Калибровка валков блюминга

КАЛИБРОВКА ВАЛКОВ БЛЮМИНГА На блюмингах прокатывают блюмы, слябы, а также фасонную заготовку для балочных профилей. Блюмы имеют размеры поперечного сечения от 140140 до 450450 мм (ГОСТ 4693-77). К блюмам также относят полупродукт с размерами, близкими к квадратным. Слябы толщиной от 100 до 330 мм и шириной от 330 до 1000 мм прокатывают на блюмингах с диаметром валков до 1300 мм. Проектирование калибровки валков блюминга включает следующие основные этапы: расчет режима обжатий; определение размеров калибров и составление эскиза валков; расчет скоростного режима прокатки; расчет динамического режима прокатки. По ходу расчета обычно приходится вносить коррективы на всех этапах, проектирования калибровки валков. 2.1. Расчет режима обжатий При расчете режима обжатий необходимо определить максимальное и среднее обжатие по проходам, требуемое число проходов, число и порядок кантовок, рассчитать уширение металла и размеры поперечного сечения раската по проходам. Это позволит найти размеры калибров и составить эскиз валков. 2.1.1. Максимальное обжатие Максимальное обжатие определяется исходя из ограничений по условию захвата металла валками, мощности электродвигателя, прочности валков, деформируемости металла. Максимальное обжатие по условию захвата металла валками. При проектировании режима обжатий необходимо обеспечить надежный захват прокатываемого раската валками. В противном случае возможны пробуксовки валков, вследствие чего возникают динамические моменты в главной линии стана, неблагоприятно влияющие на долговечность работы оборудования (рабочих и шестеренных валков, шпинделей и других деталей). Кроме того, пробуксовки приводят к сбоям в работе системы автоматического управления блюмингом. Условия захвата раската валками изучены недостаточно. К наиболее существенным факторам, влияющим на захват раската, можно отнести следующие: а) условия трения на поверхности валков и прокатываемого металла; б) окружная скорость вращения валков; в) форма калибра; г) ширина раската. Условия трения на контактной поверхности зависят от шероховатости валков и их материала, свойств окалины. На валках с насечками или наварками захват лучше, чем на гладких валках. Первоначальная чистота обработки валков сказывается непродолжительное время, так как вскоре в результате прокатки на поверхности валков образуется сетка разгара. На валках с сеткой разгара захват лучше, чем на новых валках. По данным С.В.Макаева валки из стали 60ХН хуже захватывают металл, чем из обычной углеродистой стали. Закалка валков снижает предельный угол захвата на 10-15%, что можно объяснить различным характером износа валков в зависимости от марки стали и термической обработки. По данным М.М.Горенштейна печная окалина на поверхности слитка снижает предельный угол захвата по сравнению со вторичной (воздушной) окалиной на 6-70. Решающее влияние на условия захвата раската оказывает скорость вращения валков Uв: чем больше скорость, тем меньше допустимый угол захвата []. Опытами В.Тафеля и Э.Шнайдера установлено, что при прокатке на гладкой бочке резкое снижение [] происходит в диапазоне скоростей вращений валков 2,2 - 2,6 м/с (рис.2.1). Рис.2.1. Влияние скорости прокатки на допустимый угол захвата по В.Тафелю и Э.Шнайдеру: 1- при прокатке на гладких валках; 2 - на валках с наваркой, насечкой, накаткой При прокатке на калиброванных валках раскат защемляется боковыми стенками калибра, поэтому захватывающая способность валков повышается. С увеличением ширины раската допустимый угол захвата возрастает вследствие повышения степени защемления раската в калибре. Большая часть перечисленных факторов носит случайный и неконтролируемый характер. По существу, захватывающую способность валков можно регулировать применением насечек или наварок, накаткой зубчатым (рифленым) роликом, использованием калиброванных валков, изменением скорости вращения валков. Для практических расчетов допустимых углов захвата рекомендуется пользоваться данными табл.2.1, в которой обобщены результаты экспериментальных исследований В.