Удосконалення керування тепловим станом металу і валків шляхом їх раціонального охолодження

Для досягнення зазначеної мети вирішувалися такі основні задачі:

· розробити математичні моделі теплообміну полоси і валків в процесі гарячої прокатки полоси у зоні деформування і з оточуючою середою;

· дослідити теплообмін полоси з повітрям, водою і прокатними валками;

· обчислити тиск полоси на валки на основі уточненого розподілу температури по перерізу полоси;

· дослідити вплив охолодження на тепловий стан прокатних валків;

· розробити науково - обґрунтовані рекомендації щодо створення системи надшвидкісного охолодження полоси і ефективних систем охолодження валків станів гарячої прокатки.

Об'єкт дослідження - процеси і обладнання для гарячої прокатки полоси при мінімізації розходу енергії.

Предмет досліджень - керування тепловим станом полоси і валків шляхом їх раціонального охолодження.

Методи дослідження - математичне моделювання керування об'єктами з розподіленими параметрами, з використанням теорії обробки металів тиском, теплопровідності, цифрових та аналогових обчислювальних машин, а також чисельних методів розв'язання рівнянь математичної фізики для обчислення нестаціонарних процесів на ЕОМ, з використанням програм, розроблених самостійно при виконанні досліджень.

За допомогою експериментальних методів досліджень на самостійно створеному обладнанні досліджували нагрів полоси у печі, а також отримали значення коефіцієнту теплообміну між гарячою полосою і інструментом і валків з водою, що їх охолоджує.

Наукова новизна одержаних результатів. Наукова новизна дисертаційної роботи складається з наступних результатів і положень:

· удосконалено математичні моделі теплообміну полоси, які враховують: температури по перерізу полоси на окремих ділянках зони деформації, залежності межі текучості від температури для відповідного шару прокату. Удосконалені математичні моделі дозволяють отримати більш точні данні щодо температур по перерізу гарячого полоси.

· дістали подальший розвиток математичні моделі теплового стану валків, які на відміну від існуючих враховують: теплообмін шийок валка з рідиною у підшипнику рідинного тертя і т.і. Це дозволило теоретично обґрунтувати положення зони охолодження по відношенню до зони деформації полоси, а також визначити необхідну інтенсивність охолодження;

· вперше отримано кількісні показники значень коефіцієнтів теплообміну полоси і валків з водою, що їх охолоджує, з використанням мало інерційних фольгових термопар і подальшої оброки отриманих даних з використанням рішення зворотної задачі теплопровідності, внаслідок чого з'явилась можливість коректно визначати тепловий стан полоси і валків під час прокатки;

Практичне значення одержаних результатів. Практична цінність виконаних досліджень полягає в наступному:

· за результатами теоретичних та експериментальних досліджень розроблено систему керування тепловим станом полоси і валків шляхом їх раціонального охолодження, яку доцільно використати при реконструкції існуючого на Україні обладнання для прокатки полоси, з метою зменшення енергетичних витрат, розширення сортаменту і підвищення конкурентноздатності вітчизняної продукції;

Удосконалена технологія надшвидкісного охолодження полоси доведена до практичного застосування:

· визначено довжину установки надшвидкісного охолодження полоси між чорновою і чистовою групами клітей станів гарячої прокатки полоси, необхідну для випуску прокату високої якості;

· визначено довжину установки надшвидкісного охолодження за чистовою групою клітей, при якій гарантовано зниження температури полоси до 600 ^оС перед змотуванням у рулони, для забезпечення мінімальної кількості окалини на прокаті і мінімальних витрат енергії на зачистку від окалини готової продукції;

· розроблено схему охолодження робочих валків, при якій забезпечується стабільний, впродовж одного оберту, температурний режим роботи валка під час безперервної прокатки. На прикладі станів 3000 і 1700 ОАО “ММК ім. Ілліча” показано, що розхід води знижується на 25%, а стійкість валків підвищується на 10%;

· математичні моделі теплового стану полоси та валків, а також методики проектування систем охолодження полоси за чистовою кліттю і обладнання для експериментальних досліджень процесів охолодження використані у НІПІМП “Діпросталь” УкрДНТЦ “Енергосталь” при проектуванні систем охолодження робочих валків стана 2800 ОАО “Алчевський металургійний комбінат”.

