Добавил:

ivanov666 Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Башкирский Государственный Аграрный Университет

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

книги из ГПНТБ / Совершенствование теплового процесса листовой прокатки

..pdf

Скачиваний:

Добавлен:

22.10.2023

Размер:

14.01 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 2021 / 3021 22 23 24 25 26 27 28 29 30 > Следующая >>>

В этом случае расчет коэффициентов

с,-ь,

, сц и с,хо п и Тепло

вого

профиля упрощается и производится в

следующем

порядке

(на

примере

рабочих валков):

1. Решают уравнения теплового баланса для средней зоны ра

бочей клети, определяя по формулам (124), (47),

(57)

коэффициенты

c„_i

и С ( П - 1 ) 0 П

и температуры to

/ о о п п

в середине

бочки.

полосы

2. По формулам (218) вычисляют температуры

у кромки

и у

края

бочки

(с заменой

9Ь и

8L на

kb (т„) Эь

(т„) 6L ):

kb (т„) 9Й

/ .

£ft (Tn )

6ft \

, .

/ 9 9 « \

tb?n

— Ш —

l°pn

\ 1

Гост

) l°w

{ Z Z S >

hn—

loo

°p« ^

loo

У 0 K P '

где

(т„)

& l

(T„)

выражаются

формулами

(225).

По формулам (224) и (220) рассчитывают искомые коэффициенты

C(n-1)L

С(п-\)Ь-

4. Тепловой профиль валков вычисляют по формулам (197).

Для опорных валков расчет производят в таком же порядке по

аналогичным

формулам.

6. УСЛОВИЕ МАКСИМАЛЬНОЙ УСТОЙЧИВОСТИ ТЕПЛОВОГО

ПРОФИЛЯ

ВАЛКОВ

Во время

прокатки и дрессировки происходят

изменения

многих

технологических параметров: толщины полосы, натяжения, ско рости, температуры и механических свойств подката, коэффициента трения в очаге деформации и др. Эти колебания воздействуют на размеры и форму полосы непосредственно (в связи с изменением прогиба и сплющивания валков), а также и косвенным путем — через тепловой профиль. Непосредственное воздействие на полосу указан ных параметров исправляется с помощью быстродействующих си стем регулирования толщины, профиля и формы (САРТ и САРПФ). Косвенное воздействие в связи с инерционностью теплового профиля накапливается постепенно, что приводит к отклонениям от исходной настройки стана и снижению эффективности указанных систем регулирования.

Для предотвращения этих нежелательных явлений необходимо, чтобы колебания теплового профиля, возникающие при прокатке, в короткое время устранялись за счет автоматического изменения расхода подаваемой на валки охлаждающей жидкости, а при дресси ровке — за счет изменения расхода жидкости или температуры газа.

Обеспечив устойчивость теплового профиля валков, можно по высить стабильность всего процесса прокатки (дрессировки), сокра тить число обрывов полосы и остановок стана. При этом улучшится работа и повысится эффективность быстродействующих систем регу лирования (САРТ и САРПФ) в результате сохранения неизменными параметров их настройки.

212

Чтобы определить условия наибольшей устойчивости теплового профиля при прокатке, был произведен расчет тепловой выпуклости рабочих валков диаметром 500 мм для трех графиков изменения тем пературы поверхности бочки, представленных на рис. 62.

Рис. 62, а характерен для станов, прокатывающих рулоны не большой массы (например, трехклетевой стан 740 Новосибирского металлургического завода). Рис. 62, б соответствует условиям ра боты четырехклетевого стана 1700 Череповецкого металлургического завода, прокатывающего рулоны массой ~20 т (через 60 мин начи нается прокатка другого профилеразмера полосы). Рис. 62, в построен

Рис. 62. Изменение температуры валков		на поверхности бочки при	прокатке:
в	середине бочки;	— — — у кромки полосы
аналогично рис. 62, б, однако разница поверхностных			температур
в середине и у кромки полосы (^0 р —tb p ) принята для него			постоянной
в течение всего цикла	прокатки рулона: как при максимальной ско
рости, так и во время	пауз, в то же время в реальных условиях эта

разница во время пауз уменьшается в 1,5—2 раза (на 5—10 град). Расчет выполняли по формуле (197) на ЭВМ для случаев наруж ного и комбинированного охлаждения валков х . Результаты расчета представлены на рис. 63. В начале прокатки происходит постепен ное нарастание тепловой выпуклости, которое прекращается по мере прогрева валков: при наружном охлаждении — через 0,75—1,0 ч, при комбинированном охлаждении — через 0,45—0,5 ч, после чего колебания теплового профиля стабилизируются и составляют за

цикл прокатки одного рулона 0,005—0,02 мм.

