Отримано аналітичний розв'язок рівняння теплопровідності для циліндра, що обертається, схильного циклічним нагріванню в контакті з гарячим металом і подальшого охолодження поверхні емульсією. Дане рішення доведено до робочої методики розрахунку температур в залежності від числа обертів валка і режимів прокатки для робочих циклів і пауз між пропусками смуг. Рекомендації щодо стабілізації теплової опуклості і доотпуску штатних валків в першій кліті для підвищення їх експлуатаційної стійкості можуть бути використані в практиці прокатного виробництва.

Анотація наукової статті з хімічних технологій, автор наукової роботи - Гречніков Ф. В., Уваров В. В.


ANALYTICAL RESEARCH OF A TEMPERATURE FIELD OF SURFACE LAYER OF ROLLS OF HOT ROLLING OF ALUMINUM ALLOYS

The analytical solution of a heat conduction equation for the rotated barrel subject to cyclical heating in a contact to ardent metal and the subsequent cooling of a surface by pap is obtained. The given solution is lead up to a working technique of calculation of temperatures depending on roll speed both rolling schedules for duty cycles and spaces between the passing of bands. The guidelines on stabilization of thermal convexity and reannealing of nominal rolls in the maiden cage for increase of their operational stability can be utilized in practice of rolling effecting.


Область наук:

  • хімічні технології

  • Рік видавництва: 2003


    Журнал: Известия Самарського наукового центру Російської академії наук


    Наукова стаття на тему 'Аналітичне дослідження температурного поля поверхневого шару валків гарячої прокатки алюмінієвих сплавів'

    Текст наукової роботи на тему «Аналітичне дослідження температурного поля поверхневого шару валків гарячої прокатки алюмінієвих сплавів»

    ?УДК 621.983.321

    АНАЛІТИЧНА ДОСЛІДЖЕННЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ ПОВЕРХНЕВОГО ШАРУ ВАЛКІВ ГАРЯЧОЇ ПРОКАТКИ АЛЮМІНІЄВИХ СПЛАВІВ

    © 2003 Відмова Ф.В. Гречніков1, В.В. Уваров2

    1 Самарський державний аерокосмічний університет,

    2 Волзький філія Інституту металургії та матеріалознавства ім. А. А. Байкова РАН, м Самара

    Отримано аналітичний розв'язок рівняння теплопровідності для циліндра, що обертається, схильного циклічним нагріванню в контакті з гарячим металом і подальшого охолодження поверхні емульсією. Дане рішення доведено до робочої методики розрахунку температур в залежності від числа обертів валка і режимів прокатки для робочих циклів і пауз між пропусками смуг. Рекомендації щодо стабілізації теплової опуклості і доотпуску штатних валків в першій кліті для підвищення їх експлуатаційної стійкості можуть бути використані в практиці прокатного виробництва.

    Температурний режим поверхневого шару валків гарячої прокатки алюмінієвих сплавів визначає як якість гарячекатаних напівфабрикатів (плит, смуг і рулонів), так і термін служби валків і залежить від цілого ряду технологічних параметрів процесу прокатки і умов охолодження валків.

    У процесі прокатки поверхневий шар робочих валків прокатного стану піддається циклічному нагріву в контактній зоні і подальшого емульсивному охолодження при виході з контакту на кожному обороті валка. Амплітуда коливань температури протягом обороту з віддаленням від поверхні валка інтенсивно зменшується, і на деякій глибині стає рівною нулю. У більш глибоких шарах вона при тривалій прокатці монотонно зростає. У паузах між пропусками смуг охолодження емульсією призводить до зниження температури як в поверхневому шарі, так і в більш глибоких шарах валка.

    Детальний систематичне дослідження температурного поля активного поверхневого шару, а так же глибинних шарів валка експериментальними методами важко здійсненне. Тому в даній роботі, використовуючи загальні підходи до вирішення подібних завдань [1, 2], наводяться розрахункові методи і їх результати стосовно до реальних

    режимам експлуатації валків гарячої прокатки алюмінієвих сплавів многоклетьево-го стану 2800 [7].