Особистий внесок здобувача. Результати, які отримані здобувачем самостійно:

- удосконалено математичні моделі теплового стану полоси і валків та обчислення зусиль у процесі гарячої прокатки полоси;

- розроблено методику експериментальних досліджень: теплообміну полоси і валків, полоси з водою, а також методику математичної обробки результатів експериментальних досліджень (з використанням створеного аналогово-цифрового обчислювального комплексу для рішення зворотної задачі нестаціонарної теплопровідності);

- виконано теоретичні та експериментальні дослідження теплообміну між гарячим металом і водою, а також металом і валками в зоні деформації;

- розроблено схеми охолодження листопрокатних валків, які забезпечують стабілізацію їх теплового стану в процесі прокатки при мінімумі енергетичних витрат;

- виконано оцінку достовірності отриманих даних шляхом порівняння результатів експериментальних досліджень з даними теоретичних досліджень процесів теплообміну полоси і валків, а також зусиль на валки при прокатці, проведених самостійно і шляхом порівняння з аналогічними роботами вітчизняних і іноземних дослідників.

Апробація результатів дисертації. За основними розділами дисертаційної роботи були зроблені доповіді на 58-й та 60-й науково-технічних конференціях Харківського державного технічного університету будівництва та архітектури (м. Харків, 2003 і 2005 р.), міжнародній конференції “Ресурс і безпека експлуатації конструкцій, будівель і споруд” (м. Харків, 2003 р.), 7-ій Міжнародній науково-технічній конференції “Пластична деформація металів” (м.Дніпропетровськ, 2005 р.), Міжнародній конференції МicroCAD - 2005 “Інформаційні технології: наука, техніка, технологія, освіта, здоров'я” (м. Харків, 2005 р.), Міжнародній науково-технічних конференціях “Новые методы и средства исследования процессов и машин обработки давлением” (м. Краматорськ, 2005-2006 р.р.).

Публікації. За матеріалами дисертації опубліковано 10 наукових праць у 10 фахових виданнях, затверджених ВАК України.

Структура і обсяг роботи. Дисертація складається із вступу, 6 розділів основної частини, 4 додатків. Повний обсяг складає 172 сторінки, 7 таблиць, 48 ілюстрацій, у тому числі 18 ілюстрацій, що повністю займають сторінку. Список використаних джерел з 186 найменувань і 4 додатків на 24 сторінках.

Основний зміст роботи

У вступі доведено актуальність теми, сформульовано мету і основні задачі дослідження, показано наукову новизну і практичну значимість роботи.

У першому розділі проведено аналіз обладнання і технології гарячої прокатки полоси в Україні і за кордоном. Наведені приклади застосування новітніх технологій для випуску тонкої полоси за кордоном. Випуск такої продукції здійснюється на ливарно-прокатних агрегатах (ЛПА). При цьому знижується загальна довжина стана, втрати тепла при прокатці та загальна вартість устаткування. Скорочення енергетичних витрат можна досягти і на сучасних листопрокатних станах, за рахунок феритної прокатки низьковуглецевих сталей із зменшенням температури нагріву слябів до 1050^оС. Основним фактором, що впливає на енергетичні витрати процесу прокатки є тепловий стан полоси. Новітні технології прокатки полоси дозволяють скоротити питомий розхід електроенергії на 20 %.

Важливу роль при гарячій прокатці має тепловий стан валків, ефективність та надійність систем їх охолодження. Визначено, що удосконалення температурного режиму експлуатації валків за допомогою поліпшених систем охолодження дозволяє підвищити стійкість прокатних валків, і отримати, внаслідок цього, підвищення продуктивності прокатного стану.

Встановлено, що за кордоном, використовують комп'ютерні системи для моделювання теплових процесів на станах гарячої прокатки. Але інформація про закордонні наукові дослідження має рекламний характер і приведена у вигляді, що виключає можливість її використання. Отже потрібні власні вітчизняні дослідження теплового стану валків і полоси, що прокатується.

