Совершенствование процессов прокатки и охлаждения листов из трубных марок сталей на стане-5000 тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.02.09, кандидат наук Зинягин, Алексей Геннадиевич

• Зинягин, Алексей Геннадиевич
• кандидат наук
• 2014

Оглавление диссертации кандидат наук Зинягин, Алексей Геннадиевич

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ

1.1. Концепция контролируемой прокатки

1.2. Неравномерность деформации при черновой прокатке с высоким очагом деформации

1.2.1. Литературный обзор по конечно-элементному моделированию процесса прокатки

1.2.1.1.Принципы построения конечно-элементных моделей процесса прокатки

1.2.1.2.Граничные условия

1.3. Литературный обзор по определению величины сопротивления деформации

1.3.1. Анализ методов определения величины

сопротивления деформации

1.3.2. Анализ формул по определению сопротивления деформации

1.3.3. Анализ существующих работ по определению сопротивления деформации сталей класса прочности К60

1.4. Эксплуатация установки охлаждения на стане-5000

компании ОМК

1.4.1. Обзор существующих методов моделирования охлаждения листа на отводящем рольганге

1.4.1.1.Коэффициент теплопередачи

1.4.1.2.Учет фазовых превращений

1.5. Выводы по главе 1

ГЛАВА 2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ

СОПРОТИВЛЕНИЯ ДЕФОРМАЦИИ СТАЛИ КЛАССА

ПРОЧНОСТИ К60

2.1. Испытания на установке Gleeble

2.2. Определение сопротивления деформации стали класса прочности К60 прокаткой

2.2.1. Аппроксимация кривых g(s)

2.3. Сравнение экспериментальных данных с промышленными

2.4. Выводы по Главе 2

ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ НЕРАВНОМЕРНОСТИ ДЕФОРМАЦИЙ ПО ТОЛЩИНЕ ПОЛОСЫ НА

ТОЛСТОЛИСТОВОМ СТАНЕ-5000

3.1. Создание модели прокатки на стане 5000

3.1.1. Определение коэффициента трения

3.1.2. Определение коэффициента теплопередачи от полосы к валку

3.2. Результаты моделирования

3.2.1. Температура

3.2.2. Распределение эквивалентных деформаций по толщине проката

3.2.3. Неравномерность распределения высотных деформаций

3.2.4. Оптимизация режимов прокатки на стане-5000

3.3. Выводы по Главе 3

ГЛАВА 4. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ

ПРОЦЕССА УСКОРЕННОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ЛИСТА

НА СТАНЕ-5000

4.1. Введение

4.2. Постановка задачи

4.3. Создание модели

4.3.1. Решение матричных уравнений

4.3.2. Учет граничных условий

4.3.3. Учет фазовых превращений

4.4. Применение и адаптация модели

4.5. Экспериментальное сравнение стратегий с включением

коллекторов подряд и через один

4.6. Результаты работы

4.7. Выводы по Главе 4

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Совершенствование процессов прокатки и охлаждения листов из трубных марок сталей на стане-5000»

ВВЕДЕНИЕ

Энергетика - один из фундаментов современной цивилизации. Глобальное энергопотребление в мире постоянно растёт. На сегодняшний день альтернатив углеводородным составляющим в энергетическом балансе не существует. В связи с этим на протяжении многих лет наблюдается неуклонный рост добычи нефти и газа.

С истощением запасов в открытых ранее месторождениях существует постоянная потребность в открытии новых. При этом многие вновь разведываемые месторождения эксплуатируются в сложных условиях. Например, среди перспективных проектов ОАО «Газпром» - мегапроект «Ямал» и Штокмановский проект, реализация которых будет проходить не только в условиях арктических климатических зон, но и в условиях влияния агрессивных сред (морская вода). Поэтому необходимо использовать средства доставки углеводородов, которые способны работать в подобных условиях. Для этих целей используются магистральные нефте- и газопроводы, выполненные из стальных труб большого диаметра (ТБД).

Исходной заготовкой для ТБД является лист, материал которого должен соответствовать требованиям эксплуатации. В большинстве случаев листы производятся на толстолистовых станах 5000 из микролегированных сталей по технологии контролируемой прокатки (КП). Данная технология разрабатывается с 60-х годов, но до сих пор остается много недостаточно хорошо изученных вопросов в связи с различиями и индивидуальными особенностями технологий производства листов, а также сложностью и многофакторностью проблемы. В частности, из-за небольших отличий в композиции химического состава могут возникать значительные различия в структуре материала, меняться его свойства (сопротивление деформации, теплопроводность и т.д.). Кроме того, на различных станах используются разные модели управления технологическими переделами, различные длины

рольгангов, разное оборудование и т.д. Следовательно, отсутствует шаблонный подход в разработке технологии производства листа для ТБД. Именно поэтому при запуске нового производства существует необходимость разработки новой технологии.