А.Тягунова, В.Тафеля, Т.М.Голубева, М.А.Зайкова, Б.П.Бахтинова и др. Максимальное обжатие по условиям захвата раската валками можно определить по известной формуле Hmax=2Dрsin2([]/2), (2.1) где Dp - рабочий диаметр валков. Если валки перетачивают, то максимальное обжатие следует определять с учетом их переточки на 10%. На большинстве же блюмингов поверхность валков восстанавливается путем наплавки, поэтому максимальное обжатие рассчитывается при начальном рабочем диаметре валков. Таблица 2.1. Допустимые углы захвата [] при прокатке на блюминге Характеристика валков Гладкая бочка 25,5 Калиброванные 29,0 С насечкой, 33,0 наваркой или накаткой 0,5 24,5 27,5 32,0 1,0 23,5 26,0 31,0 [], град, при Uв, м/с 1,5 2,0 2,5 22,5 21,5 20,0 24,5 24,0 23,0 30,0 28,0 26,0 3,0 16,0 19,0 24,0 3,5 14,0 17,0 21,0 4-7 13,0 15,0 20,0 Окружная скорость вращения валков определяется по формуле Uв=Dpn/60, (2.2) где п - частота вращения валков, об/мин. Максимальное обжатие по мощности электродвигателя. Получим прежде всего формулы для определения силы и крутящего момента прокатки. Сила прокатки P=pBcрlc, (2.3) где р - контактное давление, Вср - средняя ширина очага деформации; lс - длина очага деформации. Средняя ширина очага деформации Вср0,5(В0+B1), где В0 и В1 - соответственно ширина раската до и после прохода. Длина очага деформации определяется по известной формуле (2.4) lс  HDр / 2 . Для определения контактного давления р известны ряд формул (С.Экелунда, А.И.Целикова, П.И.Полухина, В.М.Луговского и др.). Воспользуемся формулой А.И.Целикова [3], расчеты по которой дают хорошие результаты при определении контактного давления на блюминге. Контактное давление р=пппжσ, (2.5) где n - коэффициент, учитывающий влияние среднего главного напряжения, т.е. влияние ширины раската (1,0n1,15), при прокатке на блюминге можно принять n1,15 [4, 6]; п - коэффициент напряженного состояния, учитывающий влияние на контактное давление внешнего трения; nж - коэффициент, учитывающий влияние внешних зон по отношению к геометрическому очагу деформаций; σ - сопротивление деформации, определяемое в зависимости от марки стали, температуры прокатки, степени и скорости деформации, МПа. Коэффициент n зависит от фактора формы очага деформации lс/Нср, где Нср=0,5(Н0+Н1). При lс/Нср=25 его можно определить по формуле или кривым А.И.Целикова (рис.2.2) в зависимости от относительного обжатия   Н/Н0 и параметра : =2lс/Н, =0,55-0,00024t, (2.6) где  - коэффициент трения; t - температура раската, С. Рис.2.2. Кривые для определения коэффициента напряженного состояния пσ по методу А.И.Целикова При прокатке на блюминге, когда lс/Нср<12 величину п рассчитывают по формуле [6]: nσ=1+lc/6Нср. (2.7) При малых значениях lс/Нср=0,20,5 коэффициент п близок к 1, т.е. внешнее трение оказывает слабое влияние. Поэтому в таких случаях можно принять п=1,0. Коэффициент nж рассчитывают по эмпирической формуле nж=(lс/Нср)-0,4. (2.8) Формула справедлива при lс/Hср1, причем при lс/Hср1 коэффициент nж=1, а с уменьшением lс/Hср коэффициент nж увеличивается, т. е. повышается влияние внешних зон на контактное давление. Сопротивление деформации  зависит для данной марки стали от температуры t, степени (=Н/Н0) и скорости деформации u. Скорость деформации рекомендуется определять по преобразованной формуле А.И.