Відмічено, що математичне моделювання процесів є перспективним напрямком проектування технології виробництва гарячекатаної полоси. У разі відсутності достовірних даних про тепловий стан валків і полоси, на усіх ділянках технологічного процесу, його удосконалення взагалі неможливе.

Практика показала, що помилки при розробці нових технологічних режимів прокатки викликають зростання зусиль при прокатці і є причиною поломок прокатного обладнання.

Оскільки відомо, що при зниженні температури на 20 ^оС або 1,67 % (від 1200 ^оС) зусилля на валки збільшуються на 10 %, встановлено, що основним фактором, на який необхідно звернути увагу при виконанні досліджень, є розподіл температур по перерізу полоси, що прокатується.

На прикладі контракту між фірмою Сіменс та ВАТ "Северсталь" (Череповець) на модернізацію лінії охолодження стану 2000 на суму близько одного млн. євро оцінена вартість розробки математичної моделі і програмного забезпечення для однієї ділянки технологічного процесу прокатки - лінії охолодження полоси. Відмічена тенденція використання математичного моделювання елементів технологічних процесів.

Таким чином, усі проаналізовані роботи і методи, що використовуються в них в тому або іншому ступені, вирішують розглянуту проблему, але наявність цих досягнень не виключає необхідності розробки нових методів і підходів для рішення конкретної інженерної задачі. Велика ймовірність поломок обладнання при спробі відпрацювати нову технологію на існуючих станах гарячої прокатки полоси потребує проведення теоретичних і експериментальних досліджень для розробки методики проектування систем керування тепловим станом полоси і валків.

Другий розділ присвячено розробці математичних моделей для теоретичних досліджень теплового стану полоси і валків.

Для визначення теплового стану полоси у процесі прокатки, сформульована фізична модель процесу. Лист, що прокатується розглянутий як пластина з початковими розмірами Н, В, L та відомим розподілом температури по її об'єму f (x, y, z). Теплофізичні характеристики полоси пластини: коефіцієнт теплопровідності - л_m, питома теплоємкіcть - с_m, питома вага - с_m, коефіцієнт температуропроводності - a_m є функціями від температури. У початковий момент часу поверхня пластини піддається дії оточуючого середовища з температурою Т_с, яка може змінюватися у часі (ф).

Враховуючи те, що при гарячій прокатці теплообмінні процеси з оточуючим середовищем (в тому числі при примусовому охолодженні) мають вирішальне значення на тепловий стан полоси і валків прийнято, що теплообмін пластини із середою проходить відповідно до граничних умов ІІІ роду; коефіцієнт теплообміну поверхні пластини із середою дорівнює б_с і може змінюватися в часі; на поверхні пластини у початковий момент часу відбувається окислення полоси (утворюється окисна плівка) з теплофізичними характеристиками - л_о, с_о, с_о, а_о; товщина окалини - д (рис.1.) залежить від температури пластини і часу утворення.

Математичний опис процесів теплообміну в системі полоса-окалина-валок включає наступні диференційні рівняння з відповідними граничними та початковими умовами:

- для полоси

При 0+д<х<Н-д; 0+д<у<В-д; 0+д<z<L-д та ф>0

;(1)

- для окалини

При Н-д<х<0+д; В-д<у<0+д; L-д<z< 0+д та ф>0

; (2)

- для валка

При Н<х<0; В<у<0; L<z< 0 та ф>0

; (3)

Між пластиною і окалиною є надійний тепловий контакт. З моменту утворення окалини теплообмін пластини з оточуючим середовищем йде через окалину. У процесі прокатки система метал-окалина контактує з прокатними валками, які мають теплофізичні характеристики - л_r, с_r, с_r, а_r та відоме розподілення температури.

Тепловий контакт системи метал-окалина з валками (напівобмеженими тілами) - ідеальний. Тепловиділення від тертя системи об валок має місце по межі розділу метал-окалина.

Таким чином, якщо у реальному технологічному процесі, як правило, не можна вимірити фактичну температуру полоси на найважливішій ділянці (зона деформації полоси, зона примусового охолодження і т.і.), при використанні математичного моделювання з'являється можливість встановити температуру по перерізу полоси і валка у будь-який час та у будь-якій точці перерізу.