    Використовуючи адитивні властивості інтегралів рівняння теплопровідності, температурне поле в валці розглядається як сума температурних полів від окремих теплових потоків. Результуючу температуру в момент контакту валка з гарячим металом позначимо через 1; ', а при відсутності контакту через 1 = ї »-ї'», де 1 »- температура, обумовлена ​​потоком тепла в масу валка, накопиченого тонким його поверхневим шаром в осередку деформації , І; ' »- температура, обумовлена ​​потоком тепла з поверхні валка при його емульсивному охолодженні. У розрахунках температурних полів використовуються наступні загальноприйняті позначення:

    Я - коефіцієнт теплопровідності, а - коефіцієнт

    температуропроводности, р - щільність тіла, з - питома теплоємність, до - коефіцієнт теплопередачі (Вт / м2град), х - відстань від поверхні (м),

    Тс - час контакту (сек),

    V - швидкість прокатки (м / сек). Складова 1; п для поверхні валка

    розраховується через коефіцієнт тепло-засвоєння ідеально контактуючих тіл т і функцію передачі тепла від смуги до валку через тонку плівку емульсії Про по формулі [1]

    т

    т +1

    0 (їпол - І0) ,

    т =

    (Яр) п

    (Яср) в

    О = 1 - ехр

    Ґ і 2 л к а т

    підлога з

    Я

    2

    стать

    КУ1 '

    а т

    підлога з

    яп

    І

    П (і)

    : Іі 0 + (1 - І) и

    П (і-1) •

    Ґ-

    тоді

    Ч

    ^ ЛЯср (т + Ат)

    ехр

    х

    4а (т + Ат)

    І ":

    2

    тс

    л \ т + Ат

    ПП - ІП) ехр

    х

    4а (т + Ат)

    |І П

    а величина Ат знаходиться з умови и при т = 0. Висловивши час через число обертів

    т = т про • П = в / V

    для випадку однократного контакту валка з металом на першому обороті, отримаємо температуру від потоку тепла на глибині х

    І "= А (П, (1) ІП, (0))

    л / і + А:

    ехр

    в

    і + А2

    ^ ГііЛ у

    індекс "підлогу" - відноситься до прокочується смузі, а "вал" - до тіла валка.

    Усереднивши теплофізичні властивості алюмінієвих сплавів і валкових сталей і прийнявши час контакту тс = 0,08 - 0,01 с; к = 50 »104 Вт / м2 град при 8 = 1 - 2 мкм [1], отримаємо т = 2,077, т / (т + 1) = 0,675, 0 = 0,96, І = 0ш / т + 1 = 0 , 65. Стосовно до безперервного процесу прокатки під т0 будемо розуміти температуру поверхні валка перед входом в осередок деформації. Тоді для будь-якого числа обертів валка і отримаємо

    де

    в

    х

    х 2 V

    4АТ

    про

    4 а л Б

    | = 0,3024

    про

    тоб - тривалість одного обороту валка;

    АЬ - абсолютна обтиснення в даному проході. Для поверхні валка при х = 0

    (1)

    При обчисленні складової І »момент закінчення нагрівання поверхні від кін такт з смугою т = тс розглядається як початковий момент поширення тепла вглиб валка від миттєвого плоского джерела, інтенсивність якого згідно [2, 3] дорівнює:

    І П = А

    П

    ! - І!

    П, (1) П, (0)

    )

    (3)

    Ч = \ Я'ПР (І П - ІП) ЛТ. (2)

    Процес поширення тепла від такого одноразово чинного джерела при нульовій початковій температурі в теорії теплопровідності описується формулою [3]

    V п + А2 '

    Негативний тепловий потік qем, обумовлений охолодженням емульсією, що має температуру 1, будемо вважати постійним і рівним значенням [3]:

    qем = а \ [п - (ем - 1 н)] (4)

    Температурне поле, обумовлене цим потоком, описується формулою [2]

    / Л

    (5)

    І, "= 2Чем ^? Р

    | ^ ЛЯср

    2л [ат

    де

    (

    р

    V

    2- [ах

    ехр

    4АТ

    -4л

    2у [ат

    1

    2у [ат

    ег /

    х

    2л [ат

    - табуліруемая функція

    інтеграла ймовірності,

    ІП - середньо інтегральна результуюча

    2

    т

    з

    2

    х

    х

    х

    температура поверхні валка 1 _ і (* II _ * ///)

    1П П 1п)>

    к1 - коефіцієнт усереднення, рівний к1 = 1,05-1,10.