Целью диссертационной работы является совершенствование процессов прокатки и охлаждения на стане-5000 путем снижения неравномерности деформаций в листе и повышением эффективности использования установки охлаждения с целью обеспечения заданных механических свойств.

Для достижения поставленной цели решены следующие задачи:

1. На основе литературного обзора проанализировать технологии производства трубных сталей, определить пути снижения неравномерности деформации во время черновой стадии прокатки, изучить существующие способы охлаждения листов;

2. Определить зависимость сопротивления деформации стали класса прочности К60 от деформационных параметров (степень обжатия, скорость деформации, температура) двумя методами - на установке Gleeble и методом базисных давлений на лабораторном стане ДУО-ЗОО;

3. Изучить степень влияния различных факторов при черновой прокатке на неравномерность распределения накопленной деформации по толщине раската путем моделирования процесса в среде DEFORM 3D и на основе проведенных исследований выдать рекомендации по оптимизации существующих режимов прокатки;

4. Изучить возможности повышения эффективности использования установки охлаждения прокатного комплекса стан-5000 путем создания математической модели установки и анализа различных режимов охлаждения на ее основе. Разработать новые режимы охлаждения, которые обеспечат требования по температуре конца охлаждения и скорости охлаждения с целью получения заданной структуры;

5. Внедрить разработанные режимы прокатки и охлаждения на стане-5000 в г. Выкса.

Методы исследований и достоверность результатов. Достоверность результатов исследований обеспечивалась применением самого современного оборудования и стандартизированных методик.

Экспериментальные исследования сопротивления деформации стали осуществлялись с помощью имитационного комплекса Gleeble 3800 и прокатного стана ДУО-ЗОО. Для теоретического исследования деформированного состояния металла применялся программный комплекс для создания конечно-элементных моделей DEFORM 3D. Микроструктура образцов исследовалась при помощи микроскопов компании Axio Observer.Dlm. Механические свойства готового проката исследовались на оборудовании компании Zwick/Roell.

Сделанные теоретические выводы были подтверждены промышленными экспериментами, проведенными на стане-5000 компании ОАО «ВМЗ».

Личный вклад автора. Зинягин А.Г. лично провел анализ существующих методов определения неравномерности деформации по толщине проката, способов моделирования процессов черновой прокатки и охлаждения листов, создал конечно-элементную модель процесса черновой прокатки, точность расчетов по которой была подтверждена экспериментально, проанализировал влияние стратегий обжатий на равномерность распределения размеров аустенитных зерен по толщине раската, разработал конечно-элементную модель процесса охлаждения в установке ускоренного охлаждения на стане 5000, с помощью которой разработал более 20 режимов охлаждения листов из трубных марок сталей различного сортамента.

Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, общих выводов, библиографического списка из 91 наименования; изложена на 158 страницах машинописного текста, содержит 90 рисунков и 25 Таблиц.

Научная новизна. Получены следующие результаты, обладающие научной новизной:

1. Определена зависимость величины сопротивления деформации от температуры, степени и скорости обжатий для стали класса прочности К60 указанного химического состава;

2. Приводится способ уменьшения погрешности аппроксимации экспериментальных данных с установки С1ееЫе во всем диапазоне параметров деформации (по величине максимальной ошибки - на 40%, по средней - на 4%) за счет использования новой функциональной зависимости;

3. На основе моделирования, показано, что оптимальной стратегией обжатий является применение больших обжатий в первых проходах и нарастающих обжатий в последних, за счет чего достигается лучшая проработка середины полосы и обеспечивается более однородное распределение размеров аустенитных зерен;

4. Разработана математическая модель установки контролируемого охлаждения, не имеющая аналогов в мире;

5. На основе промышленного эксперимента показано, что для толстых листов верной стратегией охлаждения является включение коллекторов через один, что обеспечивает выравнивание температуры по сечению полосы и, соответственно, более равномерную структуру и конечные свойства металла.

Практическая ценность и реализация работы в промышленности. Данные, полученные по результатам экспериментов по определению сопротивления деформации стали класса прочности К60 используются для вычисления параметров режимов горячей правки на стане-5000 ОАО «ВМЗ», а также для вычисления энергосиловых параметров прокатки.

По результатам анализа глубины проникновения деформации в черновой стадии прокатки были введены изменения в технологию производства проката класса прочности К60 на стане-5000 ОАО «ВМЗ».

Разработанная модель охлаждения проката используется на производстве для определения параметров режимов охлаждения проката различных классов прочности, что подтверждено актом о внедрении. Разработано более 20 технологических указаний по режимам охлаждения проката толщиной 15,7-52,0 мм классов прочности К52-К65. По результатам использования модели, выход годного с точки зрения соблюдения требований по механическим свойствам увеличился на 6.1%.

