Обработка материалов давлением. Сборник научных трудов. №19

Подождите немного. Документ загружается.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 281

Fig. 8. Distribution of the component Vx of metal velocity in the plane of exist from the

deformation zone:

a – initial temperature of 990°C; b – initial temperature of 920°C.

The local drop in temperature over the rolled band length has caused an increase in the

magnitude of yielding stress for those areas. The increase in yielding stress magnitude has caused

an increase in the resistance of plastic metal flow in the rolling direction, with a simultaneous

increase in the intensity of metal flow in the groove width direction (Fig. 8, b). When analyzing the

data shown in Fig. 8 one can observe an increase in metal flow velocity in the groove width

direction by approx. 15 mm/s (Fig. 8, b), compared to the values shown in Fig. 8, a.

It can be found from the data in Fig. 9, a that the plastic deformation has resulted in an

increase in temperature value by approx. 20°C in the deformation zone compared to the initial

value. When analyzing the data in Fig. 9, b it can be noticed that the average temperature on the

band cross-section is equal to the initial temperature. For the case shown in Fig. 9, b, the

temperature increase caused by plastic deformation has been done away by a longer band cooling

time compared to the case shown in Fig. 9, a. Therefore the temperature distribution on the band

cross-section, shown in Fig. 9, b, is less uniform than for the case shown in Fig. 9, a.

Fig. 9. Distribution of temperature and variations in band width in the plane of exist from the

deformation zone:

a – initial temperature of 970°C; b –initial temperature of 920°C.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 282

The non-uniform temperature distribution over the band length has also an effect on the

magnitude of widening. The local temperature decrease in the rolled band has resulted in an

increase in band widening after the pass, as a consequence of which the band with has increased

from b

= 70.4 mm for the band at the initial temperature of 970°C (Fig. 9, a) to b

= 71.2 mm for

the band at the initial temperature of 920°C (Fig. 9, b).

When comparing the obtained band widths (Figs. 7 and 9), an increase in the magnitude of

relative deformation by approx. 1.5% can be found (irrespective of the shape of the groove applied)

for the locally overcooled band areas.

The local increase in rolled band width can be explained by the increase in the friction

coefficient for this region, which increases the resistance to plastic metal flow in the rolling

direction. According to the least resistance law, the deformed metal will displace more intensively

in the transverse direction (along the groove width).

Summary

On the basis of the results of theoretical studies presented in this work it can be stated that

the non-uniform temperature distribution over the continuous casting (rolled band) length, resulting

from the method of heating the casting in the furnace, influences the magnitudes of rolling forces,

rolling moments and rolling power. When using the empirical relationships for the computation of

the values of these parameters, one cannot take into account the distribution of temperature over the

band length.

The incorrect determination of the force–energy process parameters might result in

substantial design errors.

Uniform plastic metal flow in the deformation zone depends, among others, on the proper

heating of the stock (uniform along its length).

REFERENCES

1. Kac L.J., Abakumova N.V. Effektivnost povyshenija tochnosti prokatki. – Moskva, 1968 (in Russian).

2. Zajcev V.V. Metallurgicheskaja i gornorudnaja pomyshlennost. – 1979. –№ 1. –S. 15-18 (in Russian).

3. Jukhnovskij J.M. Sortoprokatnoje proizvodstvo. – Kharkov, 1980. – S.24-30 (in Russian).

4. FORGE3® Reference Guide Release 6.2, Sophia-Antipolis, November 2002.

5. Mróz S., Jagieła K., Dyja H. Determination of the energy and power parameters during groove-rolling,

Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering. – June 2007. – Vol. 22, Issue 2. – P. 59-62.

6. Chekmariev A.P., Mutjev M.S. Kalibrovka prokatnykh valkov. – Moskva, 1971.

7. Gavrus A, Massoni E, Chenot J.L. An inverse analysis using a finite element model for identification of

rheological parameters // Journal of Materials Processing Technology. – 1996. – Vol. 60. – P. 447-454.

8. Chenot J.L., Fourment L., Coupez T., Ducloux R., Wey E. Forging and Related Technology,

Birmingham. –1998. – P. 113.

Мроз С. (Mroz S.) – ассистент ЧПУ

ЧПУ – Ченстоховский политехнический университет, г. Ченстохов, Польша.

mroz@mim.pcz.czest.pl

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 283

УДК 621.771:004.18

Смирнов Е. Н.