    Спільне рішення рівнянь (4) і (5) при х = 0 дає вираз:

    І = |

    П

    2ак4т

    ґ І - І Л

    // 1 ем 1н

    у] Ласрі

    1+

    2ак4т

    |у [кЯср

    до

    Результуюча температура поверхні (без початкової температури 1: Н) від одиничного теплового джерела q і охолодження емульсією qЕМ буде дорівнює:

    І = і11 -і111 = _ 1П 1П 1П

    1

    2ак [т

    2ак [т

    І -І

    1ЕМ 1Н

    1+

    | ^ Ляр

    пЯр '1+

    2ак [т до

    | \ КЯР

    Висловивши час т через число обертів п і позначивши

    2акVп Бв = ^ лХср4ї

    = Н,

    - I

    = І

    Е-Н

    з урахуванням рівняння (3), отримаємо

    П7 - І

    П, (1) П, (0)

    ) н4П

    = АЙ

    н4П

    (П (к) [П (к-1)) Б (п_к + 1) Н I- + І

    П, (п)? Ціх П, (к) 1П, (к-1) Лчп-к + 1 ^ 1 1Е-Н? ~

    к = 1 + 1 + Нп

    де

    н,

    (7)

    В,

    (П-к + 1) 4п - до +1 + А2 (1 + Н4п - до +1).

    (8)

    Після аналогічних перетворень температура на глибині х перед входом в осередок деформації виразиться формулою:

    х, (п)

    ~ А ^ 1 / п (к) ІП (к-1)) Вх; (п-к + 1)] + Ен "

    н4п-К,

    (П)

    к = 1

    1 + Н ^ п

    + І

    н

    (9)

    тут

    Вх, (п-к + 1) = [ехр (-У2 + 4пШН (1 - ег / у) \ р [

    (П-к + 1)

    (10)

    (П-к + 1)

    = Ехр (-у) - ^ пу (1-еф);

    Ж = ху [у _

    № = 2-ОБ • Ж = 0,621 ^ л / к при х = 5

    2ак ^ яВв "0,00155а

    (11)

    мм,

    н

    ^? КЯсрУ '

    н

    * П Ау / п2 + А2 (1 + Нл / П) +1 + ^ л / П ^ ~ Н. (6)

    У реальному процесі прокатки джерело q діє багаторазово, тобто при кожному оберті валка. Тому перший член у формулі (6) повинен бути представлений многочленом, в якому кожний доданок до пропорційно температурний напір

    у =

    П, (к) * П, (К_1) /,

    тривалість дії яких послідовно зменшується за час одного обороту. Повна (з урахуванням початкової) результуюча температура поверхні валка перед входом в осередок деформації у випадку будь-повного числа обертів п = 1,2,3 ... виразиться формулою:

    4у при ° в =

    = 650мм; (12)

    4П_к + 1 <13>

    Процес прокатки кожної смуги N = 1,2,3, ... складається з робочих циклів тривалістю ін і пауз тривалістю пунктів. В

    паузах теплові джерела q не діють, тому при

    (П р + ППЗ) Я _ ПТЗ + 1 ^ п < (Пр + Пп,) Я

    приймається

    І = І .

    П (п) П (п-1)

    (14)

    Тоді складові сум в формулах (7) і (9), що відповідають номерам оборотів в паузах, будуть випадати, так як для них

    (* П (п) _ * П (п-1)) _ 0 .

    Для будь-якого кута повороту валка відно-

    1

    П

    І

    н

    до

    сительно точки виходу з контакту з металом (щ) в наведених формулах замість п

    слід приймати

    п - 1 + -

    360 ° '

    Формули (7) і (9) справедливі для середнього перетину валка при прокатці широких смуг або аркушів, коли тепловим потоком вздовж осі валка можна знехтувати. У перетинах близьких до крайки прокату з урахуванням поздовжнього теплового потоку в частину валка, що не контактує з металом, але охлаждаемую емульсією, величина ^ в кожному проході складе:

    І

    П, (п)

    А ± [[

    ІП, (к) ІП, (к-1)) У (^ до + 1) Я (п-к + 1)] +

    к = 1

    + І

    Е Н

    х, (п)

    = АІІ

    н4п

    1 + Ну [п

    ) До

    Я ( ") + Ін .