Во введении и главе 1 обоснована актуальность данной работы на примере проблем и задач, возникающих на производстве, а также на основе литературного анализа существующих работ.

В главе 2 исследовалась величина сопротивления деформации стали класса прочности К60 двумя способами - на установке 01ееЫе и методом базисных давлений.

Испытания на установке 01ееЫе проводились для трех скоростей деформации - 0,1, 1 и 10 с-1 и для диапазона температур 700-1100 °С. Полученные данные представляют собой совокупность множества графиков зависимостей а(е), использование которых неудобно и зачастую невозможно вследствие отсутствия полного набора данных у исследователя. Кроме того, при создании управляющих моделей для стана, необходимо обеспечивать их максимальное быстродействие, что затруднительно при использовании кривых о(е) вследствие отсутствия сходимости при расчете итерационным методом. Поэтому необходима их аппроксимация одной (или несколькими) формулой.

Показано, что при использовании наиболее распространенных формул, наибольшая ошибка наблюдается при температуре 1100 °С и скорости деформации 0,1 с-1. Также, значительная ошибка наблюдается при температуре 700°С и скорости деформации 10 с-1. Максимальная ошибка составляет 61,9%. Средняя по всем точкам - 8,4%

С целью повышения точности расчетов, подобран новый вид зависимости для описания кривых величина среднего напряжения течения - степень деформации, которая позволяет описать явление "насыщения" кривой су(е) при достижении равновесного состояния между процессами упрочнения и рекристаллизации. При использовании предложенной формулы, максимальная ошибка уменьшается до 17,7%. Средняя - до 5,5%.

С целью верификации данных, полученных с установки С1ееЫе, был проведен эксперимент с использованием лабораторного стана и метода базисных давлений

Для проведения экспериментальных исследований прокаткой, от промышленного сляба с химическим составом, соответствующим марке стали класса прочности К60 были отобраны образцы с размерами ~30х180x200 в количестве 30 штук.

Первая серия экспериментов проводилась с обжатием 17,5%, вторая - из уже прокатанных образцов, предварительно очищенных от окалины, с обжатием 14,4%.

Отмечается, что результаты экспериментов при прокатке хорошо согласуются с данными с установки 01ееЬ1е, что означает, во-первых, достоверность полученных результатов и, во-вторых, возможность использования данных для расчетов процессов прокатки.

Для проверки полученных результатов, было произведено сравнение расчетов усилия прокатки с использованием полученных данных с усилиями на промышленном стане-5000. Для этого, из прокаток на стане-5000 выбирались те, которые соответствовали (приблизительно) эталонным данным для метода базисных давлений. В среднем, погрешность расчета составила 4,2%.

В третьей главе приводится создание математической модели черновой стадии прокатки на стане-5000 при помощи программного комплекса ОеГогт-ЗЭ, а также определение путей снижения неравномерности деформаций при черновой прокатке листов. Программный комплекс БеГогш-ЗО был выбран для

расчета, так как он позволяет рассчитывать процессы обработки металлов давлением с совместным решением тепловой и деформационной задач, а также из-за наличия лицензии только данного продукта на заводе ОАО «ВМЗ».

При создании модели в Deform-3D, свойства материала полосы задавались при помощи кривых с установки Gleeble, полученных в главе 2. Коэффициент трения для задачи граничных условий находился при помощи анализа промышленных данных по методике А.И. Целикова. Приводится график зависимости коэффициента трения от температуры поверхности сляба. В Deform 3D был выбран закон пластического трения.

На основе литературного обзора, теплообмен между полосой и валком задавался с использованием граничных условий третьего рода. Коэффициент теплопередачи от полосы к валкам также выбирался исходя из промышленных данных путем его подбора до совпадения температуры в модели с данными со стана. Величина коэффициента теплопередачи была принята равной 20000 Вт/м2*К, что соответствует данным в литературе.

Для определения характера накопления деформаций и распределения напряжений по сечению проката, выполнялось моделирование для различных характеристик очага деформации. Для этого были составлены 3 различные стратегии обжатия заготовки до конечной толщины во время черновой стадии прокатки - с большими обжатиями в первых проходах, с большими обжатиями в последних проходах и с равномерными обжатиями. Моделирование процесса прокатки велась из сляба толщиной 312 мм до толщины 104 мм, что соответствует раскату для получения листа толщиной 25 мм.