Скляр В. А.

Кожинов Д. С.

ИССЛЕДОВАНИЕ ДВУХСТАДИЙНОГО ПРОЦЕССА ОБЖАТИЯ

НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ БЛЮМОВ НА СТАДИИ НЕПОЛНОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ

НА ФИЗИЧЕСКИХ МОДЕЛЯХ

В настоящее время в прокатном производстве наметилась тенденция перехода на

использование непрерывнолитой заготовки. Однако этот переход приводит к необходимости

решения нескольких принципиальных проблем, связанных с дефектами непрерывнолитой

заготовки. К основным из них можно отнести дефекты формы («ромбичность»), структуры

(осевая пористость и ликвация) и несплошности осевой части непрерывнолитого слитка.

В последнее

время с целью повышения качества осевой части непрерывнолитых

слитков применяется технология контролируемого вторичного охлаждения, одним из

элементов которой является процесс их обжатия на стадии неполной кристаллизации[1].

Постоянное совершенствование данного процесса привело к появлению

разнообразных способов его технической реализации, каждый из которых обладает как

преимуществами так и недостатками. К недостаткам всех

способов реализации технологии

обжатия на стадии неполной кристаллизации, в которых деформацию производят гладкими

валками по всей ширине, можно отнести то, что участки слитка, имеющие разную

температуру, а следовательно, и разный уровень прочностных свойств, получают обжатие

одновременно и в одинаковой степени. Вместе с тем, боковые грани имеют более низкую

температуру и более

высокий уровень прочностных свойств, и оказывают большее

сопротивление процессу деформации.

По этой причине, для повышения эффективности проникновения деформации в

осевую часть слитка, необходимо увеличивать степень обжатия, что может привести, в свою

очередь, к появлению внутренних и поверхностных трещин [2]. Данные недостатки

обусловили развитие новых способов реализации процесса обжатия непрерывнолитых

слитков на

стадии неполной кристаллизации.

В результате многоэтапных исследований с использованием математического и

физического моделирования на кафедре ОМД Донецкого национального технического

университета был разработан новый способ технической реализации процесса обжатия

непрерывнолитых слитков на стадии неполной кристаллизации [3].

Целью работы является разработка и исследование способа двухстадийного обжатия

непрерывнолитых слитков на стадии неполной кристаллизации, обеспечивающего

повышение

эффективности проникновения деформации в осевую часть непрерывнолитого

слитка.

В соответствии с разработанным ДонНТУ способом предложено разделить один этап

обжатия на две стадии. Причем на первой стадии обжимают центральные участки слитка

профилированными валковыми парами первого ряда на ширине которая равняется 80–90%

от ширины жидкой фазы со степенью деформации 0.6–1.2%, а на второй стадии

обжимают

раньше недеформированные краевые участки слитка гладкими валковыми парами второго

ряда с перекрытием по ширине грани слитка на величину равную не менее половины прежде

недеформированного центрального участка с жидкой фазой со степенью деформации 0.8–

1.4% [3]. Схематическое расположение валков в клети обжатия непрерывнолитых слитков

на стадии неполной кристаллизации показано на рис. 1.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 284

Рис. 1. Схема расположения валков при «двухстадийном» обжатии.

На первом этапе исследования данного способа было проведено сравнительное

математическое моделирование процесса редуцирования непрерывнолитых блюмов

гладкими валками и нового двухстадийного способа обжатия непрерывнолитых слитков на

стадии неполной кристаллизации. Данное исследование показало возрастание степени

проникновения деформации в середину слитка при использовании нового способа по

сравнению с традиционным обжатием в гладких валках [2].

Однако для проверки адекватности результатов математического моделирования

возникла необходимость проведения эксперимента с использованием физических моделей.

Ранее использовавшиеся способы моделирования процесса обжатия непрерывнолитых

слитков на стадии неполной кристаллизации с использованием как свинцовых, так и

пластилиновых моделей [4] не могли в достаточной мере обеспечить физическое подобие

реальному процессу, так как не в полной мере учитывали наличие градиента температур в

закристаллизовавшейся составляющей непрерывнолитого слитка. В то же время, наличие

градиента температур приводит к неравномерному распределению механических свойств по

сечению непрерывнолитого слитка.