Целикова (2.9) u  0,105n εRр / Н 0 , 1/c где п - частота вращения валков в об/мин, для упрощения расчетов принимается максимальное значение за проход; Rp=0,5Dр - рабочий радиус валков. Температуру металла по проходам рекомендуется определять по формулам, приведенным в разд.1.6. Для ориентировочных расчетов можно принять, что температура металла по проходам изменяется по линейному закону, а общее падение температуры за период прокатки составляет 60-1000С. Так, например, при прокатке на блюминге 1300 за 9-13 проходов падение температуры блюмов составляет около 600С. Сопротивление деформации можно определять также по данным работ [4, 711]. По методу термомеханических коэффициентов В.И.Зюзина [4, 8] сопротивление деформации =одKtKKu, (2.10) где од - базисное значение сопротивления деформации, определяемое для данной марки стали при t=10000С, =0,1 и u=10 1/с; Kt, K, Ku - термомеханические коэффициенты, учитывающие соответственно влияние температуры прокатываемого металла, степени и скорости деформации; эти коэффициенты определяются по формулам или кривым, построенным для каждой марки стали. В Приложении 1 (табл. П1) приведены эмпирические формулы для определения сопротивления деформации по методу В.И.Зюзина [4,8]. Кроме того, в [4,8] приведены также графики для расчета сопротивления деформации для 55-ти марок стали и сплавов. По методу термомеханических коэффициентов Л.В.Андреюка – Г.Г.Телюнева [9] сопротивление деформации   SодU a 10 b t / 1000 c , (2.11) где  од - базовое сопротивление деформации, определяемое для данной марки стали при температуре t  10000С, степени деформации   0,1 и скорости деформации U  10 с-1; S, а, b, с – постоянные коэффициенты, зависящие от марки стали. В Приложении 1 (табл. П2) приведены значения коэффициентов S, а, b, -с и базисного сопротивления деформации  од для каждой марки сталей и сплавов. Крутящий момент Мвал, затрачиваемый на пластическую деформацию, Мвал=2Рlсп, (2.12) где п - коэффициент плеча приложения равнодействующей, который рекомендуется определять по формуле А.П.Чекмарева и др, полученной на основании обработки экспериментальных данных: п=0,790-0,887lс/Hср+0,444(lс/Hср)2. (2.13) По этой формуле с уменьшением lc/Hcр коэффициент п увеличивается. Для определения крутящего момента по мощности электродвигателя составим баланс моментов, приведенных к рабочим валкам: η М дв.доп   М пр.доп  М дин  М х.х , (2.14) где Мдв.доп - допустимый момент электродвигателя, Мдв.доп=KпМн (Kп=2,52,75-допустимый коэффициент перегрузки, Мн - номинальный крутящий момент);.  - механический к.п.д. при передаче крутящего момента от электродвигателя к рабочим валкам, 0,90 с шестеренной клетью и 0,95-без шестеренной клети;  - коэффициент, учитывающий снижение крутящего момента электродвигателя вследствие ослабления магнитного потока при частоте вращения валков n больше номинальной пн (рис.2.3): =n/nн при n>/nн; =1 при nnн; Мпр.доп - допустимый крутящий момент прокатки на валках блюминга; Мдин - динамический крутящий момент при прокатке с ускорением (замедлением); Мх.х - крутящий момент холостого хода. Левая часть равенства (2.14) представляет допустимый крутящий момент, который подводится от электродвигателя к рабочим валкам, а правая часть есть сумма крутящих моментов, на преодоление которых расходуется подводимый от электродвигателя крутящий момент. Из (2.14) получаем М пр.доп  η М дв.доп   М дин  М х.х , (2.15) С другой стороны, допустимый крутящий момент прокатки Мпр.