Робочий валок стану розглянутий в роботі як двошаровий циліндр кінцевих розмірів з радіусом першого шару r1, внутрішнім радіусом другого шару r2 та зовнішнім радіусом R (рис.2.а).

Матеріали шарів циліндру різні і мають наступні теплофізичні характеристики: перший шар л₁, c₁, с₁, a_1; другий шар л₂, c₂, с₂, a₂. У разі суцільного валка маємо л₁=л₂ ,c₁=с₂ , с₁= с₂ , a₁= a₂.

Коефіцієнти теплопровідності і теплоємкості матеріалів шарів змінюються з температурою за лінійним законом, а питома вага при нагріванні залишається незмінною. Початкова температура обох шарів однакова і дорівнює Т_н. Між шарами циліндру є надійний тепловий контакт, який не змінюється у процесі теплопередачі. Довжина першого циліндру дорівнює L, а довжина бандажа дорівнює L₂ + L₃ + L₄, де L₃ - довжина зони контакту валка з металом.

Диференційні рівняння з відповідними початковими та граничними умовами для шарів валка:

- внутрішній шар

при 0<r<r₂; 0<ц<2р; 0<y<L та ф>0

(4)

- бандаж

При r₂<r<R; 0<ц<2р; L₁<y<L - L₅ та ф>0

(5)

У початковий момент часу зовнішня поверхня циліндру r₁ починає контактувати з охолоджуючою середою у підшипнику, яка має температуру T_w2. Передача тепла від середи до поверхні визначається коефіцієнтом тепловіддачі б. Бічні поверхні циліндру (r_1,R) та його зовнішня поверхня (R) контактують із середою з температурою Т_а. Передача тепла на цих поверхнях циліндру визначається коефіцієнтом тепловіддачі б_а. Коефіцієнти тепловіддачі б_а та б_w2 і температури Т_а та T_w2 залишаються постійними у процесі теплообміну і дорівнюють середнім значенням для усього процесу теплообміну. В початковий момент часу прокатки на зовнішній поверхні циліндру радіусом R з'являються рухоме джерело тепла і стік тепла, що слідує за ним (рис. 2.б). Зони теплового впливу (кути г і в) обертаються відносно циліндру з кутовою швидкістю . Зовнішня поверхня циліндру довжиною L₃ (рис.2.а) нагрівається середою з постійною температурою Т_m. Інтенсивність теплообміну при цьому визначається значенням коефіцієнту теплопередачі б_г (кут г). У зоні, де має місце стік тепла (кут в), поверхня циліндра охолоджується середою з температурою Т_w. Інтенсивність теплообміну визначається значенням коефіцієнту тепловіддачі б_w3. Коефіцієнт тепловіддачі б_w3 змінний. Довжина зони теплового впливу для кутів г та в дорівнює L₃.

Розроблені математичні моделі є основою для виконання теоретичних досліджень і визначення параметрів нової технології гарячої прокатки полоси на усіх ділянках технологічного процесу. З метою уточнення та доповнення математичної моделі валка необхідно застосувати фізичне моделювання при експериментальних дослідженнях теплообміну полоси з валками і валків з водою

Третій розділ призначений вибору типу обчислювальних засобів для обробки результатів експериментальних досліджень, визначенню вимог, які необхідно врахувати при проектуванні експериментальних установок - а) по визначенню коефіцієнта тепловіддачі від гарячої полоси до води, б) по визначенню коефіцієнта тепловіддачі від гарячої полоси до валків. У розділі також виконана оцінка погрішності виконання експериментальних досліджень, точності теплотехнічних вимірів та точності рішення задач з використанням створеного обчислювального комплексу.

У якості обчислювальних засобів у роботі використані: аналогові та цифрові обчислювальні машини, які дозволяють суттєво зменшити кількість (і вартість) експериментів. За допомогою аналогового R-R - сіткового процесора, з використанням неявного кінцево-від'ємного методу, вирішували зворотну задачу теплопровідності. Похідними даними були температури поверхні зразка, яка моделює полосу, або температури елементу поверхні валка. Метою є знаходження коефіцієнту тепловіддачі. Поле опорів R-R - сітки розбивали на вузли. Граничні та початкові умови задавали за допомогою блоків завдання граничних та початкових умов, відповідно. В процесі рішення, підбираючи опір на еталонному блоку, задля збігу модельної та експериментальної температури, отримували значення опору для блоку граничних умов.

