Рассчитаем контактную площадь прокатки по формуле (13):

F₁ = 0,5×(300 + 307)×173,2 = 52566,2 мм²;

F₂ = 0,5×(307 + 316,8)×172,6 = 51833 мм²;

F₃ = 0,5×(316,8 + 328)×136,7 = 44072,1 мм²;

F₄ = 0,5×(328 + 338)×97,4 = 32434,2 мм²;

F₅ = 0,5×(338 + 348)×76,2 = 26136,6 мм²;

F₆ = 0,5×(348 + 355,2)×52,3 = 18388,68 мм²;

F₇ = 0,5×(355,2 + 358)×34,3 = 12231,38 мм²;

F₈ = 0,5×(358 + 360)×20 = 7800 мм².

Принимая начальную длину двутавровой балки 5 метров, найдем по формуле (14) длины раската по проходам:

L₁ = 5×1,55 = 7,75 мм; L₂ = 7,75×1,73 = 13,4 мм; L₃ = 13,4×1,55 = 20,7 мм;

L₄ = 20,7×1,55 = 32 мм; L₅ = 32×1,53 = 49,3 мм; L₆ = 49,3×1,36 = 67 мм;

L₇ = 67×1,17 = 78 мм; L₈ = 78×1,08 = 84 мм.

В дальнейшем расчет будем вести по каждой клети в отдельности по ходу прокатки, так как для расчета изменения температуры металла по проходам нам необходимо знать температуру металла в предыдущей клети.

Выполним расчет для первой клети.

Определим сопротивление деформации стали 20 пс по формуле (15) по методу термомеханических коэффициентов В.И. Зюзина. Термомеханические коэффициенты определим по графикам рисунков 7.1 и 7.2. Исходя из того, что начальную температуру прокатки в первой клети принимаем равной 1130 ⁰С, относительное обжатие в первой клети равно ε₁ = 0,28 и скорость деформации металла U₁ = 0,7 с^-1. Начальную температуру прокатки принимаем исходя из того, что она является минимально возможной температурой начала прокатки. К_t= 0,78; К_ε = 1,39; К_u= 0,7. Базисное значение сопротивления деформации, определяемое для данной марки стали равно σ_од = 82,32 МПа.

σ₁ = 82,32×0,78×1,39×0,7 = 62,47 МПа.

Определяем температуру раската перед входом во вторую клеть.

Рассчитаем по формуле (16) время охлаждения раската:

 сек.

Найдем по формуле (17) повышение температуры металла вследствие перехода механической энергии деформации в теплоту:

Δt_д = 0,183×62,47×ln 1,36 = 3,5 ⁰C.

Рассчитаем периметр поперечного сечения раската после прохода по формуле (18):

П₁ = 2×(189 + 307) = 992 мм.

Определим изменение температуры раската за время прокатки в калибре и перемещения к следующему калибру по формуле (19):

 ⁰С.

Найдем по формуле (20) температура металла перед заходом в следующую клеть:

t₂ = 1130 – 8 = 1122 ⁰С.

Аналогично выполним расчет для всех последующих калибров.

По формуле (24) найдем коэффициент внешнего трения для каждого калибра:

μ₁ = 0,55 – 0,00024×1122 = 0,281; μ₂ = 0,55 – 0,00024×1097 = 0,287;

μ₃ = 0,55 – 0,00024×1069 = 0,2934; μ₄ = 0,55 – 0,00024×1047 = 0,299;

μ₅ = 0,55 – 0,00024×1022 = 0,305; μ₆ = 0,55 – 0,00024×924 = 0,328;

μ₇ = 0,55 – 0,00024×905 = 0,333; μ₈ = 0,55 – 0,00024×882 = 0,338.

Найдем по формуле (23) коэффициент, учитывающий влияние контактного трения на форму очага деформации в каждом калибре:

; ;

; ;

; ;

; .