    (15)

    ПП, (к) ІП, (к-1) їВх, (п-к + 1) Я ( "- до + 1)] +

    к = 1

    н4п ""

    + Іе н; = р ( ") ^ (") + Ін, (16)

    Е Н

    1 + н4п

    де

    я

    (П до + 1)

    0,5 + 0,5ег / - ^

    0,2

    л / п - до +1

    так як інші обчислюються раніше при послідовному розрахунку температур для менших значень п. З урахуванням цього положення розроблено спеціальну програму розрахунку температурного поля в поверхневому шарі валка на ПЕОМ. Розрахунки виконувалися стосовно п'ятої і сьомої клетям безперервної групи листопрокатного стану 2800. У розрахунках приймалося Б = 640мм, *

    ^ Г в 'підлогу

    = 400 ° С, = б7 ° С, ^ = 60 ° С .

    Внаслідок циклічного нагріву від контакту з прокочується смугою на дузі захоплення і подальшого емульсійного охолодження поверхні, а також наявності пауз між пропусками смуг, зміна температури в точках поверхневого шару робочого валка носить складний характер. Немонотонна зміна температури протягом одного обороту з швидко затухаючої амплітудою коливання при видаленні від поверхні валка наведено на рис.1. Розрахунки значень температур в залежності від кута повороту валка показали, що такий характер зміни температури при прокатці по різним режимам поширюється приблизно до глибини х = 5 мм (активний шар). На цій глибині і в більш віддалених точках (теплове ядро) в робочих циклах прокатки температура монотонно зростає з кожним

    (17)

    2 - відстань від кромки листа до даного перетину, мм.

    Для розрахунку температур по виведеним формулам для заданого числа обертів п в силу їх рекурентное необхідний попередній послідовний розрахунок температур для всіх попередніх значень п. В розгортці сум формул (7) і (9) комплекс (п-ск + 1) змінюється від п для першого члена суми (к = 1) до 1 для останнього члена (к = п). На перший погляд здається, що розрахунок за цими формулами вимагає значного обсягу обчислень, пов'язаних з визначенням всіх (від к = 1 до к = п) значень коефіцієнтів Б, Бх і Г при кожному новому обороті п.

    Фактично, при цьому п з усіх значень Б (. +,., Б (і Г. знову

    (П-к + 1) х, (п-к + 1) (п-к + 1)

    потрібно розрахувати тільки Б (п), Бх і Г

    Рис.1. Зміна температури в поверхневому шарі валка 0640 мм протягом одного (шостого) обороту при прокатці другої смуги по режиму: ДІ = 17 мм, У = 1,4 м / с, а = 9,700 Вт / (м2 ОС),

    п р = 85,

    ППЗ = 15-

    оборотом валка. Розрахована за цією методикою температура 1 на даній глибині може бути використана в якості граничного умови для розрахунку температурного поля в тепловому ядрі більш простими відомими методами.

    Подальші розрахунки проводилися для цілочисельних значень п з визначенням температур поверхні на вході в осередок деформації (^), при виході з нього (1; 'П) і температури на глибині 5 мм (1х). Вони показали, що зі збільшенням числа обертів п значення зазначених температур в робочих циклах прокатки безперервно зростають, але з затухаючої швидкістю. Під час пауз значення ^ і 1х знижуються також з сповільнюється швидкістю поступово наближаючись до 1ЕМ, але через їх короткочасність далеко не досягаючи її (рис. 2). При цьому слід мати на увазі, що температура поверхні на кожному обороті ціклірующіх між двома відповідними пунктирними лініями, що на рис. 2 не показано.