В развитие ранее использовавшихся методов физического моделирования был

разработан новый способ, который обеспечивает более качественное достижение подобия

распределении не только температур, но сопротивления материала деформации, по сечению

в натурном непрерывнолитом слитке и физической модели [5]. Данное подобие было

достигнуто за счет определения гомологической температуры пластилина, при которой он, в

достаточной мере, моделирует поведение металла непрерывнолитого слитка в процессе

обжатия на стадии неполной кристаллизации.

Для практической реализации данного

способа была разработана и апробирована

специальная экспериментальная установка, которая позволяла одновременно нагревать

внутреннюю полость физической модели и охлаждать наружную грань до необходимой

температуры [6].

При планировании эксперимента в качестве факторов были использованы следующие

независимые величины: ε = Δh / h

– относительное обжатие за проход, А

= F

/ F –

отношение площади отверстия, которое имитирует жидкую фазу, к площади поперечного

сечения модели и θ = (Т

пл

- Т) / Т

пл

– отношение разницы температуры плавления Т

пл

температуры внешней поверхности физической модели Т к температуре плавления.

Уровни и интервалы варьирования факторов предоставлены в табл. 1.

Для возможности дальнейшего сопоставления результатов они соответствовали тем, что

использовались при проведении физического моделирования процесса обжатия

непрерывнолитых слитков на стадии неполной кристаллизации с применением гладких

валков.

Для проведения экспериментальных исследований были изготовлены

полые

пластилиновые физические модели, которые в масштабе 1:10, имитировали

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 285

непрерывнолитой блюм сечением 335х400 мм. Размеры внутренней полости, которая

моделируют двухфазную область, соответствовали размерам полости непрерывнолитого

блюма на уровне 13, 15 и 17 метров металлургической длины слитка.

Таблица 1

Уровни и интервалы варьирования факторов

Факторы

Интервал

варьирования

Основной

уровень (0)

Верхний

уровень (+1)

Нижний

уровень (-1)

ε = Δh / H

0,025 0,055 0,080 0,030

= F

/ F 0,016 0,098 0,114 0,082

θ = (Т

пл

- Т) / Т

пл

0,046 0,300 0,346 0,254

Кроме оценки степени проникновения деформации, при исследовании нового способа

определяли напряженно-деформированного состояние на боковой поверхности. Для этого на

боковую поверхность физических моделей наносилась координатная сетка в виде

окружностей. При этом наибольшая плотность сетки была в тех областях, которые

примыкают к углам физической модели, где наиболее вероятно возникновение нарушений

несплошности.

Эксперимент

проводился в следующей последовательности: сначала физическую

модель помещали в экспериментальную установку, где формировалось ее необходимое

тепловое состояние. В дальнейшем физическую модель прокатывали на лабораторном стане,

обмеряли и фотографировали.

Прокатку физической модели осуществляли в две стадии. В первом проходе

обжималась центральная часть слитка на необходимой ширине, а во втором боковые

участки.

В обоих случаях физическая модель прокатывалась с получением недоката, чтобы

получить в дальнейшем распределение деформаций и напряжений. Параметры деформации

физических моделей приведены в табл. 2.

Таблица 2

Параметры деформации физических моделей

Металлургическая

длина натурного

непрерывнолитого

слитка, м

Ширина обжимаемого

на первой стадии

центрального участка

физической модели,

мм

Ширина обжимаемого

на второй стадии

краевого участка

физической модели,

мм

Интервал

варьирования

абсолютного

обжатия, мм

14.5 13.5

1÷3

12.7 14.2

1÷3

8.5 16.2

1÷3

Для проведения эксперимента использовался специально изготовленный комплект

валков (рис. 2), позволяющий поэтапно деформировать физическую модель на первой и

второй стадиях процесса. Конструкция валка предусматривала регулировку ширины

обжимаемого участка на второй стадии.

Вид деформированной физической модели приведен на рис. 3. На контактной

поверхности физической модели присутствуют риски, которые оставили острые края первой

обжимающей пары

валков. Это свидетельствует о том, что принятая форма кромки валка не

соответствует необходимой и нуждается в дальнейшей корректировке.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 28

Кроме того, исследования показали необходимость учета зависимости между

шириной обжимаемого участка и радиусом закругления кромки обжимающего валка. В

частности, было выявлено, что отношение радиуса закругления к ширине обжимаемого

участка влияет на эффективность проникновения деформации в осевую часть

непрерывнолитого слитка.

Рис. 2. Вид деформирующей клети для моделирования двухстадийного обжатия

физических моделей.

