книги из ГПНТБ / Контактное взаимодействие металла и инструмента при прокатке

Сказанное выше подтвердилось при экспериментальном исследо­ вании температурного режима валков стана 2500 ММК и ждановского металлургического завода им. Ильича. Так, при изучёиии эффек­ тивности работы дополнительных коллекторов, установленных со стороны выхода металла из валков в I клети, удалось обнаружить не только снижение температуры, но и ее выравнивание по длине

бочки (рис. 97). Теоретические вы­ воды также совпадают с экспери­ ментальными данными [108], кото­ рые свидетельствуют о том, что при усовершенствовании системы охлаж­ дения скорость прокатки увеличи­ вается до 30 м/с при сохранении работоспособности смазки.

Не менее важным резервом повышения скорости прокатки является снижение коэффициента трения, что связано с разработкой новых технологических смазок.

Температурное поле основного ядра валка в продольном сечении может быть найдено численным методом или определено при помощи метода электротепловой аналогии. Расчет температурного поля про­ дольного сечения валка очень громоздок. Более перспективный ме­ тод — моделирование на электропроводной бумаге или на сетке сопротивлений.

Модель валка изготавливали из электропроводной бумаги, имею­ щей сопротивление 700 Ом на 1 см2. Для учета изменения теплового

кающую, моделировали двумя слоями бумаги.

Н1

При моделировании изучали влияние интенсивности охлаждения нерабочих участков валка, их ширины, а также влияние внутрен­ него охлаждения на температурное поле валка и его тепловую вы-

Рис. 98. Зависимость тепловой вы ­

пуклости палка Л от коэффициента теплоотдачи а па нерабочих участ­ ках бочки валка (стан 1200, £>р =

o' > Вт

пуклость. С этой целью длина полоски электропроводной бумаги, моделирующей сопротивление на границе валок—охладитель, изме­ нялась.

Исследование температурного поля показало, что с повышением интенсивности охлаждения нерабочих краев валка увеличивается неравномерность распределения температуры по продольному сечению валка и его тепловой выпуклости. На рис. 98 пока­ зано изменение тепловой вы­ пуклости валка при прокатке полосы с изменением среднего коэффициента теплоотдачи с по­ верхности нерабочих зон с 500 до - 5 ккал/(м2-ч-град).

Изменение разности темпе­ ратур на границе зон и средней температуры охладителя приво­ дит к пропорциональному из­ менению тепловой выпуклости. На рис. 99 показан характер

Рис. 99. Тепловой профиль валка при из­ менении ширины прокатываемой полосы

(кривые 1— 3) и условного коэффициента теплоотдачи а из-за прекращения охлаж ­

дения нерабочих частей бочки (кривые

тепловой выпуклости валка при изменении ширины полосы и коэф­ фициента теплоотдачи а. Тепловая выпуклость валка имеет вид кри­ вой с почти горизонтальным участком около оси полосы протяжен-

142

йостью 50—75% от шйрйнЫ прокатываемой полосы. Около край бочки валка кривая изменяет наклон (имеет перегиб). Длина гори­ зонтального участка увеличивается с уменьшением интенсивности охлаждения нерабочей части бочки. Аналогичное влияние оказы­ вает увеличение ширины прокатываемой полосы.

Моделирование температурного поля валка с наружным и внутрен­ ним (комбинированным) охлаждением позволило установить, что дополнительное внутреннее' охлаждение уменьшает тепловую вы­ пуклость валка в результате перераспределения потоков тепла и некоторого общего снижения температуры валка.

Охлаждение нерабочих частей бочки приводит к увеличению не­ равномерности теплового профиля. В связи с этим можно рекомендо­ вать сосредоточить охлаждение .на рабочей части бочки и подшип­ никах.