После того как условия охлаждения в процессе работы измени лись (например, при прокатке полосы иного профилеразмера), на чинается постепенное изменение теплового профиля, при этом стаби лизация нового значения выпуклости заканчивается через 0,6—0,8 ч

1 Комбинированное охлаждение учитывалось соответствующей формулой функ ции F2p (1, т„ —- т,-) [1].

213

при наружном и через 0,3—0,4 ч при комбинированном охлаждении (рис. 63, кривые 2).

Таким образом, при комбинированном охлаждении время ста билизации вдвое короче, а устойчивость теплового профиля валков вдвое выше, чем при наружном охлаждении.

На рис. 63 видно, что изменение температуры валков, представ ленное на рис. 62, в, обеспечивает максимальную устойчивость

А,мм\

Рис. 63. Изменение тепловой	выпуклости валков:
— при наружном охлаждении; —	при комбинированном охлажде
нии; / — соответствует рис. 62, а; 2	— рис. 62,6; 3 — рис. 62, в

теплового профиля: при установившемся режиме изменение тепловой выпуклости за цикл прокатки рулона равно нулю. Следовательно, система автоматического регулирования и поддержания заданной температуры валков должна быть построена, исходя из закона:

— h = const.

т, мин			т, мин
Рис. 64. Графики изменения	во	времени	разности температур	(r 0 — tb)
и соответствующих тепловых	выпуклостей		при разном диаметре	рабочих
	валков, мм:
/	-	500; 2 — 600

Смысл этой зависимости состоит в том, что для стабилизации теплового профиля валков не обязательно обеспечивать постоянство их температуры в течение всего цикла прокатки каждого рулона, а достаточно обеспечить постоянную разность температур t0 —• tb. Практически это выразится в автоматическом увеличении подачи эмульсии на середину бочки при разгоне до установившейся скорости прокатки или в дополнительном охлаждении крайних участков бочки при торможении перед паузой.

214

Следует заметить, что даже при постоянной разности t0 — tb устойчивость профиля валков при комбинированном охлаждении значительно выше, чем при наружном охлаждении: из рис. 63 видно, что время выхода на установившийся режим (т. е. достижения по стоянной величины ЛТ (0 _ь)р) У валков с комбинированным охлажде нием составляет 0,334 ч, а у валков с наружным охлаждением свыше

0,66 ч.

Для праЛики важно выяснить зависимость устойчивости про филя от диаметра рабочих валков. С этой целью по формуле (197) были рассчитаны изменения тепловой выпуклости валков диаметрами 500 и 600 мм при одинаковом изменении температуры на поверхности бочки, показанном на рис. 64, а; полученные кривые изменения вы пуклости — на рис. 64, -б. Их характер позволяет сделать опреде ленный вывод о том, что тепловой профиль валков большего диаметра

значительно	устойчивее при различных колебаниях				температуры на
поверхности		бочки.	Действительно,	через 30 сек Ат (ор=о,б м> =
=---0,005 мм,		а Ат	(п=о,5 м) = 0 , 0 1 2	мм; через 1	мин — соответ

ственно 0,009 и 0,018 мм; через 2 мин — 0,015 и 0,021 мм. Это под

тверждает	рекомендации по выбору оптимальных диаметров, данные
в гл. V I .

Г Л А Б А V I I I

Р Е А Л И З А Ц И Я М А Т Е М А Т И Ч Е С К О Й М О Д Е Л И

Н Е С Т А Ц И О Н А Р Н О Г О Т Е П Л О В О Г О П Р О Ф И Л Я Б А Л К О В

Изложенные в предыдущих главах основные	закономерности
и уравнения теплового баланса и теплового профиля	валков служат

теоретической основой для создания математической модели этих параметров при нестационарном режиме.