Показано, что для всех стратегий закон распределения деформаций одинаков - с наименьшими значениями у поверхности и центра полосы и максимальными на глубине примерно 1/8 толщины раската. Для стратегий с большими обжатиями в первых проходах и равномерными обжатиями максимальное значение накопленной эквивалентной деформации находится на одной и той же глубине - 17,8 мм от поверхности при толщине раската 104 мм

(значения 1,76 и 1,78 мм/мм соответственно). Для стратегии с большими обжатиями в последних проходах, глубина меньше - 15,2 мм, значение - 1,76 мм/мм. При этом, проработка середины полосы лучше при акценте на первые проходы, хотя отличие от стратегии с равномерными обжатиями небольшое -1,32 и 1,31 мм/мм соответственно.

Для проверки распределения деформаций по толщине полосы проводился промышленный эксперимент и моделирование случая прокатки с зачеканенными в сляб штифтами, выполненными из того же материала, что и сам сляб - стали класса прочности К60. Штифты располагались на различной глубине от поверхности - в приповерхностном слое, на четверти глубины сляба и в середине сляба. Сляб размерами 140*2500*4000 прокатывался на стане-5000 по режиму, при котором параметр 1/Нср не превышал значения 0,7.

Показано, что результаты моделирования хорошо согласуются с экспериментом. Максимальное отличие в суммарном обжатии по высоте составляет 4,2% - 9,04/13,68 (высота/ширина) мм (модель) и 9,4/12,4 мм (эксперимент) для штифта на глубине 1/4 толщины сляба. Кроме того, полости вокруг данного штифта получились несколько меньше, чем в эксперименте. Размеры остальных штифтов, также показали хорошее совпадение - 8,45/13,9 и 8,8/13 мм для штифта у поверхности; 9,8/11,9 и 10,4/11,4 мм для штифта в середине сляба. Форма и размеры полости вокруг третьего штифта сходны с полученными в результате эксперимента.

Далее проводилось сравнение конечного размера аустенитного зерна, получаемого по типовому режиму со стана-5000 и по оптимизированному режиму. Рассматривались черновые стадии прокатки за 8 и 10 проходов, при этом обеспечивались одинаковые конечные размеры раската. Оптимизация режимов прокатки выполнялась за счет увеличения обжатий в первых проходах.

Показано, что обеспечивая большие обжатия в первых проходах, наблюдается большая равномерность распределения размеров зерен по

толщине полосы, однако средний размер зерна больше (для восьми проходов по режиму на стане-5000 - 31,3 мкм, против 35 мкм для оптимизированной стратегии; для десяти проходов - 43,7 против 50,6 мкм). Под равномерностью зерна понимается разность между максимальным и минимальным размерами зерен по толщине полосы. Для восьми проходов по режиму стана-5000 данная разница составила 15,5 мкм, для оптимизированной стратегии - 11,3 мкм. Для десяти проходов -15,9 и 10,7 мкм соответственно.

Причиной этому является отмеченное выше положение максимума накопленной деформации по толщине раската - для случая с большими обжатиями, с каждым проходом, данный максимум располагается глубже, чем при малых обжатиях в первых проходах.

В четвертой главе рассматривался вопрос создания модели установки охлаждения на стане-5000 в г. Выкса. Охлаждение листа в такой установке происходит при помощи ламинарных струй, которые эффективно пробивают паровую подушку над листом и обеспечивают интенсивный теплосъем. Модель разработана с применением метода конечных элементов, и на её основе создана специализированная программа для ЭВМ.

Для определения температуры в любой точке листа необходимо решить нестационарное уравнение теплопроводности с граничными условиями третьего рода. Данная задача решалась с применением метода взвешенных невязок для билинейных четырехугольных элементов. Алгоритм решения был выполнен в программном комплексе Delphi, в результате чего была создана специализированная программа для расчета режимов охлаждения.

Для модели было принято изменение эффективности коэффициента теплопередачи в зависимости от температуры поверхности. Кроме того, для повышения точности расчета, в модели задавалось начальное распределение температур в полосе согласно расчетам по модели, приведенной в Главе 3. Для этого была рассчитана температура после чистовой прокатки для полос различной толщины, после чего путем аппроксимации кривых, полученные

данные заносились в модель охлаждения. Также в модели учитывалось тепло, выделяемое во время фазовых превращений. Поскольку кинетика фазовых превращений зависит от текущей температуры, задача становится нелинейной, что позволяет учесть зависимость свойств материала от температуры. Нелинейность задачи учитывается путем введения дополнительных итерационных циклов.

Для проведения корректных расчетов необходимо произвести адаптацию модели. В описываемой задаче охлаждения под адаптацией подразумевается выбор коэффициентов теплоотдачи, входящих в граничные условия третьего рода.