доп=Мвал+Мтр, (2.16) где Мтр - момент трения в шейках рабочих валков, возникающий в процессе деформации слитка. Рис.2.3. Зависимость крутящего момента электродвигателя реверсивного стана М от частоты вращения ротора п Момент трения, приложенный к шейкам рабочих валков, Мтр=4Ттрdш/2, где Ттр - средняя сила трения; dш - диаметр шейки валка, dш0,55D0. Если считать, что в среднем сила прокатки, приходящееся на шейку валков, равна Р/2, то тогда Ттр=fпP/2, где fп - коэффициент трения в шейках валков (для текстолитовых подшипников блюминга, работающих в тяжелых условиях, можно принять fп0,05). Следовательно, Mтр=Pfпdш. (2.17) Динамический момент определяется по формуле 2  GD М дин  а, (2.18) 38,2 где GD2 - приведенный маховой момент вращающихся деталей главной линии стана, тм2; а – ускорение валков, об/минс; для предварительных расчетов рекомендуется принять 30-40 об/минс. 2  GDя2  0,1GDя2 , Приведенный маховой момент  GD 2  GDя2  GDпер 2 где GDя2 - маховой момент якоря электродвигателя; GDпер - маховой момент других вращающихся деталей (рабочих и шестеренных валков, шпинделей, муфт). Следовательно, 2 2 (2.19)  GD  1,1GDя . Момент холостого хода ориентировочно равен: при приводе от одного электродвигателя Мх.х0,05Мн; (2.20) от двух электродвигателей Мх.х0,035Мн, (2.21) так как в этом случае нет потерь на трение в шестеренной клети. Необходимые данные по технической характеристике электродвигателей приведены в табл.2.2. Таблица 2.2. Техническая характеристика электродвигателей реверсивных прокатных станов Номинальный Коэффициент GDя2 , момент Мн, перегрузки 2 тм Кп кНм 50-120 702 253 2,50 80-160 545 260 2,50 50-120 981 385 2,50 60-120 861 270 2,75 70-120 785 230 2,50 70-120 765 230 2,50 60-90 1082 300 2,50 70-120 628 135 2,75 60-90 1177 455 2,50 65-90 1069 300 2,50 65-70 1275 350 2,50 65-90 1491 471 2,50 (2.17) в (2.16), получим Мпр.доп=Р(2пlc+fпdш). С Тип Мощность, электродвигателя кВт n, об/мин МП 20-5000 3670 МП 6200-80 4560 МП 24-7000-50 5150 МП 6250-50 5400 МП 7900-70 5805 МП 7600-70 5585 МП 11000-65 6800 ПБК 250/145 4600 ПБК 380/125 7400 П 24-160-9К 7250 П 25-150 9100 П 26-140 10175 Подставив (2.12) и учетом (2.3) имеем М пр.доп / рВср  2ψ п lc2  lc f п d ш . Решая это квадратное уравнение относительно lс, получим f d f d l c   п ш   п ш 4ψ п  4ψ п 2 М пр.доп    . 2ψ п pВср  (2.22) Если диаметр шейки валка dш неизвестен, то его можно принять равным 0,55Do. Приняв в формуле (2.4) Н=НmaxN, определим максимальное обжатие по мощности (крутящему моменту) электродвигателя (2.23) H maxN  2lc2 / Dp , где lс определяется по (2.22). Максимальные моменты прокатки обычно получаются в проходах до первой кантовки раската. Поэтому величину НmaxN определяют по формуле (2.23) для первого прохода. Расчет ведут по среднему сечению слитка, так как максимальный крутящий момент развивается электродвигателем примерно при прокатке средней части раската (см. разд.2.6). Ввиду малости уширения, принимают ВсрВ0. Допустимый момент прокатки Мпр.доп рассчитывают по (2.15), а контактное давление - по (2.5). При этом для первого приближения величину обжатия Н принимают исходя из найденного ранее максимального обжатия по условию захвата Нmax на бочке валков: Н=(0,731,30)Нmax, (2.24) где коэффициент 0,73 принимают при прокатке в валках с насечкой, наваркой или накаткой, а 1,30 - без нанесения искусственной шероховатости на валки. В случае большой разницы между заданными и полученным значением Н расчет следует повторить, задавшись полученным значением Н. Максимальное обжатие по прочности валков. Допустимый крутящий момент из условия прочности валков на изгиб рассчитывают по известной формуле М из.доп  0,1Dр3 σ , (2.25) где [] - допустимое напряжение на изгиб; для валков из стального литья []=100120 МПа, для стальных кованых валков []=120130 МПа. Максимальный изгибающий момент, приходящийся на середину ручья (рис.2.4) Миз=Ас. Рис.2.4. К расчету максимального обжатия по прочности валков: а - схема сил, действующих на валок; б - эпюра изгибающих моментов Реакцию левой опоры валков А на допустимую силу прокатки Рдоп определим, составив сумму моментов сил, .