Проведенный выше анализ теплообмена валка и полосы позво­ ляет рассмотреть возможные варианты повышения устойчивости процесса прокатки. Анализом причин роста температуры в очаге деформации установлено, что скорость прокатки может быть увели­ чена благодаря более эффективному охлаждению рабочих валков. Так как на стороне выхода полосы из валков поверхность бочки имеет температуру выше 100 град, в этой зоне возможно возникно­ вение кипения, обеспечивающего весьма интенсивный отвод тепла от валка. Для снижения растягивающих напряжений в поверх­ ностном слое материала валка рекомендуется подавать эмульсию в зону контакта верхнего рабочего и опорного валка и на середину нижнего рабочего валка.

Установлено, что тепловая выпуклость валка образуется в ре­ зультате стока тепла через нерабочие (не имеющие контакта с поло­ сой) зоны валка. Поэтому уменьшение интенсивности охлаждения краев бочки валка приводит к уменьшению тепловой выпуклости и стабилизации теплового профиля. В связи с этим не рекомендуется охлаждать края бочки валка на ее нерабочей части. Эти мероприятия были внедрены на стане 1700 холодной прокатки ждановского метал­ лургического завода им. Ильича и на стане 2500 ММК, что позволило

Характер контактного взаимодействия валков в значительной сте­ пени определяется микрогеометрией их поверхности, адгезионной способностью, химическим составом, структурой, механическими свойствами материала валков и остаточными напряжениями [10, 103]. Все эти факторы зависят от условий термической и механи­

143

ческой обработки валков, Которые и определяют физические свой­ ства поверхностных слоев.

Микрогеометрня поверхности валков оказывает существенное влияние на стойкость рабочего инструмента и качество продукции. Оптимальная износостойкость валков наблюдается при такой шеро­ ховатости поверхности, которая получается в процессе эксплуата­

ции валков.

Так, независимо от ис-

Рис. 100. Влияние исходной чистоты поверхности валков на их работоспособность (а) (/ —

среднее время работы валка; 2 — среднее количество прокатанного металла) и предел кон ­

лексом физико-химических факторов, имеющихся при силовом контакте. Контактное взаимодействие валков сопровождается интен­ сивным их износом, что влечет за собой накопление усталостных напряжений в поверхностных слоях. В связи с этим необходимо создать оптимальные условия работы валков уже в начале их экс­ плуатации.

Рассмотрим результаты исследования стойкости рабочих валков 20-валкового стана при прокатке латунной ленты в зависимости от исходной чистоты их обработки и материала, из которого они изго­ товлены [10]. Статистическая обработка результатов эксперимента показала, что существует оптимальная чистота поверхности, при ко­ торой стойкость оказалась наивысшей (рис. 100).

144

Поверхности у 9 (для условий данного эксперимента) коэффициент трения минимален, а следовательно, износ, неравномерность распре­ деления нормального давления и значение максимальных скалы­ вающих напряжений минимальны, предел контактной усталости максимален.

На непрерывных тонколистовых станах холодной прокатки усло­ вия контактного взаимодействия неодинаковы из-за различия ско­ ростных и деформационных режимов. В связи с этим контактное взаимодействие, неравномерность распределения нормального дав­ ления и коэффициент трения в клетях стана также различны.

На НЛМЗ для холодной прокатки труднодеформируемой транс­ форматорной стали на пятиклетевом и реверсивном станах кварто 1200 применяются рабочие валки диаметром 400 мм, изготовленные из сталей марок 9X2, 9Х2МФ, 9Х2СВФ и 9Х2В.

Рассмотрим некоторые факторы, влияющие на износостойкость и контактную прочность валков при прокатке трансформаторной стали.

Проанализируем результаты исследования в производственных условиях износостойкости двух заэвтектоидных сталей марок 9X2

В структуре этих сталей присутствует карбид цементитного типа (Fe, Сг)3 С и (Fe, Сг, W)3 С. Цементит этих сталей, легированных хромом и вольфрамом, обладает меньшей способностью к коагуля­ ции при отжиге, поэтому избыточные карбиды весьма мелкодисперсны, что обеспечивает повышенную прочность сталей в низкоотпущенном состоянии. Хром и вольфрам увеличивают прокаливаемость стали, однако при содержании >1,5% Сг возникает повышенная карбид­ ная неоднородность, в структуре образуются более крупные карбид­ ные частицы и характерные карбидные полосы, вытянутые вдоль направления вытяжки.