Адаптация модели осуществлялась на металле текущего производства в широком диапазоне размеров проката и технологических параметров охлаждения. Поскольку известны средние значения показаний пирометров по длине листа, возможно подобрать такой коэффициент, при котором расчётные и измеренные температуры начала и окончания охлаждения совпадают. В результате адаптации установлено, что зависимость коэффициента теплоотдачи от расходов воды носит линейный характер. При этом изменение расходов воды на 50 мЗ/мин вызывает изменение коэффициента теплоотдачи на 250 Вт/м2-К. При используемых расходах эффект насыщения (замедление роста эффективности охлаждения при повышении расхода воды из-за достижения максимального перемешивания жидкости на поверхности листа) не происходит, что означает некоторый запас установки по возможностям охлаждения.

На стане 5000 проводился эксперимент по охлаждению листов толщиной 39 мм из стали класса прочности К60 с целью установления наиболее эффективных режимов охлаждения. Эксперимент заключался в сравнении двух возможных стратегий охлаждения - с включением коллекторов подряд и через один.

При помощи созданной модели рассчитывались режимы охлаждения, обеспечивающие одинаковую конечную температуру и среднюю скорость охлаждения.

По результатам проведенного эксперимента можно сделать вывод, что включение коллекторов через один способствует повышению равномерности распределения механических свойств по толщине полосы.

Успешная адаптация разработанной модели позволила проводить расчеты режимов охлаждения для всего сортамента, производимого на стане 5000 ОАО «Выксунский металлургический завод». Режимы охлаждения, рассчитанные с применением модели, обеспечивают минимальный разброс скоростей и температур окончания ускоренного охлаждения. Отклонения скорости охлаждения составили не более 0,5-1 °С/с, а температуры окончания охлаждения - не более 10°.

При помощи рассмотренной модели были рассчитаны режимы охлаждения для более чем 20 различных марок сталей и габаритов конечной продукции. Повышение выхода годного с точки зрения соблюдения требований по механическим свойствам после начала использования модели составило 6,1%.

Автор выражает благодарность своему научному руководителю Никитину Георгию Семеновичу за поддержку и помощь в выполнении работы, сотрудникам ОАО «Выксунский металлургический завод» за помощь в проведении экспериментов, Колесникову А.Г., Мунтину A.B., Guagnelli Mauro за ценные советы и замечания по диссертации.

ГЛАВА 1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ 1.1. Концепция контролируемой прокатки

В настоящее время, для производства листов из трубных сталей класса прочности К60, используется технология контролируемой прокатки. Особенностью данного метода является способ получения конечных свойств продукции путем управления микроструктурой на разных технологических этапах производства. Существует несколько разновидностей схем контролируемой прокатки, среди которых можно выделить две основные [1]:

• нормализационная прокатка (черновая стадия прокатки при температуре > 980 °С, выдержка на воздухе до температуры остановки рекристаллизации, чистовая прокатка, охлаждение (ускоренное или на воздухе));

• низкотемпературная прокатка (черновая стадия прокатки при температуре > 980 °С, выдержка на воздухе до температуры ниже 800°С, чистовая прокатка, охлаждение (ускоренное или на воздухе)).

На Рис. 1.1 представлена концепция использования режимов прокатки и охлаждения для получения комплекса свойств, предъявляемых к трубным сталям. Кратко рассмотрим этапы производства и их влияние на конечные свойства листа на примере стана-5000 в г. Выкса, где реализована нормализационная прокатка (первая схема).

Химический состав слябов подбирается с целью обеспечить контроль над рекристаллизацией за счет механизмов выделения карбонитридных фаз. Основными микролегирующими элементами являются №>, Л, V. Пример хим. состав сляба для производства стали класса прочности К60 приведен в Таблице 1, который исследовался в данной работе.

Основной целью этапа нагрева сляба в печи является не только получение заданной температуры, но и полное растворение карбонитридов. Это необходимо для обеспечения контроля протекания процессов

рекристаллизации. Также необходимо контролировать размер аустенитного зерна, подбирая соответствующую температуру нагрева и время выдержки в печи.

Участок печей

- Растворение >ери.:> к»я рвркз 1 кв карбонитридов

- Контроль роста

зерен с Охлаждение

/1 - Зиирини фм<ша

превращении - Измельчение зериа

/;;; '/////////?<$!// - - уш*///,.

' //' // /у

I

-рг .....* * * *

ГI Жш^чЯ^

Рис. 1.1.

Основные принципы контролируемой прокатки

Таблица 1.

Пример химического состава сляба для прокатки листа класса прочности К60

С Мп 81 Сг N1 ыь V Т\

0.06 1.82 0.26 0.17 0.27 0.034 0.031 0.016

Во время черновой стадии прокатки происходит многократная рекристаллизация аустенитного зерна, что приводит к его измельчению. Следует отметить, что неправильно сформированная в ходе черновой прокатки структура не может быть исправлена в ходе чистовой прокатки [2].

После черновой стадии прокатки осуществляется выдержка сляба на воздухе до температуры остановки рекристаллизации, но выше температуры Аг3.