Рис. 3. Внешний вид физической модели после деформации.

Для оценки эффективности разработанного способа двухстадийного деформирования

непрерывнолитых блюмов на стадии неполной кристаллизации определялся критериальный

коэффициент с использованием следующего выражения:

- 100

деф

жж

эф

= (1)

где Δb

– относительное уширение жидкой фазы за две стадии, мм;

Δh

– относительное обжатие жидкой фазы за две стадии, мм;

∆V

деф

– величина смещенного объема за две стадии на единичной длине блюма, мм

;

– объем блюма единичной длины, мм

Как следует из выражения (1), наиболее эффективным будет та схема

деформирования, при которой высотная деформация двухфазной области будет

максимальной, а уширение минимальным. При этом, чем больше доля проникновения

высотной деформации, тем большая вероятность разрушения «мостов» дендритов.

По результатам обработки экспериментальных данных были получены графические

зависимости коэффициента эффективности от управляющих факторов. в

частности,

зависимость коэффициента эффективности от управляющего фактора «Относительное

обжатие ε» приведена на рис. 4.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 28

Анализ полученных зависимостей показывает, что при увеличении степени обжатия ε

во всем интервале исследуемых значений эффективность процесса возрастает.

Рис. 4. Зависимость коэффициента эффективности К

эф

от управляющего фактора

«относительное обжатие ε» при θ = 0,300.

Зависимость величины эффективности от места приложения обжатия, определяемого

величиной соотношения А

приведена на рис. 5. Видно, что в интервале варьирования

величины А

наблюдается максимум эффективности, который соответствует середине

интервала (А

= 0,111).

Рис. 5. Зависимость коэффициента эффективности К

эф

от управляющего фактора

«место приложения обжатия А

» при ε

= 0,03.

Такой характер зависимости коэффициента эффективности К

эф

от фактора А

можно

объяснить следующим образом. При максимальном значении А

(содержание жидко-твердой

фазы максимально) высотная деформация хорошо проникает в середину непрерывнолитого

слитка. Однако, более тонкие боковые стенки непрерывнолитого слитка легче подвержены

изгибу, что приводит к повышенному уширению двухфазной области. Таким образом, в

достаточной мере происходит разрушение «мостов» дендритов, которые мешают движению

расплава. Вместе с тем, само вытеснение данного расплава

из области окончательного

затвердевания происходит в недостаточной мере.

С уменьшением доли жидко-твердой фазы, уменьшается и величина проникновения

высотной деформации за счет увеличения толщины закристаллизовавшейся оболочки

непрерывнолитого слитка. В тоже время, увеличение толщины боковых стенок слитка

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 288

приводит к меньшему уширению двухфазной области за счет чего и повышается

эффективность процесса в целом. Когда содержание жидко-твердой фазы минимально

(А

= 0,082), высотная деформация проникает в середину слитка в уже недостаточной мере

т.к. деформация локализуется в приконтактных областях, что приводит к уменьшению

эффективности процесса.

Также следует отметить, что с увеличением градиента температур θ эффективность

процесса несколько увеличивается. Повышение эффективности с увеличением градиента

температур θ связано с особенностями деформации слитка на второй

стадии, когда

происходит деформация краевых участков блюма. В этом случае более низкая температура

поверхности (и, соответственно, более высокое сопротивление деформации), способствует

вовлечению в процесс деформации осевой части блюма. В этом случае деформация в

большей степени проникает в центральную часть слитка.

Выводы

Разработан новый способ обжатия непрерывнолитых непрерывнолитых блюмов и

заготовок на

стадии неполной кристаллизации. Для проверки ранее полученных результатов

по исследованию данного способа с помощью математического моделирования, спланирован

и проведен эксперимент с использованием физических моделей. В результате эксперимента

определены наиболее рациональные параметры процесса, которые обеспечивают

максимальную эффективность. Раскрыты механизм проникновения деформации в середину

непрерывнолитого слитка при реализации процесса двухфазного обжатия.

ЛИТЕРАТУРА

1. Минаев А.А. Моделирование теплового состояния непрерывнолитого блюма в процессе вторичного

охлаждения / А.А. Минаев, Е.Н. Смирнов, М.В. Григорьев // Металл и литьё Украины. - 2003. – №6. – С. 18-22.