    В процесі безперервної прокатки смуг N = 1,2,3, ... з порівняно короткими паузами між їх пропусками через валки, як видно з рис.2, криві зміни температур 1П, 1х Д'п від числа обертів п распо-

    Рис.2 Залежність температур поверхні валка 0640 мм на виході (ҐП), вході (1П) в осередок деформації і на глибині 5 мм (у від числа обертів

    (П) при прокатці смуг N = 1,2 ___ 5 д] режиму:

    ДІ = 17 мм, У = 1,4 м / с, а = 9,700 Вт / (м2 ОС),

    п р = 85, пт = 15.

    лагаются одна над іншою з наростанням N поступово зближуючись, але не зливаючись повністю. Однак, враховуючи похибку у виборі значень вихідних параметрів для розрахунку і необхідну в практиці точність у визначенні температур близько 5-10 ° С, можна вважати, що після прокатки 4 ... 5 смуг в активній зоні робочого валка встановлюється квазістаціонарний температурний режим. До аналогічних висновків прийшли автори роботи [2], експериментально вивчали тепловий режим роботи валків. Сталий температурний режим в тепловому ядрі встановлюється значно пізніше.

    Найбільший практичний інтерес представляють значення температур поверхні і на глибині 5 мм для початку прокатки

    (Кінця пауз) (1: П, пт, 1; х, пт) і кінця прокатки

    смуг (^, пр, 1; х, пр) в квазіустановівшемся

    режимі, наступ якого в подальших розрахунках прийнято під час прокатки п'ятої смуги. Для дослідження впливу режимів прокатки та охолодження на значення цих температур проведено розрахунок 24 варіантів температурного поля поверхневого активного шару.

    Розрахунки показали, що на тепловий режим активного шару впливає велика кількість параметрів: абсолютне обтиснення дь, швидкість прокатки V, інтенсивність емульсійного охолодження, яка характеризується коефіцієнтом тепловіддачі а, довжина прокатаної смуги виражена числом робочих

    оборотів валка пр, тривалість пауз ТПЗ, представлена ​​в розрахунках числом оборотів валка в паузах ППЗ _ ?? пз / ПБЗ .Вліяніе інших параметрів режиму (1; 1;, 1; Н) НЕ дослі-

    довай, так як діапазон їх зміни незначний, і вони приймалися постійними.

    Найбільший вплив на значення зазначених температур надає абсолютне обтиснення і швидкість прокатки. Ця залежність представлена ​​графічно на рис.3, який побудований за даними розрахунку температур за розробленою методикою при постійних базових значеннях інших параметрів

    режиму: пр = 85, ТПЗ, = 20с, а = 7500 Вт / (м2град). Залежність и де] = П, х, п = ін,

    пт, від А _ 0,302 ^% при У = ЕОТ * в дослідженому діапазоні зміни дь - практично лінійна, а від швидкості V - має більш складний характер.

    Роздільне вплив кожного з трьох інших параметрів г = пр, Тт, а на температури * р.н.) оцінювалося коефіцієнтами К] п (1), що розраховується за формулою:

    / '\ * Ь, п (0 _ * ЕМ

    К'п (1) _ * (г *) _ *, (18)

    1], і \ * / 1ЕМ

    в якій значення *, () визначалися з температурного поля, розрахованого для двох інших, відмінних від базового, значень параметрів р При цьому для кожного нового значення г розрахунок температур * Ь-п (г) проводився для двох - трьох варіантів режиму (поєднаннях основних параметрів ДІ і V), для яких величина * ^ п (г *) відома для базового значення г * і вибирається за графіком (рис.3). Розраховані таким чином два-три К (г) для кожного конкретного Ь п

    значення г практично (з точністю до 3%) збігалися. Розраховано також кілька варіантів режиму одночасно з двома новими значеннями г, відмінними від базових г *. Виявилося, що ефект попарного впливу параметрів г на К, () незначний (2-3%) і їм можна знехтувати, а спільне їх вплив визначати твором значень коефіцієнтів К (г) для відповідних г, кожне з яких є однопараметричним. Слід також зазначити, що тривалість робочих циклів

    пр практично не впливає на температури 1П, ППЗ, і 1х, ППЗ в кінці пауз, а тривалість пауз ТПЗ (в діапазоні від 15 до 50 с) - на

    температури 1 ^ пр, 1х, пр в кінці робочих

    циклів прокатки смуг. У той же час інтенсивність емульсійного охолодження а впливає на температури як в кінці прокатки, так і в кінці пауз, причому більш істотно

    Рис.3. Залежність сталих температур поверхні (----) і на глибині 5 мм (-) валка діаметром 640 мм в кінці прокатки

    смуг при п = 85 (а) і в кінці пауз тривалістю Т = 20 с (б) від коефіцієнта обтиску

    А = 0,3024 Дк /

    'В і швидкість прокатки V (цифри у

    кривих) для tпоп = 400 ° С, Н = 60 ° С, = 67 ° З і а = 7500

    Вт / (м2град).