Найдем по формуле (22) коэффициент напряженного состояния:

n_σ1 = ; n_σ2 = ;

n_σ3 = ; n_σ4 = ;

n_σ5 = ; n_σ6 = ;

n_σ7 = ; n_σ8 = .

Определим по формуле (25) значение коэффициента, учитывающего влияние внешних зон по отношению к геометрическому очагу деформации:

n_ж1 = ; n_ж2 = ; n_ж3 = ;

n_ж4 = ; n_ж5 = ; n_ж6 =;

n_ж7 = ; n_ж8 = .

Найдем коэффициент формы профиля используя формулу (26):

n_ф1 = ; n_ф2 = ;

n_ф3 = ; n_ф4 = ;

n_ф5 = ; n_ф6 = ;

n_ф7 = ; n_ф8 = .

Рассчитаем контактное давление прокатки по формуле (21):

р₁ = 1,08×1,08×1,12×0,897×62,47 = 73,2 МПа;

р₂ = 1,08×1,028×0,92×0,879×77 = 69,13 МПа;

р₃ = 1,08×1,03×0,74×1 ×100 = 82,32 МПа;

р₄ = 1,08×1,034×0,65×1,05×115 = 87,65 МПа;

р₅ = 1,08×1,042×0,49×1,17×115,3 = 74,39 МПа;

р₆ = 1,08×1,025×0,47×1,43×153 = 113,83 МПа;

р₇ = 1,08×1,008×0,6×1,84×118,5 = 142,4 МПа;

р₈ = 1,08×1,001×0,86×2,7×133,7 = 335,6 МПа.

Рассчитаем усилия прокатки по формуле (27):

Р₁ = 73,2×52566,2×10^-6 = 3,85 МН; Р₂ = 69,13×51833×10^-6 = 3,58 МН;

Р₃ = 82,32×44072,1×10^-6 = 3,63 МН; Р₄ = 87,65×32434,2×10^-6 = 2,84 МН;

Р₅ = 74,39×26136,6×10^-6 = 1,94 МН; Р₆ = 113,83×18388×10^-6 = 2,09 МН;

Р₇ = 142,4×12231×10^-6 = 1,74 МН; Р₈ = 335,6×7800×10^-6 = 2,6 МН.

Определим по формуле (28) коэффициент плеча приложения усилия прокатки:

φ_п1 = 5,85 – 11×0,77 + 7,35×0,77² – 1,58×0,77³ = 0,989;

φ_п2 = 5,85 – 11×1,16 + 7,35×1,16² – 1,58×1,16³ = 0,514;

φ_п3 = 5,85 – 11×1,59 + 7,35×1,59² – 1,58×1,59³ = 0,59;

φ_п4 = 5,85 – 11×1,82 + 7,35×1,82² – 1,58×1,82³ = 0,65;

φ_п5 = 5,85 – 11×2,27 + 7,35×2,27² – 1,58×2,27³ = 0,272;

φ_п6 = 5,85 – 11×2,32 + 7,35×2,32² – 1,58×2,32³ = 0,161;

φ_п7 = 5,85 – 11×1,96 + 7,35×1,96² – 1,58×1,96³ = 0,63;

φ_п8 = 5,85 – 11×1,29 + 7,35×1,29² – 1,58×1,29³ = 0,5.

Все клети стана имеют индивидуальный привод. Найдем по формуле (30) коэффициент загрузки электродвигателей стана по усилию прокатки:

 Мн;  Мн;  Мн;

 Мн;  Мн;  Мн;

 Мн; Мн.

По формуле (33) определим производительность стана в час:

 т/ч.

Результаты расчета основных технологических параметров прокатки приведены в таблице 8.1.