действующих относительно середины правой шейки валка: A(L+l)-Pдoп(L+l-c)=0. Отсюда А=Рдоп(L+l-c)/(L+l). Максимальный изгибающий момент М из  Ас  Рдоп L  l  c c Ll . Из равенства правых частей выражений (2.25) и (2.26) находим (2.26) Рдоп  0,1Dр3 σL  l  / L  l  c c . (2.27) С другой стороны, Pдоп  pВср 0,5H maxp Dp , где HmaxР - максимальное обжатие по прочности валков. Отсюда H maxР 2  Dp  Pдоп   pВ  ср 2   ,   (2.28) где Рдоп определяется по формуле (2.27). Для ориентировочных расчетов принимают ВсрВ0, а контактное давление равным найденному при определении HmaxN по мощности электродвигателя. Длину бочки валков L можно принять для больших блюмингов 2800мм, а для малых и средних 2350 или 2100 мм. Длина шейки валка l=(1,01,1)dш, ширина крайнего бурта Вб=100120мм, ширина калибра по дну ВдВ0, выпуск калибра tg=0,250,35. Если валки перетачивают, то расчет необходимо вести на переточенные валки. Максимальное обжатие по условию деформируемости металла. В настоящее время установлено, что на блюминге с интенсификацией режима обжатий деформируемость слитка повышается. Поэтому будем считать, что максимальное обжатие не ограничивается по условиям деформируемости металла. Вместе с тем необходимо отметить, что деформируемость слитка при прокатке зависит от марки стали, формы слитка и способа разливки, режимов нагрева слитка перед прокаткой, числа и порядка кантовок раската и ряда других факторов. Определив Hmax по трем условиям, принимают наименьшее значение из полученных: Hmax=min(Hmax, HmaxN, HmaxР). 2.1.2. Среднее обжатие за проход и необходимое число проходов Среднее обжатие за проход при прокатке блюмов Hср=(0,80,9)Hmax. (2.29) В этой формуле числовой коэффициент принимают в зависимости от формы сечения слитка и блюма (рис.2.5): 0,8 - если слиток и блюм имеют одинаковые сечения (см. рис.2.5, в); 0,9 - если слиток и блюм имеют разные сечения (см. рис.2.5, а, б). В случае, если предусматривается также прокатка слябов, принимают коэффициент 0,8. Рис.2.5. Схема обжатий при прокатке за 9 проходов: а - слиток прямоугольный - блюм квадратный; б - слиток квадратный - блюм прямоугольный; в - слиток и блюм квадратного сечения Необходимое число проходов определяют следующим образом. Суммарное обжатие при прокатке слитка сечением H0В0 в раскат сечением HкВк (см. рис.2.5) nпрНср=(Н0-Нк)+(В0-Вк)+Вн+Вв, где Вн и Вв соответственно суммарные уширения при обжатии по высоте и ширине слитка. Примем среднее значение показателя уширения В/Н=0,15. Тогда Вн=0,15(Н0-Нк), Вв=0,15(В0-Вк). С учетом полученных выражений находим nпр  1,15H 0  H к   В0  Вк  . Н ср (2.30) При расчете по этой формуле следует принимать Н0 и В0 для среднего сечения слитка. После определения nпр принимают ближайшее целое и нечетное число. Затем снова уточняют среднее обжатие по формулам: а) при разной форме сечения слитка и блюма (см. рис.2.5, а, б) Н ср  1,15H 0  H к   В0  Вк  ; nпр (2.31) б) при одинаковой форме сечения слитка и блюма (см. рис.2.5, в); со стороны с меньшим числом проходов Н ср  1,15H 0  H к   В0  Вк  ; nпр  1 (2.32) со стороны с большим числом проходов 1,15H 0  H к   В0  Вк  . (2.33) nпр  1 При прокатке слитка тонким концом вперед в первом проходе и после первой кантовки, т.е. когда ликвидируется конусность слитка, можно принимать обжатия больше максимальных, найденных по условиям захвата раската валками. Н ср  На больших блюмингах число проходов обычно составляет от 9 до 15. На малых блюмингах при прокатке слитков из легированной стали число проходов может доходить до 25-27. 