Принцип построения этой модели состоит в том, что по заданным


режимам	обжатий	и другим параметрам		процесса прокатки (дрес
сировки)	решают	с помощью	формул,	приведенных в разделах
2—4 гл. I I I , уравнения теплового баланса				средней по длине валков
зоны. Эти решения		выполняют	для последовательных		промежутков
времени	Ат„ = т„—• т„_г (п = 1, 2, 3 и т. д.), характерных тем,
что поверхностная		температура	валков t0p (т) и t0on		(т) в течение
каждого из этих промежутков изменяется				прямолинейно: В резуль

тате этих решений определяют градиенты поверхностных темпера тур валков в середине бочки с„_2 и С(П _1 ; о п и эти температуры в мо

менты времени т„: t0pn	и	t0o„n.
Затем по формулам,	приведенным в разделе			5 гл. V I I , в зависи
мости от температур t0pn	и t0onn		вычисляют поверхностные		темпе
ратуры tbpn, tbonn, tLpn,	tLonn	и	их градиенты	cin_1)b,	c(n_1)bon,

215

c(n-i)u	C(n-i)Lon	Д л я	сечений у кромок полосы и у края бочки. Нако
нец,	по формулам		(197) рассчитывают тепловой профиль валков
в каждый момент			времени т„.

Для реализации этой модели необходимо, чтобы ЭВМ по спе циальной программе определяла каждый раз величину промежутка времени Дтп , на котором выполняется с заданной точностью условие прямолинейности поверхностной температуры рабочих (а следо

вательно, и опорных) валков.	•
Эта задача в условиях непрерывного стана	холодной прокатки

и дрессировочного стана решается по-разному и требует самостоя


тельного	рассмотрения.
1. РЕАЛИЗАЦИЯ		НА ЭВМ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ	МОДЕЛИ
ТЕПЛОВОГО ПРОФИЛЯ ВАЛКОВ НЕПРЕРЫВНОГО СТАНА
ХОЛОДНОЙ	ПРОКАТКИ (ТПН— СХП)
Программа		расчета1 , предназначенная	для	отработки алгоритма
и исследования		динамики теплового профиля		валков непрерывного

стана, была составлена и реализована на ЭВМ «Минск-22». Блоксхема этой программы приведена на рис. 65.

Решение этой задачи начинают с блока (Б1) подготовки исходных данных, где определяют отдельно для рабочих и опорных валков т

первых корней v,	выражения {1} [см. формулу (23)].					Достаточная
точность решения	достигается при	т = 6.		В этом же блоке			опреде
ляют коэффициенты теплоотдачи а		1 р	и а 1 о п	для	всех	клетей	непре
рывного стана по критериальному			уравнению		(158)	в зависимости

от заданных расходов жидкости, ее теплофизических свойств и конструктивных размеров коллекторов (см. раздел 5 гл. IV и раз дел 3 гл. V), а также выполняют все необходимые исходные засылки,

в	том числе		приближенных		значений	f3lt	р , t'3M о	п , t'3K п ,	t'Hf — по
формулам		(97), (102),		(103)	и технологических			исходных	данных
I	клети (/	=	1) для средней зоны по длине бочки					валков.
	Далее выполняют основной цикл решения с целью определения
промежутка			времени	Дт„ (начиная		с п =	1), в	течение	которого

температура поверхности рабочих валков всех клетей изменяется прямолинейно (с заданной точностью). Это решение проводят для средней зоны рабочих валков, считая, что полученное значение удовлетворяет зонам у кромки полосы и у края бочки.

Расчет ведут	в следующем порядке:
1. Используя	график скорости прокатки (см. рис. 16), в Б2

по вспомогательной блок-схеме рис. 17 устанавливают первона

чальный шаг Атх = Атн а ч *, выбирают и	запоминают формулу
для определения средней скорости прокатки	vnk, соответствующую

одному из участков графика (разгон, установившаяся скорость, торможение, пауза), а затем по выбранной формуле вычисляют vnk

иv n l .

Врасчетах принял участие инж. М. П. Шаравин.

* От т 0 = 0 до ближней точки излома графика скорости.