Для рішення використовували метод підбора (проб). Якщо на цифровій обчислювальній машині необхідно виконати 10-15 розрахунків з метою мінімізації відхилення експериментальних і модельних температур, на сітковому процесорі аналогової обчислювальної машини цю операцію можна виконати практично миттєво. Крім того, при обчисленні на цифровій обчислювальній машині оператор вручну задає граничні умови, ґрунтуючись на візуальному контролі різниці експериментальної і модельної температур, що не сприяє підвищенню швидкості рішення.

Значення коефіцієнту тепловіддачі визначені з рішення на R-R - сітковому процесорі, неявним кінцево-від'ємним методом, підставлялися для контрольного рішення прямої задачі на ПЕОМ явним кінцево-від'ємним методом. У разі збігу значень модельної температури з експериментальною - рішення визнавалося вірним і заносилося в базу даних. У разі, якщо похибка перевищувала припустиму, рішення повторювали. Таким чином, завдяки створеному обчислювальному комплексу вирішили задачу двома методами: аналоговим (з використанням неявного кінцево-від'ємного методу) і чисельним (з використанням явного кінцево-від'ємного методу), що достатньо для отримання достовірних результатів.

Обґрунтовано вибір типу термопар і вимоги до їх монтажу. При високошвидкісних теплових процесах, які мають місце в ОМТ, у поверхневих шарах полоси відбуваються дуже різки зміни температури. При встановленні стандартних термопар зі спаєм 0,5-1,0 мм відбудеться усереднення температури, а як наслідок похибка вимірювання.

Досягти мінімального градієнту температури у спаю термопари, розташованій на поверхні, можливо у разі застосування термопар з невеликою товщиною складових елементів - фольгових термопар. Тому у дослідженнях використано фольгові хромель-копелеві термопари товщиною 0,008 мм з ізоляцією слюдою товщиною 0,005 мм. При шліфуванні поверхні полоси разом зі смужками фольги з хромелі і копелі на металі утворювався спай товщиною 0,008 мм. У цьому випадку можна одержувати інформацію про температуру на глибині 0,004 мм від поверхні.

Проведено оцінку погрішності виконання експериментальних досліджень. Рішення контрольної задачі для випадку нагрівання валка при його контакті з гарячим металом ( _{контакту} 0,03 с) за 1 оберт показало, що температура поверхні валка на виході з зони деформації - 372^оС. Температура підповерхневого шару валка на глибині 0,004 мм - 370 ^оС. Температура шару на глибині 0,5 мм залишалася практично незмінною і дорівнювала початковій температурі валка - 20^оС.

Абсолютна погрішність виміру температури термопарами різної конструкції складе:

Дх_1(Ф)=Т_пов-Т_0,004; (6)

Дх_2(Д)=Т_пов-Т_0,5; (7)

де Дх_1(Ф) - абсолютна погрішність виміру температури фольговою термопарою; Дх_2(Д) - абсолютна погрішність виміру температури дротовою термопарою; Т_пов - температура поверхні; Т_0,004 - температура на глибині 0,004 мм; Т_0,5 - температура на глибині 0,5 мм.

Дх_1(Ф)=372-370=2 ^оС; Дх_2(Д)=372- 20=352 ^оС;

Відносна погрішність для розглянутих випадків:

дх_1(Ф)=(Дх_1(Ф)/Т_пов)Ч100 %; (8)

дх_2(Д)=(Дх_2(Д)/Т_пов)Ч100 %; (9)

дх_1(Ф)=(2/372)Ч100 %=0,54 %;

дх_2(Д)=(352/372)Ч100 %=94,62 %; (10)

У такий спосіб з урахуванням рішення (1) і (2) Дх_1(Ф) = 2 ^оС, Дх_2(Д) = 352 ^оС. Відносна погрішність складе: дх_1(Ф) = 0,54 %, дх_2(Д) = 94,62 %.