2.1.3. Определение числа и порядка кантовок При определении числа и порядка кантовок необходимо учитывать, что кантовка раската перед задачей в калибр требует дополнительного времени. Поэтому, с точки зрения получения максимальной производительности блюминга, кантовки следует применять как можно реже. С другой стороны, получение блюмов высокого качества требует применять кантовки как можно чаще, так как большое обжатие слитка в одном направлении при прокатке, например, легированной стали приводит к образованию дефектов разрушения. Значительное влияние на качество поверхности раската оказывает первая кантовка. Поэтому при прокатке слитков из сталей и сплавов ответственного назначения или с пониженной пластичностью, а также слитков из кипящей стали, первую кантовку рекомендуется применять после второго прохода. Кроме того, необходимо иметь в виду следующее: 1. Кантователь находится с передней стороны блюминга, поэтому кантовки могут быть только после четных проходов. 2. Для ликвидации конусности слитка со всех сторон прокатку на гладкой бочке необходимо вести как минимум, до второй кантовки. 3. По условиям устойчивости раската отношение его сторон перед кантовкой В/Н не должно превышать: при прокатке на гладкой бочке (в первом калибре) 1, 3, при прокатке в других калибрах 1,7-1,8. Если после прокатки на гладкой бочке раскат задается в калибр, то в этом случае отношение сторон В/Н также может достигать 1,7-1,8. 4. Прокатку в калибрах целесообразно вести с защемлением раската. Так как после каждого прохода ширина раската возрастает, то это вызывает необходимость увеличения выпуска калибра. Если учесть, что выпуск калибра не должен превышать 35%, то практически без кантовки можно давать во втором калибре не более четырех проходов, а в последующих калибрах не более двух проходов. 5. Для получения блюмов требуемых размеров в последнем калибре делают один проход. 6. Поскольку каждый последующий калибр уже предыдущего, то перед задачей в очередной калибр необходимо делать кантовку. Для примера приведем возможные варианты кантовок при прокатке за 13 проходов (кантовки обозначены ): Схема прокатки 246101213 248101213 268101213 26101213 Число кантовок 5 5 5 4 48101213 6101213 4 3 Учет сформулированных положений позволяет выбрать из возможных вариантов кантовок рациональный. При прокатке малопластичных сталей и сплавов кантовки обычно применяют после каждых двух проходов независимо от отношения сторон раската. 2.1.4. Расчет уширения металла В первых двух проходах происходит уплотнение структуры слитка, заварка газовых пузырей и т.д. Поэтому уширение в этих проходах не рассчитывают, а принимают равным по 5 мм в каждом проходе. При составлении предварительной схемы обжатий уширение металла принимают: в третьем - пятом проходах В=(0,080,10)Н, в последних проходах В=(0,200,30)Н, для остальных проходов принимают промежуточные значения В. Среднее уширение за период прокатки слитка В=0,15Н. После составления предварительной схемы обжатий рассчитывают уширение и корректируют схему обжатий. Определять точно уширение металла не требуется, поскольку погрешности расчета компенсируются обжатием раската после кантовки. Обычно уширение, как и обжатие, принимают кратным пяти, так как в этом случае режим обжатий легче запоминается оператором. Уширение металла рассчитывают по формулам Б.П. Бахтинова, А.П. Чекмарева, кривым А.Ф. Головина и по другим формулам. Воспользуемся для расчета уширения кривыми А.Ф. Головина (рис.2.6), построенными по его формуле. Показатель уширения В/Н=f(lc/Вср, Нср/Вср), где средняя высота и ширина очага деформации соответственно равны Нср=Н0-Н/2, Вср=В0+В/2. При расчете Вср уширение можно принять по предварительной схеме обжатий. Рис.2.6. Кривые А.