216

^t 1

St. v,, v2.... Av	, Аь....	и другие исходные данные
Засылки: О-яч./г-яч!; St"fJ"2	-яч.Т„р(0П);		iJt^lI^mt3Hn-,tp(en!limr
•~tp(on)nrll f "J				',
	ha-iano цикла Ат„. Выбор АТ„
617. выбор	62.	Vn«,	УщтТ^+йТп^Тп
формулы v„l			1
			1
65. a„, nn, lc, bm Swmuuu \rnj, Ф„.1р(оп), I				С;рМ(г„-Т;);
п-г			1 = в

610. Переадресов
ка исходных дан -	tH-p4.tHj I I 64. tHj , I j 66. Cn.,p(o„),t'p„, 1м„,при	rnif5
ных на среднюю
зону J клети	65. Решениеуравненийтеплового баланса:cn.t, см ,tKn,t'pn,	С
2АГ„ —шг„	65. Решениеуравненийтеплового баланса:cn.t, см ,tKn,t'pn,	С

69. Переадресовка .. исходных данных \\ на среднюю зону j-И клети

2йтп —тйтп

П.	- /
1—яч.к

-мАгп

\t'pn-tpn

*\ЛУ1?=1[>

r € 2 Z D

|"лО•ЗИП I

\2Лзц.р~Д1зщ>

А1эмр

613. tpnrp, ton„Kp,Cn-iKp,C„-,onM

	Б11. Печать средней зоны . 614. Составляющие балан
	tp„, t0nn. tKn, At0.Kp		no tpopA са клети, ADp, АП0П
	нуле(221) и составляющие
	баланса средней зоны
612. Переадресовка исходных данных			Печать

на крайнюю зону j-mou	клети
615. Переадресовка исходных данных
на среднюю зону j+1 клети		2АТП-~ДТ„
616. Переадресовка исходных данных на			Конец
среднюю зону / клети, б'—яч.я —яч.Т			цикла Атп
с. 65.Блок-схема расчета ТПН — СХП		(нестационарный тепловой профиль валков непре
рывного	стана	холодной	прокатки)

217

2. По формулам и методике, изложенным в разделе 2 гл. I I I , определяют энергосиловые параметры I клети ами пн\, /с ь bonU соответствующие скорости прокатки vnl.

3. В Б5 из уравнений баланса вычисляют температуру полосы ^К 1[ и коэффициенты Со, сп0п по формулам (107), а затем — темпе

ратуры		t0 P i j * = tpn и t0 on ij = t'onn — по формулам			(47)	и (57) —
для	момента		времени	т х = т 0 + Дтх	(229)
(обычно		т 0 = 0).
				уточнение величин t3M.p,	ton.3M,	с0, с 0 о п ,
4.	В Б7 производят
	tpn,	tonn	на основе	условия (120) по методике,		описанной

вразделе 3 гл. I I I .

5.Оценивают справедливость предположения о прямолинейности

изменения

температуры

поверхности

рабочих

валков I клети

(^р 1 т)

пределах

шага

Дтх

= Дтн а ч

по

формуле

—t

< e 2 ,

(230)

tpn

где f

— уточненная

в п. 4 температура

поверхности

рабочего

валка,

полученная

результате

расчета

для

момента

tpn

времени

хх = т 0 + Дтг ;

— базовая

температура;

е 2

— малая

величина,

соответствующая

заданной

точности

расчета.

Для

первого шага в качестве

базовой температуры

принимается

^vn

~ to р. нач

первого, шага

ока

6. Если результат оценки-условия (230) для

зался отрицательным (что наиболее вероятно),

то начальный

шаг

автоматически уменьшают вдвое, после чего для

нового шага Ах1 =

(Дтн а ч /2) расчет

повторяют,

начиная с определения

средних

ско

ростей

прокатки vnk и vnl

по выбранным ранее

формулам

(см. п. 1)

и кончая оценкой (230).

При этом в оценке (230) в качестве базовой принимают темпе

ратуру

, =

< Р . нач + fpn

( 2

3 1 )

ipn

где t" — значение

температуры

поверхности

рабочего

валка, по

лученное

для

момента

х1

= т 0

-f- Дтн а ч .