Таблица 8.1. Результаты расчета основных технологических параметров прокатке двутавровой балки №36

№ клети	Нс, Мм	Dк, мм	V, м/с	n, об/мин	t, 0С	σ, МПа	nσ	nф	р, МПа	F, мм2	Р, МН	kдв	nж
1	189	811	0,4	10	1122	62,47	1,08	0,897	73,2	52566,2	3,85	0,962	2,87
2	106	994	0,64	14	1097	77	1,028	0,879	69,13	51833	3,58	0,895	3
3	66	934	1,1	23	1069	100,8	1,03	1	82,32	44072,1	3,63	0,91	3,26
4	41	759	1,7	43	1047	115,8	1,034	1,05	87,65	32434,2	2,84	0,71	3,35
5	26	774	2,63	65	1022	115,3	1,042	1,17	74,39	26136,6	1,94	0,65	3,5
6	19	781	4,02	98	924	153,3	1,025	1,43	113,83	18388,7	2,09	0,67	3,52
7	16	784	5,47	133	905	118,5	1,008	1,84	142,4	12231,4	1,74	0,58	3,4
8	15	785	6,36	155	882	133,7	1,001	2,7	335,6	7800	2,6	0,86	2,13

Таким образом, рассчитанная калибровка валков позволяет рационально использовать скоростные и энергосиловые возможности стана. Расчет показывает, что прокатка заданной двутавровой балки №36 на данном стане возможна, т.е. рассчитанные усилия прокатки не приведут к повышенному износу валков, они меньше предельного усилия. Коэффициент загрузки электродвигателей стана по усилию прокатки меньше допустимого.

Заключение

 

В процессе выполнения данной курсовой работы был изучен двутавровый профиль со всеми его разновидностями. Для данного расчета был выбран полунепрерывный стан 800 Нижнетагильского металлургического комбината. Так же приведена схема расположения основного технологического оборудования, основных профилей сортамента стана, печей, рабочих клетей, прокатных валков и двигателей прокатного стана 800 НТМК. Приведена технико-экономические показатели работы стана. При нахождении основных размеров калибров учитывалась температура прокатываемой стали. Изучены способы прокатки и калибровки профиля в зависимости от вида и размеров профиля, а также конструкции прокатных станов применяющие различные способы прокатки балок. Получены навыки расчета калибровки валков для проката двутавровой балки. Нами был выполнен расчет калибровки двутавровой балки №36 по ГОСТ 8239–72, пользуясь методом А.П. Чекмарева, а также найдены основные технологические параметры прокатки. Было выбрано необходимое число проходов для прокатки двутавровой балки №36 равное восьми калибрам. В расчете энергосиловых параметров прокатки рассчитанная калибровка валков позволяет рационально использовать скоростные и энергосиловые возможности стана. Нами была рассчитана производительность стана по выбранному режиму прокатки составила 164,2 т/ч. В расчете учитывалась марка стали из которой изготавливают данный профиль. Сталь – углеродистая качественная конструкционная 20КП по ГОСТ 1050–74. Был произведен расчет технологический параметров. Расчет показывает, что прокатка двутавровой балки №36 на полунепрерывном стане 800 Нижнетагильского металлургического комбината возможна выполнением оптимизации.

Список используемых источников

 

1. Чекмарев А.П., Мутьев М.С., Машковец Р.А. Калибровка прокатных валков. – М.: Металлургия, 1971, 512 с.

2. Королев А.А. Прокатные станы и оборудование прокатных цехов. Атлас. Том 2. – М.: Металлургия, 1981, 208 с.

3. Смирнов В.К., Шилов В.А., Инатович Ю.В. Калибровка прокатных валков. – М.: Металлургия, 1987, 368 с.

4. Диомидов Б.Б., Литовченко Н.В. Калибровка валков сортовых станов. Металлургиздат, 1963, 360 с.

5. Протасов А.А. Сборник задач по технологии горячей и холодной прокатки стали и сплавов. – Металлургия, 1972, 320 с.

6. Справочник металлиста. – М.: Машиностроение. Т.3, 1976, 125 с.

7. Полухин П.И. Прокатка и калибровка двутавровых балок. М.: Металлургизд, 1956, 175 с.

8. Бахтинов Б.П., Штернов М.М. Калибровка балок и швеллеров. М.: Металлургизд, 1950, 170 с.