    на температури поверхні валка.

    Графіки залежності коефіцієнтів К п від параметрів и представлені на рис.4. Використовуючи їх спільно з графіками на рис.

    3, можна, не вдаючись до розрахунку за формулами (1), (5), (7), визначати значення шуканих температур з формули (16) при квазі-сталому режимі прокатки з достатньою для практики точністю.

    При проведенні технічних розрахунків необхідно знати коефіцієнт тепловіддачі

    Мал. 4. Залежність коефіцієнтів у формулі (18) від параметрів режиму прокатки й охолодження:

    1 КП,) | 2 К, ППЗ (ТПЗ) | 3 Кп, пр (пр),

    4 до ,, Пр (Пр), 5 До ,, ППЗ (а), 6 До ,, Пр (а),

    7- Ка ін (а), 8 - Ка ППЗ (а),

    а при охолодженні поверхні валка емульсією, яка подається з спрейерной пристрої (колектора) під тиском через систему форсунок. Теплофізика та гідродинаміка такого процесу дуже складні; на величину а впливає велика кількість чинників: питома витрата охолоджувача, конструкція форсунок і їх розташування по куту повороту і довжині валка, відстань від форсунок до поверхні, швидкість обертання валка і ін. Розрахунок а по критеріальним залежностям, отриманим в дослідах з моделювання процесу спрейерной охолодження різних об'єктів [4, 5], через складність відтворення всіх параметрів процесу дає різко різні значення - від 2000 до 20000 Вт / {м2 град). Автори робіт [1, 6] рекомендують а від 12000 до 16000 Вт / (м2 -град). В роботі [8] наводяться узагальнені по станам холодної прокатки залежно а від питомої витрати охолоджувача q при подачі його через форсунки круглої і щілинний форми різних розмірів, при q до 5 л / М.С. Екстраполюючи ці дані до значень 10-17 л / М.С, прийнятих на стані гарячої прокатки 2800, отримаємо відповідно а = 6000 + 11000 Вт / {м2 * град). Температури поверхні в кінці прокатки смуг, розраховані при прийнятих значеннях аа, близькі до вибірково заміряних на робочих валках кліті № 5 табору 2800 (125 - 145 ° С) при прокатці по різним режимам [7].

    Розглянемо деякі практичні застосування отриманих результатів розрахунку. Важливою характеристикою режиму роботи табору є стійкість теплового профілю робочих валків при прокатці смуг по різним режимам і прокатці однієї смуги, яка безпосередньо пов'язана з величиною зміни температури на поверхні теплового ядра (на глибині 5 мм). Аналіз заводських даних по поєднанню параметрів ДІ, V, Ь (пр) технологічних режимів

    прокатки різних сплавів показує, що значення зазначеної температури в кінці прокатки смуг (* х п р) може змінюватися від 170

    до 215 ° С в кліті № 5 і від 150 до 195 ° С в кліті №7 при а = 7500 Вт / (м2 * град) = сопв1

    Підкреслимо, що такі коливання температури (отже, і теплового профілю) при переході від одного режиму прокатки до іншого можуть бути запобігти (виключаючи крайні: найлегший і найважчий) відповідною зміною інтенсивності емульсійного охолодження. Однак в практиці цей прийом використовується недостатньо в зв'язку з відсутністю інформації про залежність теплового режиму від режимів прокатки та охолодження. Зміна температури * при прокатці однієї смуги від початкової ^ пт (в кінці пауз) до кінцевої * г пр

    (В кінці прокатки смуги) також пов'язано зі стабільністю теплової опуклості і проявляється в поздовжньої різнотовщинності листа. Аналіз результатів розрахунку показує, що збільшення темпу прокатки за рахунок скорочення тривалості пауз і інтенсифікація охолодження валків зменшують різницю температур (* х, пт - * г пр), підвищують

    стійкість теплового профілю і зменшують разнотолщинность листа. Навпаки, тривалі паузи і простої, пов'язані з порушенням ритму прокатки, дестабілізують тепловий режим і знижують якість листа по різнотовщинності.