Поскольку базовая температура (231) является средним ариф

метическим величин tp

н а ч и t"pn,

то положительный

результат

новой

оценки выражения (230) будет свидетельствовать

о том, что

темпе

ратура

рабочего,

а следовательно, и опорного

валков

течение

всего

периода Дтх изменяется

прямолинейно.

Индексы обозначают:

1 — номер п момента времени т„ (п =

1), I — номер

клети (/ = 1).

218

7. При отрицательном результате условия-оценки (230) повто

ряют описанный цикл расчета, принимая ATJ = -T^L-t						АЕр± и т . д.
до тех пор, пока условие (230) не будет выполнено. При этом каждый
раз в формулу		базовой температуры (231) в качестве			f	подстав
ляют	значение	поверхностной температуры		рабочего	валка, полу
ченное для предыдущего (вдвое, большего)				шага Ат1 .
8. По такой		же	методике определяют	необходимую		величину
промежутка времени			Атх последовательно	для I I , I I I и т. д. до
k-тои	рабочей клети. При этом каждый раз по окончании выбора A T X

предыдущей клети производят переадресовку в Б9 необходимых


исходных и расчетных данных на среднюю зону длины бочки											валков
последующей			клети. Учитывая				неизбежное уменьшение		шага		вдвое
в результате первой оценки, принимают в качестве первого										прибли
жения для следующей клети:
				Ах,- = 2At/_i;			An/ = 2 Ati ( / __D ,
где	At!	— величина			найденного промежутка времени для пре
			дыдущей		клети.
Таким образом, величина промежутка времени Дт^ выбранная
для &-той клети, будет					удовлетворять			условию-оценке	(230) для
всех	предыдущих			клетей.
9.	После определения				величины Атх &-той клети (при удовлетво
рении сравнения / = k)					и	переадресовки		в Б10 исходных		данных
определяют в последовательности п. 1—4 величины tK\ ,										с0, Сооп,
topip	^ o o n i y i соответствующие						значению T i = Т 0 + АТЬ		ЭТО вы
полняют сначала для средней зоны I клети, затем после переадре
совки в блоке Б12 определяют							условные температуры tbP\.,				honi-
для крайней зоны I клети						(у кромки полосы, см. раздел			5 гл. V I I ,
п. 5) и, наконец, в Б14 рассчитывают тепловые выпуклости										рабочих
и опорных валков в последовательности, изложенной в									разделе 5
гл. V I I , п. 2—4, 6—8.
После всех указанных					выше переадресовок (Б9, 10) возврат в Б2
производят		через		Б17 выбора			формулы vnk, где выбирается				одна
из четырех формул, в соответствии с запоминанием по п. 1.
10. После определения тепловой выпуклости валков											первой
клети	и переадресовки в Б15 переходят к расчету тепловой									выпук
лости I I и последующих клетей для момента времени т х = т 0										-f- Атх .
Этот	расчет		производят		в той же последовательности,				что и для
I клети, с		добавлением			Б4 (определение температуры				полосы на
входе в данную клеть tHJ)					и Б8 (определение температуры				эмульсии
у полосы t3M.п			по методике,			описанной в разделе 3 гл. I I I ) .
При этом,			пренебрегая			транспортным		запаздыванием,		считают,

что за промежуток Атх во всех			клетях прокатывается один и тот же
участок	полосы. При высоких		скоростях, характерных	для совре
менных	станов, и	известной	инерционности тепловых	процессов
погрешность этого		допущения	незначительна,

219

11. После определения тепловой выпуклости k-той клети в мо

мент

времени

т х

(о

чем свидетельствует положительный

результат

сравнения

/ =

переходят

к следующему шагу по времени: вели

чину

Дтх

-)- т 0 принимают

равной хп_х

и в

Б16

производят

пере

адресовку

начало

цикла

Дт„

для

задания

первоначального

шага

Дт2

= Дтн а ч . Затем производят

определение

шага

Дт2

со

гласно

п.