Ф. Головина для определения показателя уширения 2.1.5. Определение длины раската по проходам Если известны размеры и масса слитка Gсл, то длину раската по проходам определяют следующим образом. Вначале рассчитывают объем обжатого металла по формуле V=Gсл/, (2.34) 3 где  - плотность обжатого металла, равная 7850 кг/м . В первых двух проходах слиток уплотняется, поэтому длину раската принимают равной исходной длине слитка. В остальных проходах длина раската (L1)m=V/(1)m=V/(H1)m(B1)m, (2.35) где (1)m, (H1)m, (B1)m - соответственно площадь поперечного сечения, высота и ширина раската после прохода m. Коэффициент вытяжки в проходе т m=(1)m-1/(1)m или m=(L1)m/(L1)m-1. (2.36) 2.2. Размеры калибров, способы их расположения на бочке валков. Составление эскиза валков Размеры калибров на валках блюминга обычно указываются при зазоре между буртами S, равном 10, 15 или 20 мм. При этих зазорах изготавливаются шаблоны и контршаблоны калибров для расточки валков. В соответствии с режимом обжатий величина зазора между буртами изменяется от прохода к проходу. Глубину ручьев Нвр (рис.2.7) принимают равной (0,20,3)Нmin при отношении сторон раската H/B1,3 (Нmin - минимальная высота раската при прокатке в данном калибре) и (0,350,45)Hmin при H/B>1,3. Если на блюминге прокатывают слябы, то первый калибр или заменяют гладкой бочкой, или применяют калибр небольшой глубины (2Нвр=90130 мм). Необходимая высота калибра устанавливается за счет изменения зазора между буртами. Рис. 2.7. Построение ящичного калибра Ширину калибра принимают равной: по дну ручья Вд=B0min-(010мм); по буртам Ввр=В1mах+(510 мм). Здесь B0min-минимальная ширина раската, задаваемого в калибр; B1max - максимальная ширина раската после прокатки в калибре. При прокатке на блюминге слябов ширина калибров по дну Вд=В1max+(100150 мм). Выпуск в последнем калибре tg принимают равным 10-15%, а в остальных калибрах от 20 до 35%. Выпуклость дна ручьев  принимают для того, чтобы компенсировать уширение при прокатке в последующем калибре. Обычно =2,55,0 мм, однако в первом и в последнем калибре =0, за исключением случаев, когда блюм после прокатки поступает на непрерывно-заготовочный стан. В чистовых калибрах радиус закругления по дну принимают r2=(0,100,12)H, где H - сторона квадрата. В остальных калибрах r2=(0,070,10)Вд, но не более 35-40 мм. Обычно r1r2. Значения радиусов r1 и r2 округляют до целых чисел, обычно кратных пяти. Ширину буртов между калибрами В6 принимают равной (0,750,90)Нвр. Крайние бурты принимают 100-120мм. При прокатке на блюминге принимают нижнее давление валков 10мм, т. е. диаметр нижнего валка больше диаметра верхнего валка на 10мм. После определения размеров калибров определяют показание циферблата в каждом проходе по выражению S=Н1-2Нвр. На валках блюминга вытачивают от трех до пяти калибров. Применяют два способа расположения калибров: последовательное, когда калибры располагаются на бочке валков последовательно в соответствии с порядком прохождения в них раската (рис.2.8, а); симметричное, когда первый калибр располагается посередине бочки валков (рис.2.8, б). Рис.2.8. Расположение калибров: а - последовательное; б – симметричное Сравним эти способы расположения калибров применительно к прокатке блюмов. Преимуществом последовательного расположения калибров является высокий темп прокатки, так как паузы на передачу раската от калибра к калибру будут минимальными, поскольку в поперечном направлении раскат перемещается в одну сторону. Недостаток этого способа состоит в том, что шейки и подшипники валков изнашиваются неравномерно вследствие того, что при первых наиболее нагруженных проходах на левую шейку действует большее усилие, чем на правую, и, кроме того, есть вероятность попадания на эту шейку печной окалины, осыпающейся со слитка в