Во время чистовой стадии прокатки происходит наклеп аустенитного зерна с целью внесения наибольшего возможного количества дефектов в

кристаллическую решетку, которые затем послужат центрами рекристаллизации при формировании структуры другого типа.

Ниже приведен типичный режим прокатки листа толщиной 28 мм из стали класса прочности К60 на стане-5000 из сляба с размерами 312*1990*2800 мм (см. Таблицу 2). Температура нагрева сляба - 1150 °С.

Таблица 2.

Пример режима прокатки на стане-5000

№ Толщина Обжатие Ширина Длина Скорость Входная

прокатки температура

[мм] [%] [мм] [мм] [м/с] [°С]

1 282.50 9.46 2037 3125 2.50 1016

2 241.42 14.54 2032 3663 1.30 1005

3 222.74 7.74 3665 2201 2.26 999

4 204.51 8.19 3666 2396 2.34 993

5 187.27 8.43 3668 2615 2.45 992

6 169.63 9.42 3669 2885 2.50 992

7 154.61 8.86 3670 3164 2.50 992

8 142.30 7.96 3671 3436 2.50 992

9 142.28 0.01 3671 3436 2.50 992

10 142.26 0.02 3670 3435 2.50 985

11 130.59 8.20 3654 3707 2.50 805

12 121.27 7.13 3654 3990 2.50 799

13 113.07 6.77 3655 4279 2.50 800

14 106.19 6.08 3655 4554 1.30 801

15 97.28 8.40 4556 3991 2.50 727

16 90.90 6.56 4556 4270 2.50 725

17 84.59 6.94 4557 4588 2.90 725

18 78.44 7.26 4558 4946 3.30 725

19 72.48 7.60 4558 5352 3.44 725

20 66.71 7.96 4559 5814 3.59 726

21 61.14 8.35 4560 6342 3.73 728

22 55.80 8.74 4560 6948 3.89 729

23 50.89 8.79 4561 7616 4.08 730

24 46.48 8.67 4561 8337 4.25 731

25 42.54 8.48 4562 9107 4.42 730

26 39.02 8.28 4562 9927 4.57 730

27 35.87 8.07 4562 10795 4.72 727

Таблица 2 - окончание.

№ Толщина Обжатие Ширина Длина Скорость прокатки Входная температура

[мм] [%] [мм] [мм] [м/с] [°С]

28 33.06 7.84 4562 11709 4.94 724

29 30.55 7.59 4562 12667 5.10 719

30 28.31 7.33 4562 13664 5.26 714

На этапе ускоренного охлаждения формируется окончательная структура, которая сильно зависит от параметров деформации и температурного режима при предыдущих операциях, скорости охлаждения, а также температур начала и окончания охлаждения.

Таким образом, управление микроструктурой металла является сложной задачей, которая осуществляется во время всего технологического процесса, начиная с нагрева сляба и заканчивая холодной правкой готового листа.

В данной работе особое внимание уделено изучению влияния и оптимизации процессов черновой прокатки и охлаждения листов.

1.2. Неравномерность деформации при черновой прокатке с высоким

очагом деформации

Как уже было отмечено выше, во время черновой прокатки происходит многократная рекристаллизация аустенитного зерна, за счет чего происходит его измельчение [2]. Деформация в зеве валков является причиной появления движущей силы для микроструктурных превращений. Движущей силой для изменений структуры металла, таких как процессы рекристаллизации и статического возврата, являются деформация и скорость деформации, вызванные прокаткой. Для расчета данных параметров необходимо знать взаимосвязь между напряжением течения и степенью деформации, скоростью деформации и температурой.

Поскольку процессы рекристаллизации чувствительны к степени деформации, то распределение данного параметра по толщине полосы в

значительной степени определяет конечные свойства проката. Приняв во внимание, что толщина сляба при прокатке на стане-5000 равна 312 мм (т.е. ведется прокатка с высоким очагом деформации), данный вопрос представляется одним из наиболее важных при обеспечении требований по механическим свойствам конечного продукта.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Зинягин, Алексей Геннадиевич, 2014 год

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Погоржельский В.И. Контролируемая прокатка непрерывнолитого металла. М.: Металлургия, 1986. 151 с.

2. Эфрон Л.И. Металловедение в «большой» металлургии. Трубные стали. М.: Металлургиздат, 2012. 696 с.

3. S. Serajzadeh, A. Karimi Taheri, М. Nejati. An investigation on strain inhomogeneity in hot strip rolling process // Journal of Materials Processing Technology. 2002. №128. P. 88-99.

4. Li Nan. Study on the Section Inhomogenity of VN Micro alloyed Heavy Plate during Controlled Rolling // Materials Science Forum. 2012. Vols. 704-705. p 34-40.

