Автореферат (Совершенствование оборудования и разработка ресурсосберегающих технологий листовой прокатки стали и сплавов с заданными свойствами и структурой), страница 3

и - для этапа охлаждения, (3, б)

где - постоянные коэффициенты характеристического уравнения; - корни характеристического уравнения;

; (4)

, - функции Бесселя первого рода нулевого и первого порядков; - критерий Био.

С использованием результатов исследования температурного режима валков реверсивного четырехвалкового стана 650/1500×1500 Московского металлургического завода «Серп и молот» были установлены новые соотношения теплотехнических критериев Фурье и Био на этапах нагрева и охлаждения валков в зависимости от их средней температуры (рис. 6).

Для многочасовой непрерывной работы стана (3-6 и более часов) с точностью до 10 % установлено, что расчет температуры валков следует проводить по одночасовому периоду. Тогда в каждом периоде суммарное время нагрева (время контакта с полосой) будет 0,1 ч и охлаждения 0,9 ч.

По предложенной методике был выполнен расчет температурного режима валков диаметром 800 мм из стали 9Х2МФ при температуре подката = 950ºС для различных цилиндрических сечений ( = 1; 0,5; 0).

Рис. 6. Взаимосвязь критериев Фурье и Био для рабочих валков полосовых станов с разной средней температурой : а) при нагреве; б) при охлаждении

Тогда на этапе нагрева 1-го периода определены следующие значения температур по сечениям , , ; на

этапе охлаждения 1-го периода - , , .

В первом приближении средняя температура валка

. После 3-х часов работы .

Наибольшие градиенты температур получены в 1-ом периоде: ; .

Были просчитаны температуры нагрева и охлаждения валков диаметром 400, 500, 800 и 1000 мм, а затем построены графики их относительных температурных полей в зависимости от критерия Фурье. Здесь - относительная температура.

Для 1-го периода результаты были аппроксимированы уравнениями:

, , (5) - на этапе нагрева;

, , (6)

- на этапе охлаждения.

Расчет радиальных , тангенциальных и осевых термических напряжений валков (рис. 7) проводили по усовершенствованной нами методике М.А. Тылкина, А.П. Чекмарева и Э.А. Гарбера:

; и , (7)

где – модуль упругости и коэффициент Пуассона; – коэффициент температурного расширения; - текущий радиус и радиус бочки валка; , - относительные температуры поверхности валка и отдельных его сечений.

Аналогично были рассчитаны остаточные напряжения , и , связанные с изменением физико-механических свойств материала валка по сечениям при термообработке (рис. 8).

Данная методика расчета температурных полей и напряжений рабочих валков полосовых станов горячей прокатки, использованная в условиях Моc-

ковского завода ОЦМ, позволяет отработать рациональный по эксплуатационной надежности режим работы промышленных станов и за счет сокращения числа перевалок повысить производительность на 2-5 %.

Анализ качества производимых на действующем

оборудовании полос и резервов повышения

эффективности листопрокатного производства

Химическая неоднородность выплавляемой на НЛМК стали существенна от плавки к плавке и охватывает весь диапазон содержания элементов по ГОСТу, что может давать разницу в значениях σ_в стали Ст3сп до 118 МПа. Средние значения содержаний элементов в стали Ст3сп: 0,166 % C; 0,473 % Mn; 0,0066 % N и 0,047 % Al. Среднеквадратические отклонения от средних значений составили: S_C = 0,0018 %; S_Mn = 0,0051 %; S_N = 0,00007 % и S_Al = 0,0021 %.

Средние значения механических свойств полос толщиной 4-6 мм из стали Ст3сп, прокатываемых на стане 2000, и среднеквадратические отклонения от них составляют: = 466-472 МПа, = 2,4-2,5 МПа; = 326-338 МПа, = 2,2-2,3 МПа; = 30,2-31,9 %, = 0,26-0,27 % и = 0,83-0,92 МДж/м², = 0,016-0,018 МДж/м².

Результаты металлографического исследования образцов от полос толщиной 8 мм (Ст3сп) показали, что значения коэффициента вариации γ_d распределения зерна лежат в пределах 59-67 %, в то время как для однородной структуры (ГОСТ 5639-82) это значение составляет (49 ± 2) %.

Таким образом, в условиях НШСГП одними из важнейших резервов стабилизации механических свойств металла являются снижение его разнозернистости и регламентация среднего размера зерна феррита.

Колебания химического состава выплавляемого на Московском заводе ОЦМ сплава «цинк-титан» от партии к партии значительны. Средние значения содержания легирующих элементов: 0,114 % Cu; 0,079 % Ti и 0,0017 % Al. Среднеквадратические отклонения от средних значений составили соответственно: = 0,0445 %; = 0,0071 % и = 0,0018 %.

Для полос толщиной 0,7 мм, прокатываемых на стане 400/1000×1000, значения статистических характеристик по механическим свойствам равны: = 179,8 МПа; = 7,5 МПа; = 120,7 МПа, = 6,4 МПа; = 60,5 % и = 8,7 %.