Смирнов Е..Н. Моделирование двухстадийного процесса «мягкого» обжатия непрерывнолитых

блюмов / Е.Н. Смирнов, В.А. Скляр // Удосконалення процесів і обладнання обробки тиском в металургії і

машинобудуванні: Тематич. сб. наук. пр. ДДМА. – Краматорськ, 2005. – С. 441-445.

Пат. 75537 Україна, МПК

B22D 11/12. Спосіб обтиснення безперервнолитих блюмів і заготівок у

рідко-твердому стані. / Смирнов Є.М.; ДонНТУ. - № 20041008414; заявл. 18.10.2004; опубл.17.04.2006, Бюл

№4.

4. Смирнов Е.Н. Исследование влияния деформационных параметров “мягкого” обжатия на сближение

фронтов кристаллизации с использованием физических моделей. / Е.Н. Смирнов, М.В. Григорьев – Магнитогорск:

МГТУ, 2004. – 247 с.

Пат. 77236 Україна, МПК

B22D 11/12. Спосіб фізичного моделювання процесів деформування

безперервнолитих зливків у рідкотвердому стані / Смирнов Є.М.; ДонНТУ. - № 20041008620; Заявл.

07.07.2004; Опубл, 15.11.2006, Бюл №11.

Смирнов Е.Н. Моделирование напряженно-деформированного состояния при обжатии

непрерывнолитого слитка в жидко-твердом состоянии / Е.Н.Смирнов, В.А.Скляр, А.П.Митьев и др. //

Удосконалення процесів і обладнання обробки тиском в металургії і машинобудуванні: Тематич. зб. наук. пр.

ДДМА. – Краматорськ, 2006. – 504 с.

Смирнов Е. Н. – канд. техн. наук, доцент ДонНТУ;

Скляр В. А. – сортудник ДонНТУ;

Кожинов Д. С. – сортудник ДонНТУ.

ДонНТУ – Донецкий национальный технический университет, г. Донецк.

omd@fizmet.donntu.donetsk.ua

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 289

УДК 621.771.01: 621.771.23

Корохов В. Г.

Черковер Р. А.

Лонцкий А. Е.

ОСЕВАЯ ВЫТЯЖКА ПРИ РЕДУЦИРОВАНИИ СЛЯБА

В РЕВЕРСИВНОЙ УНИВЕРСАЛЬНОЙ КЛЕТИ

В настоящее время широко внедряется редуцирование непрерывнолитых слябов по

ширине в мощных универсальных реверсивных черновых клетях широкополосных станов.

Процесс редуцирования слябов может быть реализован путем одного или нескольких

последовательных обжатий в вертикальных валках с последующими проглаживаниями

широкой грани раската в горизонтальных валках на начальную толщину после каждого

обжатия в вертикальных валках

либо путем последовательных обжатий в вертикальных

валках и одного проглаживания в горизонтальных валках в последнем проходе. Если

силовые возможности горизонтальной клети позволяют, то проглаживание может быть

совмещено с рабочим обжатием по толщине.

У сляба, многократно обжатого по ширине в вертикальной клети, происходит

значительное увеличение толщины не только в прикромочных зонах,

а и по всей ширина,

кроме того, появляется значительная осевая вытяжка. Учет этих факторов необходим при

расчете деформационно-силовых параметров прокатки в вертикальных и горизонтальных

валках.

В технической литературе очень мало сведений о вытяжке раската при многократном

обжатии сляба в вертикальных валках, а также после его проглаживания на начальную

толщину в

горизонтальных валках. Известны только зависимости для определения осевой

вытяжки раската после однократного обжатия в вертикальных валках с гладкой бочкой [1-2].

Целью работы является экспериментальное исследования влияния многократных

обжатий сляба в вертикальных калиброванных валках на осевую вытяжку сляба в

вертикальных валках и после его проглаживания в горизонтальных валках.

Исследование выполнили методом физического

моделирования условий

редуцирования слябов за один, два и три прохода на лабораторном стане. Масштаб

моделирования 1:30, материал – свинец. Моделировали процесс редуцирования слябов

шириной

Н = 350, 1800 и 2250 мм, толщиной

Н = 240 мм вертикальных валках диаметром

1500 мм с тремя ящичными калибрами и процесс проглаживания в горизонтальных валках

диаметром 1500 мм.