5. Klaus Hulka, Constantin Vlad, Ana Doniga. The Role of Nb as Microalloy in Electical Sheet // Steel research. 2012. №14. P. 34-40.

6. A. Streisselberger, V. Schwinn and R. Hubo. Microalloyed Structural Plate Rolling Heat Treatment And Applications // AG der Dillinger Huettenwerke. 2005. №3. S. 67-69.

7. Ковалев А.И., Вайнштейн Д. Л. и др. Особенности структуры по сечению листового проката из высокопрочных штрипсовых сталей // Металлург. 2011. № 1. С 61-68.

8. Теория прокатки крупных слитков / А.П. Чекмарев [и др.]. М.: Металлургия, 1968. 252 с.

9. Тарновский И.Я., Поздеев А.А., Ляшков В.Б. Деформация металла при прокатке. Свердловск: Металлургиздат, 1956. 286 с.

10. Бровман М.Я. О системах координат, применяемых при анализе процессов обработки металлов давлением // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. 2008. №2. С. 12-17

11. Шадрин В.А. Инженерные методы расчетов деформации металла при прокатке. М.: Металлургия, 1973. 112 с.

12. Никитин Г.С. Теория продольной непрерывной прокатки. М.: МГТУ им. Баумана, 2009. 203 с.

13. Li Bingjill. Vergleichende experimentell und tpooretische Uhtersuchungen umformtechnishen Kennqroben beim Profilwalren am Bcispil des Warmwalzens von Winkeln. Freiberg.: Forschungsh, 1996. 278 p.

14. Сегерлинд Л. Применение метода конечных элементов: Пер. с англ. -М.: Мир, 1979.480 с.

15. Кожевникова И. А., Болобанова Н. Л. Сопоставительный анализ точности расчета усилия горячей прокатки аналитическим методом и методом конечных элементов // Обработка материалов давлением. 2011. № 4 (29). С 3037.

16. Зюзин В.И., Бровман М.Я. Сопротивление деформации сталей при горячей прокатке. М.: Металлургия, 1964. 270 с.

17. Чекмарев А.П., Качайлов А.П. Определение истинных пределов текучести стали методами горячего кручения // Труды института ЧМ АН УССР. Прокатное производство. 1962. Т. XVII. Б/С.

18. Полухин И.И., Гун Г.Я., Галкин A.M. Сопротивление деформации металлов и сплавов. М.: Металлургия, 1976. 488 с.

19. Saito Y., Enami Т., Tanaka Т. The mathematical model of hot deformation resistance with reference to microstructural changes during rolling in plate mill // Transactions ISIJ. 1985. № 25. P.1146 - 1156.

20. Pliak E. I., Bhattacharya D. Effects of allaying on deformation behavior of low carbon steels in the intercritical temperature range // Materials Science Forum. 2007. №12. P. 539-543.

21. Мазунин В.П., Двойников Д.А. Автоматизированное оборудование для пластометрических испытаний металлов и сплавов // Научно-технический прогресс в металлургии (сборник научных трудов). РИК по учебной и методической литературе. Алматы, 2003. С. 312 - 323.

22. Соколов JI.Д. Сопротивление металлов пластической деформации. М.: Металлургиздат, 1963. 284 с.

23. Потапов А.И., Двойников Д.А. Методика исследований сопротивления деформации на пластометрическом комплексе / А.И. Потапов [и др.] // Заводская лаборатория. Диагностика материалов. 2010. Т.76. №9. С. 59-63.

24. Sakai Т., Ohashi М. The effect of temperature, strain rate and carbon content on hot deformation of carbon steels // Tetsu-to-Hagane. 1981. № 67. P. 134-139.

25., Сопротивление деформации низкоуглеродистых микролегированных сталей при горячей обработке давлением / Л.И. Эфрон [и др.] // Сталь. 2011. №12. С. 55-60.

26. William F. Hosford. Mechanical behavior of Materials. Cambridge university press. 2009. 436 p.

27. J.G. Lenard, M. Pietrzyk, L.Cser. Mathematical and Physical Simulation of the Properties of Hot Rolled Products. Elsevier Science Ltd. 1999. 377 p.

28. Arno Hensel, Thilo Spittel. Kraft- und Arbeitsbedarf bildsamer Formgebungs- verfahren. Veb Deutsher Verlag, 1987. 527 p.

29. Saito Y. Mathematical Model of Hot Deformation Resistance in Austenite-Ferrite Two Phase Region // The 105th ISIJ Meeting. 1987. P. 419-424.

30. J.M. Cabrera, F. Escobar, J.M. Prado. Influence of the carbon content on the high temperature response of plain carbon steels. ETSEIB - Universität Politécnica de Catalunya. 2004. P. 205 - 212.