Межа погрішності системи реєстрації характеризує максимально можливе значення похибки в робочих умовах вимірювання. Похибку оцінювали арифметичною сумою меж окремих засобів вимірювань а саме класу точності приладу - 0,2% та фольгової термопари - 0,54%.

Д_ср(Ф) = 0,2 + 0,54 = 0,74 %;

Отже разі застосування фольгових термопар похибка вимірювального комплекту (термопара-прилад), становить 0,74 %.

Дослідження, виконані за допомогою створених експериментальних установок і систем реєстрації, дозволять отримати дані про температуру поверхні вимірювальних блоків що необхідні для удосконалення процесів охолодження полоси і валків при гарячій прокатці. Точність, досягнута при розробці систем реєстрації є необхідною при дослідженнях швидкоплинних процесів гарячої прокатки полоси і охолодженні робочого інструменту - валків.

В четвертому розділі проведено теоретичні дослідження теплового стану полоси і валка при гарячій прокатці. Для оцінки математичних моделей теплового стану полоси і валків, розроблених у другому розділі, виконано обчислення теплового стану полоси під час прокатки в чорновій кліті стану 2250 Алчевського металургійного комбінату (АМК) (рис. 4.а), та стану 1700 і стану 3000 ОАО “Маріупольський металургійний завод ім. Ілліча”(ОАО ММК ім. Ілліча), відповідно (рис.4.б) та (рис. 4.в).

Оскільки при математичному моделюванні теплового стану полоси ми маємо справу з масивним, з теплотехнічної точки зору, тілом, виконані дослідження дозволили визначити перепад температур по перерізу слябу. Процес падіння температури поверхні полоси залежить від умов теплообміну полоси з валками та часу такого теплообміну. Процес відігрівання поверхні полоси між проходами йде за рахунок тепла, що надходить з шарів розташованих ближче до середини слябу, котрі мають більш високу температуру. Коливання температури у підповерхневих шарах полоси помітно тим краще, чим ближче розташований цей шар до поверхні полоси. Максимальне значення перепаду температур має місце у шостому проході коли температура середини слябу становить 1190 ^оС, а температура поверхні слябу на виході із зони деформації - 650^оС. Фактично, 460 ^оС з цього перепаду приходить на втрати тепла при контакті полоси з валками у проході. При подальшому техпроцесі це тепло необхідно буде відводити від валка водою із застосуванням системи охолодження. Тепловий стан валків залежить від схеми охолодження. Виконано обчислення теплового стану валків при однакових умовах нагріву елементу поверхні валка в зоні деформації полоси, але при різних умовах охолодження. При традиційній схемі охолодження не відбувається стабілізації теплового стану валка впродовж одного циклу (температура поверхні валка після проходу підвищується на 12 ^оС і буде послідовно підвищуватись у наступних проходах).

В економічній схемі подачі довжину зони примусового охолодження зменшено на 25 %. Охолодження валка починається після виходу елементу поверхні валка з зони деформації. Завдяки цьому тепло передане у зоні деформації поверхні валка від полоси не поширюється вглиб валка за рахунок теплопровідності, а передається воді, що охолоджує валок. Внаслідок цього маємо стабілізацію теплового стану валка впродовж одного циклу (рис.5.б).

На рис. 6. представлено результати моделювання теплового стану валків під час прокатки полоси на стані 2250 АМК (тепловий стан полоси див. рис.4.а). Встановлено, що при існуючій системі охолодження необхідно мати час для зниження температури валка до початкової (сталої). Економічна схема охолодження дозволяє продовжувати прокатку в чорновій кліті без паузи. Внаслідок цього з'являються умови підвищення продуктивності стану. Оцінку достовірності математичних моделей та виконаних на їх підставі досліджень теплового стану полоси і валків виконували шляхом порівняння результатів теоретичних розрахунків з даними експериментальних досліджень на існуючому обладнанні.

Таблиця 1. Температура полоси при прокатці в чистовій кліті листового стану 2250 АМК

Для порівняння взято данні, отримані при прокатці полоси 5х2000 із слябу № 53, марка сталі Ст3 сп. під час експериментальних досліджень тиску полоси на валки. Експериментальні дослідження були проведені на стані 2250 ОАО АМК у зв'язку з розширенням сортаменту при якому відбулися поломки валків.