1 — 8

настоящего

расчета

со

следующим

отличием:

при

Дт2

= Дтн а ч

принимают

качестве

базовой

температуру

tPn

4 P ( T i) . а

при

Ах2 = А т

2 н а ч ,

Дт2

А "^н а ч ,

и т. д. базовую

тем

пературу

определяют

по

формуле

% Ы

+ '"рп

'рп

12. Тепловую выпуклость валков I и последующих клетей для

момента времени

т 2

хг

- f Дт2

определяют

согласно

п. 9,

на

стоящего расчета с учетом отличия, указанного в п. 11.

13.

Расчет

повторяют

по

п.

11 и

12,

последовательно определяя

т3 ,т4 ,

. . .,

т„

и все составляющие

теплового режима. При

этом

для

каждого

нового

шага

Дт„ =

Дтн а ч

принимают

t'pn.=

top

( T „ _ I ) ,

при

Дт„ =

А т 2 " а ч ,

А ^ н а - и т. д. базовую температуру

вычисляют

по

формуле

10р

( т п - 1 ) +

'рп

(рп

—

Перед очередной переадресовкой в Б16 на подбор нового шага

определяют текущее время конца предыдущего шага хп_г.

процессе

нарастания

времени

хп-1

происходит

последовательный

переход

с предыдущих участков графика скорости на последующие. Во

избежание	чрезмерного уменьшения	величины Дтп	при	подходе
к точкам излома графика скорости		предусмотрен	обход	условия
(230) путем	засылки в ячейку Т (см.	рис. 65) единицы вместо нуля

и сравнения Т = 1. Эта засылка производится после выполнения

условия: 2Дт„ =	Дт„_1 ( косвенно	свидетельствующего		о том, что
в течение времени от т„_2 до хп		температура	поверхности		валков
изменяется прямолинейно.
14. Расчет тепловой выпуклости в случае			отсутствия		полосы
в валках (vnk =	0) производят	с использовнием Б6,		в	котором
коэффициенты сп_х	и С(П_Х) о п вычисляют по формулам (109а). При этом

предусмотрены два возможных варианта расчета: с отключением и без отключения эмульсии во время паузы. Для реализации этих вариантов перед Б6 предусмотрен ключ Кэм-

Расчет теплового профиля продолжается до достижения наперед заданного времени работы прокатного стана.

Реализация описанной блок-схемы расчета показала хорошее соответствие расчетных и экспериментальных параметров темпера турного режима стана.

220

На рис. 66, а показан для примера расчетный график изменения поверхностной температуры в середине бочки рабочих валков I I клети четырехклетевого стана 1700 при прокатке малоуглеродистой стали толщиной 1,0 мм, шириной 1270 мм из подката толщиной 3,0 мм с максимальной скоростью 20 м/сек.

На	рис.	66, б	показан аналогичный график	по замерам	на
I I клети действующего стана 1700 [1] (скорость				прокатки при	за
мерах	была	10—15	м/сек).

0,1

0,2

ИЗ

0,4

C>S

0,6т,ч

0,1

0,2

0,3

0,4

0,S "

'0,6

Г, У

Рис. 66. Изменение поверхностной температуры в середине бочки рабочих валков I I клети четырехклетевого стана 1700 при прокатке малоуглеродистой стали толщиной 1,0 мм, шириной

1270 мм из подката толщиной 3,0 мм:

а — рассчитано с помощью блок-схемы Т П Н — С Х П при v m B X IV = 20 м/сек; б — по данным стационарного замера при и т а х ту = 10-М5 м/сек

Сравнение рис. 66 показывает идентичный характер колебаний поверхностной температуры и примерно одинаковый ее уровень. Аналогичны расчетное и действительное изменения температуры валков при прохождении сварных швов. Несколько иные циклы колебаний объясняются разной скоростью и разной массой рулонов.

Таким образом, описанная математическая модель позволяет при создании системы автоматической подачи эмульсии (САПЭ) заменить непосредственный замер температуры валков сигналами измеряемых обычно на стане технологических параметров (толщины, скорости, натяжения, мощности привода и др.).

С помощью блок-схемы ТПН—СХП была изучена динамика теплового профиля валков непрерывного стана в зависимости от скорости прокатки, величины обжатия, температуры полосы, интен-

221

<<< < Предыдущая 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 2021 / 3021 22 23 24 25 26 27 28 29 30 > Следующая >>>

Соседние файлы в папке книги из ГПНТБ