Наблюдения показывают, что сталь 9Х2СВФ обладает более вы­ сокими эксплуатационными свойствами, чем аналогичные стали без кремния (например, 9Х2МФ). Кремний повышает теплоустойчи­ вость стали и, следовательно, температуру отпуска до240°С (табл. 24), что позволяет увеличить скорость прокатки.

Благодаря увеличению глубины закаленного активного слоя до 12 мм значительно возрастает долговечность валков. Как правило, эта сталь рекомендуется для изготовления валков диаметром больше

400 мм.

Рекомендуемые в зависимости от необходимой твердости режимы отпуска сталей приведены в табл. 24.

Проведенные исследования указывают на целесообразность по­ вышения температуры отпуска стали 9Х2СВФ до 240° С. При этом режиме значительно ускоряются процессы структурных превраще­ ний, наиболее полно снимаются остаточные напряжения и сохра­ няется твердость > 9 0 HSh (класс Б). Время отпуска определяют

Т а б л и ц а 24

Твердость поверхности рабочих валков в зависимости от температуры отпуска и марки стали

Температура отпуска, °С , стали марки

Твердость по Ш ору

после отпуска в масле

из расчета 2 мин/1 мм толщины нагреваемого слоя. Средняя стой­ кость валков диаметром 400 мм на заводе «Запорожсталь» и НЛМЗ при такой обработке увеличилась в среднем в 2,2 раза [10].

Износостойкость сталей 9X2 и 9Х2СВФ оценивали по величине изменения диаметра валков в зависимости от длины прокатанной полосы в каждой клети пятиклетевого стана 1200 и на реверсивном стане. Степень выработки бочки валков и ее абсолютную величину измеряли пассометром и микрометром.

Было установлено, что интенсивность износа зависит от коли­ чества прокатанного металла и от материала валков. Наиболее изно­ состойкими оказались валки, изготовленные из стали 9Х2СВФ, — абсолютная величина их выработки не превышала 0,025 мм за кам­ панию. Величина выработки валков из сталей 9X2 и 9Х2МФ состав­ ляла 0,06 мм, что в значительной степени сказывалось на попереч­ ной и продольной разнотолщинности прокатываемых полос.

лл В Д (2£>! — Д ) р

L — длина полосы.

Численные значения показателя истираемости металла А приве­ дены в табл. 25.

Зная показатели истираемости А, легко определить расчетный коэффициент износа материала валков (табл. 26).

146

Из табл. 26 видно, что общий расчетный коэффициент износа на непрерывном стане для стали 9X2 составляет 4,945 г/т, а для стали 9Х2СВФ *— 2,99 г/т. Общий расходный коэффициент для стана такого типа составляет 2,0—2,5 кг/т. Из представленных данных следует, что расчетный коэффициент износа истиранием на три порядка ниже, чем общий расходный коэффициент, включающий помимо износа, расход активного слоя (выкрошка и крупные отслое­ ния), а также списание валков по конструктивному ограничению их -диаметров из-за размеров подушек Из сравнения расходных коэф­ фициентов износа и расходных коэффициентов, учитывающих пе­ реточку из-за наваров, отслоений, порезов и других поверхностных дефектов, легко определить резервы повышения стойкости валков при использовании износоустойчивых валков из стали типа 9Х2СВФ.

Исследования проводили также с целью определения величины выработки рабочих валков 400x1200 мм, изготовленных из сталей

147

Наиболее износостойкими оказались валки, изготовленные из стали 9Х2СВФ. Абсолютная величина их выработки за кампанию не превышала 0,025 мм.

Рис. 101. Характерный вид износа рабочих валков

Как видно из представленных данных, связь между износом бочки валка и длиной прокатанной полосы может быть выражена линей­ ной зависимостью вида:

Д = 10~8KL = lO~sKnDn,

материала валков и условия контактного взаимодействия. Значения К приведены в табл. 28 для валков, изготовленных из стали марок

9X2, 9Х2СВФ и 9Х2МФ.