Таким чином, оцінка достовірності одержаних результатів обчислення теплового стану полоси і валків, їх порівняння з результатами аналогічних експериментальних досліджень вітчизняних і зарубіжних дослідників доводять правомірність використання розробленої математичної моделі для інженерних розрахунків систем керування тепловим станом полоси і валків.

Поломки валків і результати експериментальних досліджень на стані 2250 АМК свідчать, що виробничники користуються недостовірними методами обчислення зусиль при прокатці і змушені експериментально підбирати технологічні режими. Для встановлення фактичної залежності зусиль прокатки від обтиснень, ширини полоси, що прокатується і температури полоси були прокатані 106 слябів.

На основі виконаних досліджень теплового стану полоси уточнена методика оцінки зусиль при прокатці. В основу методики покладено математичне моделювання теплового стану в системі метал-окалина-валок (зона деформації). гаряча прокатка охолодження валок

Фактична довжина зони деформації обчислювалась за ітераційною схемою з урахуванням значень температур по перерізу полоси в зоні деформації. Знання цих температур дозволяє врахувати наявність в зоні деформації шарів полоси з різною по перерізу межею текучості.

Виконано оцінку достовірності результатів теоретичного обчислення питомого тиску на валки шляхом порівняння з даними експериментальних досліджень. Похибка при оцінці зусиль прокатки не перевищує 7 %, що припустимо в інженерних розрахунках.

У п'ятому розділі викладено результати експериментальних досліджень нагріву полоси у печі, теплообміну полоси: з прокатними валками і водою на ділянці примусового охолодження.

В експериментальних дослідженнях вимірювальний блок товщиною 5 мм нагрівали в печі до температури 1000 ^оС. Максимальна розбіжність прогнозу теплового стану полоси без урахування окалини, а також з урахуванням окалини з експериментальними дослідженнями відрізняється не більш ніж на 22 ^оС.

Різниця температури поверхні і середини зразка товщиною 5 мм при нагріві в печі становить 3^оС. Внаслідок невеликих значень коефіцієнту теплообміну між зразком і піччю це тонке, з теплотехнічної точки зору, тіло. Оскільки значення коефіцієнту тепловіддачі від полоси до води значно вищі ніж коефіцієнт теплообміну між зразком і піччю, при охолодженні матимемо масивне, з теплотехнічної точки зору, тіло з великою різницею температур по його перерізу. У зв'язку з цим, спай фольгової термопари товщиною по 0,004 мм розташований на поверхні вимірювального блоку.

При визначені коефіцієнту теплообміну в системі метал-окалина-валок в вимірювальному блоці, що імітує валок, спай термопари необхідно мати на поверхні.

Виконано дослідження залежності коефіцієнта теплопередачі від товщині окалини при теплообміні полоси з валками у зоні деформації. Під час експерименту полосу нагрівали у печі до температур 1000, 950, 900 і 850 ^оС, отримуючи на її поверхні шари окалини різної товщини. Нагрів полоси контролювали за допомогою вимірювального комплексу (термопара, підсилювач сигналу, аналогово-цифровий перетворювач, комп'ютер). Результати представлено на рис.7а.

З графіків видно, що окалина екранує інструмент від гарячої полоси. Теоретичні значення температур отримані при рішенні зворотної задачі. При цьому були отримані значення коефіцієнтів тепловіддачі для кожного випадку.

Коефіцієнт теплообміну може бути знайдено і з теоретичних рішень, якщо використовувати замість експериментальних даних, результати обчислення температури поверхні інструмента, отримані при визначені теплового стану системи метал - окалина - інструмент.

Виконано дослідження кінцевих пристроїв для охолодження полоси і валків при різних значеннях температури поверхні полоси, тиску води перед форсунками, відстані від форсунок до поверхні, що охолоджується, а також відносного розташування форсунок і поверхні полоси (охолодження зверху або знизу). У дослідженнях використовували форсунки фірми Leсhler.

Результати досліджень швидкості охолодження полоси представлено в таблиці 2.

Таблиця 2. Залежність часу охолодження полоси від типу форсунки і тиску