первых проходах. При симметричном расположении калибров преимущества и недостатки меняются местами. Поэтому с точки зрения прокатки блюмов предпочтительным является последовательное расположение калибров, поскольку оно обеспечивает более высокую производительность блюминга. При прокатке слябов основная часть проходов дается «плашмя» в первом калибре (на бочке валков), а остальные калибры служат для ребровых проходов. С этой целью раскат периодически кантуют на 90о и прокатывают «на ребро» в том или ином калибре за два прохода. Поскольку первый калибр располагается посередине, то время, затрачиваемое на перемещение раската от калибра к калибру, будет минимальным. Поэтому при прокатке слябов предпочтительно симметричное расположение калибров. Вопрос о применении способа размещения калибров решается так: если в сортаменте блюминга преобладают блюмы, то применяют последовательное расположение калибров, а если слябы, то симметричное. При расчете схемы обжатий необходимо иметь в виду, что чем раньше будет предусмотрен переход от прокатки со свободным уширением к прокатке со стеснением в калибрах, тем выше будет качество поверхности раската. 2.3. Алгоритм расчета режима обжатий Заданы размеры слитка и блюма, марка прокатываемой стали, температура начала и конца прокатки, диаметр и материал валков блюминга, способ восстановления рабочей поверхности валков (наплавка, переточка), тип электродвигателя. Расчет выполняют в следующем порядке: 1. Определяют максимальное обжатие исходя из допустимого угла захвата Нmax. Для этого предварительно задаются величиной 2Нвр в следующих пределах: Номинальный диаметр валков блюминга D0, мм 900-1000 1150-1200 1300 2Нвр, мм 110-180 140-220 165-220 При прокатке слябов у первого калибра принимается 2Нвр=90130 мм. Затем определяют рабочий диаметр валков Dp=D0-2Нвр-S. Если валки восстанавливаются наплавкой, то допустимый угол захвата [] рассчитывают при найденном рабочем диаметре; если валки перетачиваются, то рабочий диаметр необходимо уменьшить на 10%. Далее принимают среднюю частоту вращения валков в момент захвата раската валками nу=30 об/мин и по формуле (2.2) определяют окружную скорость вращения валков. Затем по рис.2.1 или по табл.2.1. определяют допустимые углы захвата [] при различной характеристике валков и по формуле (2.1) находят максимальные обжатия Нmax. 2. Находят по формуле (2.23) максимальное обжатие по мощности электродвигателя HmaxN, причем lс рассчитывают по формуле (2.22), Мпр.доп по формуле (2.15), контактное давление по формуле (2.5) и т. д. 3. Рассчитывают по формуле (2.28) максимальное обжатие по прочности валков HmaxР. 4. Рассчитав Hmax по трем условиям, принимают наименьшее из полученных. 5. Определяют по формуле (2.29) предварительное среднее обжатие за проход Нср, затем по формуле (2.30) рассчитывают число проходов nпр и далее по формулам (2.31) - (2.33) уточняют средние обжатия со стороны с большим и меньшим числом проходов. 6. Составляют предварительную схему обжатий, задаваясь величиной уширения и устанавливая порядок кантовок раската в соответствии с рекомендациями, изложенными в разд.2.1.3. Одновременно определяют и необходимое число калибров. 7. Производят анализ предварительной схемы обжатий и намечают пути ее улучшения. 8. Составляют окончательную схему обжатий с учетом расчета уширения по кривым А.Ф.Головина (см. рис.2.6). 9. Рассчитывают по выражениям (2.35) и (2.36) длину раската и коэффициенты вытяжки по проходам. 10. Определяют размеры калибров и составляют эскиз валков с учетом рекомендаций, изложенных выше. После расчета скоростного и динамического режимов прокатки принятая схема обжатий может быть скорректирована с целью получения рационального режима прокатки.