Т а б л и ц а 28

Зависимость показателя износа К от марки стали

148

Из приведенных данных можно сделать заключение, что во всех случаях прокатки, в том числе и при прокатке на реверсивном стане, наиболее эффективным является использование валков из стали 9Х2СВФ. При этом значения К для валков, изготовленных из стали

Рис. 102. Зависимость коэффициента трения от скорости прокатки при смазке эмульсией (а) и величины износа — от коэффициента трения (б):

1 — 9X2; 2 — 9Х2СВФ; I —V — номера клетей

9Х2СВФ, в 1,5—2 раза ниже, чем для валков из сталей 9Х2МФ и

9X2 (см. табл. 28).

Из анализа приведенных данных следует, что при одной и той же длине прокатанного металла интенсивность износа уменьшается по мере перехода от первых клетей к последующим, что можно объяснить

2. О Б О С О Б Е Н Н О С Т Я Х И Х А Р А К Т Е Р Е М Е Х А Н И З М А И З Н О С А

В А Л К О В Н Е П Р Е Р Ы В Н Ы Х Ш И Р О К О П О Л О С Н Ы Х С Т А Н О В

Характер и степень износа поверхности бочек рабочих и опор­ ных валков в значительной степени оказывают влияние на форму образующей валка [5, 10], а следовательно, и на профиль полосы. Искажение конфигурации зазора между валками приводит к частым перевалкам, к снижению качества поверхности листа и ухудшению планшетности вследствие различных условий пластической дефор­ мации неравномерности износа по ширине участка контакта.

Для устойчивого ведения процесса необходимо поддерживать постоянным относительный износ валков по ширине полосы.

149

Интенсивность износа по длине бочки на стане 2500 ММК опре­ деляли по площади профиля поперечного сечения изношенной части валка.

Отношение разности (по абсолютному значению) площадей исход­ ного Епсх и конечного Еизн профилей к площади исходного про­ филя представляет собой относительный износ исходного профиля.

Если с увеличением числа оборотов валков или длины прокатанного

р _р

вательно, искажение активной образующей валка было минималь­ ным. При наличии местного интенсивного истирания или выкрошки величина (Енсх — Епзн)//:'иСХ резко изменяется.

Было установлено, что на первой стадии эксплуатации участки

давления qn [48] и местным уширенйем, способствующим развитию скольжения [5]. Наиболее интенсивный износ наблюдался в I клети четырехклетевого стана (см. гл. IV раздел 1) из-за большого значения /ср. Так, например, были случаи, когда валки, выпуклые в начале кампании, после прокатки 3500 т металла становились цилиндри­ ческими или вогнутыми. Это объясняется низким качеством поверх­ ности подката, на которой имеются недотравы, обладающие абразив­ ными свойствами. Анализ результатов экспериментов показал, что абсолютная выработка валков, усредненная по ширине бЬчки, прямо пропорциональна коэффициенту трения /ср. Для достижения равно­ мерного износа в первых клетях рекомендуется использовать валки с переменной твердостью.

Рассмотрим результаты измерений относительного износа по длине бочки. Как следует из рис. 104, в начале работы наблюдается интенсивный износ всех четырех клетей, достигающий после 4 ДО4 циклов в среднем 20% для рабочих валков и 15% для опорных. На пёрвой стадии эксплуатации зависимость величины относитель­ ного износа от числа оборотов является линейной. С дальнейшим увеличением количества прокатанного металла величина абсолют­ ного износа несколько уменьшается, а относительного — остается примерно одинаковой для валков всех клетей непрерывного стана холодной прокатки 2500. Это так называемый второй период износа, когда его относительная величина фактически не меняется. Следова­ тельно, в этом' случае наблюдается равномерный по длине бочки износ.

Как правило, при работе стана, когда после перевалки валками совершено от 4-104 до 11-104 циклов, наблюдается улучшение ка­ чества листа. Это обстоятельство подтверждает правильность выво­ дов о характере износа в данный период эксплуатации рабочих валков.

Таким образом, наличие второго периода эксплуатации рабочих валков, характеризующегося неизменностью относительного износа,

150