После полунепрерывной разливки бериллиевых бронз концентрация бериллия в поверхностных слоях слитка из-за ликвации достигает 3 % при средней по объему 1,9 %. Статистические характеристики механических свойств лент толщиной 0,15-0,25 мм из бериллиевой бронзы БрБ2 в состоянии «твердое + старение»: = 1253 МПа, = 77,1 МПа; = 1,54 %, = 0,56 % абс.; = 396,8, = 12,0; = 3,95 и = 0,42 (до старения).

Толщина производимых лент из бериллиевой бронзы нестабильна от партии к партии. Среднее значение толщины лент из сплава БрБ2, прокатанных на номинальную толщину h_н = 0,25 мм, составляет = 0,243 мм и среднеквадратическое отклонение = 0,073 мм. Современные требования потребителей по толщине лент в 2-3 раза выше норм российских стандартов.

Среднее значение ширины полос из меди М1, прокатанных на стане 850×1000 Кольчугинского завода ОЦМ на ширину 665⁺¹⁰ мм, для их середины составляет = 671,9 мм и среднеквадратическая ошибка = 2,3 мм, а для конца = 674,1 мм и = 1,7 мм.

Проведенный анализ показывает, что имеется существенный разброс показателей качества производимого на действующем оборудовании плоского проката из различных сплавов – механических свойств и геометрии, обусловленный колебаниями химического состава материала, недостаточной обоснованностью значений технологических параметров и их нестабильностью.

Основные закономерности формирования заданной

структуры стальных полос в УСЛОВИЯХ НШСГП

Физическое моделирование проводили на лабораторном стане 250×400.

Для прокатки образцов из стали Ст3сп промышленной плавки (0,15 % C, 0,52 % Mn, 0,22 % Si, 0,037 % S, 0,019 % P, 0,031 % Cu, 0,033 % Ni, 0,052 % Al, 0,0065 % N и 0,008 % O) из условия кинематического подобия была принята скорость прокатки V_м = 5 м/с (средняя скорость деформации 100 с^-1). Клиновидные образцы размером 5(10)×30×150 мм вырезали вдоль направления прокатки из охлажденного на воздухе раската после черновой группы НШСГП 2000 НЛМК толщиной 20 мм.

Деформация за первый проход ε₁ составляла 0-50 % по длине клиновидного образца, а во втором проходе – ε₂ = 10-19 или 26-36 %. Разработанный блок автоматики обеспечивал паузу τ_1-2 между двумя проходами 1 или 3 с и выдержку τ после второго прохода 0,3, 3 или 9 с. Перед прокаткой все образцы имели одинаковый размер зерна (нагрев 1100ºС, 15 мин) и прокатаны сразу либо с подстуживанием и выдержкой 10 мин при температуре 1000, 950, 900 и 800ºС. Прокатанные образцы после выдержки на воздухе сбрасывались в 12 %-ный раствор NaCl для частичной ребровой закалки. Таким образом, на одном образце получали набор относительных обжатий от 0 до 50 % по длине и набор скоростей охлаждения от 10 до 1000 ºС/с по ширине.

В разных поперечных сечениях образцов бывшее зерно аустенита (рис. 9) выявлено травлением и измерено на оптическом микроскопе МИМ-7 методом

секущих (по 200 и более хорд на сечение). Определяли среднюю величину хорды , вариацию распределения хорд γ_d, их среднеквадратические отклонения и , доверительные интервалы для вероятности Р = 0,99. Для отдельных образцов оценивали коэффициент анизотропии зерна Е.

а б в

Рис. 9. Бывшее зерно аустенита стали Ст3сп при прокатке в один (б) и два (в) прохода (×120):

а) исходное состояние; б) t = 1070ºС, ε = 50%, τ = 0,3 с; в) д) t = 930-920ºС, ε₁ = 40%, τ_1-2 = 1 с, ε₂ = 36%, τ = 0,3 с

Установлено, что время рекристаллизации аустенита стали Ст3сп при температурах прокатки соизмеримо с паузами между проходами в клетях

чистовой группы НШСГП. На размер рекристаллизованного зерна аустенита влияет не только величина обжатия, но и размер зерна перед проходом. Коэффициент измельчения зерна аустенита ( ) при рекристаллизации после однократного обжатия 20-50 % не зависит от температуры и определяется лишь степенью деформации и размером зерна перед обжатием.

Для низкоуглеродистой стали Ст3сп впервые построена качественная трехмерная диаграмма рекристаллизации аустенита в координатах «1/Т – lgε – lgτ», позволяющая определять состояние зерна аустенита после каждого обжатия, перед началом последующего. Диаграмма содержит следующие области: A – инкубационного периода первичной рекристаллизации; B – первичной рекристаллизации; C – инкубационного периода собирательной рекристаллизации; D – собирательной рекристаллизации.

Границы областей диаграммы разделены гиперплоскостями, которые описываются уравнениями:

- для границы А – В; (8)

- для границы B – C; (9)

- для границы C – D, (10)