    Отримані дані про значення температури поверхні валка в контакті з смугою * 'П дозволяють судити про відповідність матеріалу валків і температури їх відпустки після гарту умов експлуатації. У кліті № 5 при температурі смуги 400 ° С її значення, відповідне найбільш важким тепловим режимам прокатки, складає 320 - 325 ° С. Відпустка штатних валків при 340 ° С забезпечує їх структурну стабільність в цих умовах. Робочі валки реверсивних клітей №1 і №2 мають більш високе навантаження, так як температура злитків ряду марок алюмінію і сплавів на його основі становить 450 ° С, а абсолютні обтиску приймаються 30 - 40 мм в кліті №1 і 45 - 50 мм в кліті №2. Крім того, при перших проходах в кліті №1 емульсійне охолодження валків відсутня. додаткові розрахунки,

    проведені для ДІ = 40мм, V = 1м / с, п р = 3 і а = 0 дають * 'П = 360 ° С при *' підлогу = 450 ° С. при

    збільшенні температури злитка до 500 ° С температура поверхні валка зростає до 385 ° С. З ростом температури розігріву поверхні зростає і амплітуда її коливання протягом обороту валка і пропуску злитка. Поверхня відпущених після гарту валків при 340 ° С в цих умовах втрачає структурну стабільність в процесі доотпуска при розігріві її до зазначених температур і швидко виходить з ладу по тріщинах. Температуру відпустки робочих валків реверсивних клітей рекомендовано підвищити до 380 - 400 ° С.

    СПИСОК ЛІТЕРАТУРИ

    1. Полухін В.П. та ін. Надійність і довговічність валків холодної прокатки. - М.: Металургія, 1976. - 448 с.

    2. Теплові процеси при обробці метал-

    лов і сплавів тиском / Под ред. Н.І. Яловська і ін. М .: Вища школа, 1973.

    3. Пеховіч А.І., Жидких В.М .. Розрахунки теплового режиму твердих тіл. Л.: Енергія, 1963.

    4. КадіноваА.С., ХейвецГ.І. Фактори, що впливають на теплообмін при струменевому охолодженні водою // МіТОМ. №1.1974.

    5. НовіковВ.Н. та ін. Тепловий режим робочих валків // Валки листових станів холодної прокатки. М .: Металургія, 1970.

    6. Третьяков О.В. , Гарбер Е.А. Розрахунок і дослідження валків холодної прокатки. М .: Машинобудування, 1966.

    7. Оводенко М.Б., Копнов В.І., Гречніков Ф.В .. Прокатка алюмінієвих сплавів. М.: Металургія, 1992.

    8. БелосевічВ.К., НетесовН.П .. Удосконалення процесу холодної прокатки. М: Металургія, 1973.

    ANALYTICAL RESEARCH OF A TEMPERATURE FIELD OF SURFACE LAYER OF ROLLS OF HOT ROLLING OF ALUMINUM ALLOYS

    © 2003 Відмова F.V. Gretchnikov1, V.V. Uvarov2

    1 Samara State Aerospace University, Samara

    2 Volga Branch of Institute of Metallurgy and Materials named for A.A.Bajkov of Russian Academy of Sciences, Samara

    The analytical solution of a heat conduction equation for the rotated barrel subject to cyclical heating in a contact to ardent metal and the subsequent cooling of a surface by pap is obtained. The given solution is lead up to a working technique of calculation of temperatures depending on roll speed both rolling schedules for duty cycles and spaces between the passing of bands. The guidelines on stabilization of thermal convexity and reannealing of nominal rolls in the maiden cage for increase of their operational stability can be utilized in practice of rolling effecting.


    Завантажити оригінал статті:

    Завантажити