Форма калибров – ящичная. Размеры калибров: ширина у дна b

= 240 мм; ширина у

разъема b

= 300 мм; глубина h

= 150, 120 и 90 мм соответственно первого, второго и

третьего. Показатель формы калибров определяли по формуле (1) [3]:

кал

)/2(1

))/(1,0(1

ВН

ВВН

дрр

−

−+

. (1)

Образцы толщиной 8 мм каждой партии ширины (45, 60, 75 мм) обжимали в каждом

калибре вертикальных валков по различным режимам: за один, два и три последовательных

прохода с обжатиями 2 мм, затем проглаживали в горизонтальных валках на начальную

толщину. После прокатки в вертикальных валках и проглаживании в горизонтальных валках

измеряли осевые вытяжки и ширину

образцов.

В качестве параметров процесса редуцирования сляба и последующего

проглаживания приняли:

1в

– осевая вытяжка в вертикальных валках при разовом обжатии;

1пр

– осевая вытяжка при проглаживании в горизонтальных валках после разового обжатия

в вертикальных валках;

сумв,

– суммарная осевая вытяжка в вертикальных валках;

сумпр,

–

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 290

суммарная осевая вытяжка при проглаживании в горизонтальных валках; h

в.прив

–

приведенное толщина сляба после обжатия в вертикальных валках, мм; b

пр

– ширина сляба

после проглаживания, мм.

В качестве независимых переменных процесса редуцирования и последующего

проглаживания сляба приняли: В

/Н

– показатель поперечного сечения сляба;

В/В

∑

Δ –

возрастающее относительное обжатие по проходам при редуцировании;

В/В ΔΔ

∑

–

условный показатель суммарных обжатий (количество проходов при равномерном обжатии);

ВΔ – разовое обжатие по ширине в i-том проходе;

i0двi

В/l – показатель продольного

сечения очага деформации в вертикальных валках;

i0двi

Н/l – показатель поперечного

сечения очага деформации в вертикальных валках;

i0,i0

ВН

–

толщина и ширина перед

обжатием;

двi

l – длина очага деформации в вертикальных валках; К

кал

– показатель формы

калибра.

Все образцы разделили на три группы по ширине по пять серий из трех штук.

Эксперимент осуществляли следующим образом. В каждом калибре один образец из каждой

группы обжимали по ширине примерно на 2 мм лишь один раз, второй – два раза, третий –

три раза подряд, четвертый – на 4 мм, пятый – на 6

мм.

После обжатий по ширине устанавливали валки с гладкой бочкой, проглаживали

образцы на исходную толщину и измеряли их осевую вытяжку и ширину.

Графики изменения осевых вытяжек сляба в вертикальных валках и после

проглаживания в горизонтальных валках показаны на рис. 1 и рис. 2.

После математической обработки результатов экспериментов получили следующие

зависимости для осевых

вытяжек раската после обжатий в вертикальных валках и

последующего проглаживания в горизонтальных валках.

Для разового обжатии в вертикальных валках:

1в

= 0,802 – 0,0112B

/ H

+ 0,706

/ Вl

дв

– 0,0425

/ Нl

дв

+ 0,0653К

кал

, (2)

1пр

= 0,678 – 0,0016B

/ H

+ 0,702

/ Вl

дв

– 0,018

/ Нl

дв

+ 0,152К

ка

. (3)

Для многократных обжатий в вертикальных валках:

сумв,

= 0,911 – 0,0003B

/ H

+ 0,721

/ ВВ

∑

Δ – 0,0124

ВВ ΔΔ

∑

+ 0,075К

кал,

(4)

сумпр,

= 0,866 – 0,0002B

/ H

+ 0,09Σ

/ ВВ

∑

Δ – 0,0188

ВВ ΔΔ

∑

+ 0,112К

кал.

(5)

Полученные зависимости (2–5) адекватны, средняя ошибка аппроксимации составляет

10,8–14,5%, а коэффициент множественной корреляции 0,92–0,95.

Приведеннyю толщину раската после обжатий в вертикальных валках h

в.прив

и ширину

после проглаживания b

пр

можно приближенно определить из условия постоянства объема

метала: h

в.прив

= Н

сумв.

; b

пр

= В

сумпр,

Выводы

Приведенные в статье зависимости для расчета осевой вытяжке сляба при

многократных обжатиях в вертикальных валках и после проглаживания в горизонтальных

валках, позволяют определить приведенную ко всей ширине толщину раската на выходе

вертикальных валков и ширину после его проглаживания.