31. Расчет усилий при непрерывной горячей прокатке / Г.С. Никитин [и др.]. М.: Металлургия, 1986. 198 с.

32. Штремель М.А. Прочность сплавов. 4.1. Дефекты решетки. М.: Металлургия, 1982. 280 с.

33. Шенк X. Теория инженерного эксперимента. М.: Мир, 1972. 331 с.

34. Коновалов Ю.В., Налча Г.И., Савранский К.Н. Справочник прокатчика. М.: Металлургия, 1979. 488 с.

35. S.M. Hwang, M.S. Joun, Y.H. Kang. Finite Element Analysis of Temperatures, Metal Flow, and Roll Pressure in Hot Strip Rolling // Journal of Manufacturing Science and Engineering. 1993. Vol. 115. № 3. P. 290-298.

36. S.R. Wang, A. A. Tseng. Macro and Micro Modeling of Hot Rolling of Steel Coupled by a Micro Constitutive Relationship // ISS 37th Mechanical Working and Steel Processing Conference. Ontario, Canada. 1995. P. 49-61.

37. Guo-Ji Li, S. Kobayashi. Rigid-Plastic Finite-Element Analysis of Plane Strain Rolling // Journal of engineering for industry. 1982. № 2. P. 55-64.

38. L.M. Galantucci, L. Tricarico. Thermo-Mechanical Simulation of a Rolling Process with an FEM approach // Journal of Materials Processing Technology. 1999 Vol. 92-93. P. 494-50.

39. Guo-Ji Li, S. Kobayashi. Rigid-Plastic Finite-Element Analysis of Plane Strain Rolling // Journal of engineering for industry. 1982. №2. P. 55-64.

40. V.W. Antonetti, T.D. Whittle. An Approximate Thermal Contact Conductance Correlation. Experimental // Numerical Heat Transfer in Combustion and Phase Change, ASME, HTD. 1991. Vol. 170. P. 213-220.

41. D.Q. Jin, V.H. Hernandez-Avila. An Integrated Process Model for the Hot Rolling of Plain Carbon Steel // 38th Mechanical Working and Steel Processing Conf., ISS. 1996. Vol. 34. P. 137-144.

42. A.R. Shahani, S.A. Nodamaie, I. Salehinia. Parametric Study of Hot Rolling Process by Finite Element Method // Transactions B: Mechanical Engineering. 2009. Vol. 16. №2. P. 130-139.

43. M.P. Phaniraj, Binod Bihari Dehera, A.K. Lahiri. Thermo-mechanical modeling of two phase rolling and microstructure evolution in the hot strip mill // Journal of Materials Processing Technology. 2005. Vol. 170. P. 323-325.

44. S. Serajzadeh, A. Karimi Taheri, M. Nejati. An investigation on strain inhomogeneity in hot strip rolling process // Journal of Materials Processing Technology. 2002. Vol. 128. P. 88-99.

45. J.G. Lenard, M. Pietrzyk, L. Cser. Mathematical and physical simulation of the properties of hot rolled products. Elsevier Science Ltd. 1999. 357 p.

46. A.B. Шмаков, B.M. Салганик и др. Комплексное моделирование технологии контролируемой прокатки микролегированных трубных сталей повышенных классов прочности // Прокатное производство. 2012. №2. С. 42-46.

47. А.П. Грудев. Внешнее трение при прокатке. М.: Металлургия, 1973. 288

с.

48. Распределение деформаций по толщине сляба при прокатке на толстолистовом стане / А.Г. Колесников [и др.] // Заготовительные производства в машиностроении. 2013. №11. С. 32-36.

49. Чекмарев А.П., Павлов В.Л., Мелешко В.И., Токарев В.А. Теория прокатки крупных слитков. М.: Металлургия, 1968. 252 с.

50. Тарновский И.Я., Поздеев А.А., Ляшков В.Б. Деформация металла при прокатке. Свердловск: Металлургиздат, 1956. 286 с.

51. Никитин Г.С., Галкин М.П., Жихарев П.Ю. Влияние внеконтактных зон на усилия деформирования в процессах обработки металлов давлением // Металлург. 2012. №10. С 61-65.

52. Контактное взаимодействие металла и инструмента при прокатке / А.В. Зиновьев [и др.] М.: Металлургия, 1974. 200 с.

53. Экспериментальная проверка формул для расчета энергосиловых параметров процесса листовой прокатки / А.В. Зиновьев [и др.] // Производство проката. 2002. № 4. С. 2-9.

54. Duan, X. , Sheppard , Т. The influence of the constitutive equation on the simulation during hot rolling process // J. Mater. Process. Technil. 2004. Vol. 150. P 100-106.

55. Ginzburg, Vladimir, Ballas, Robert. Fundamentals of flat rolling manufacturing engineering and materials processing. New York: CRC Press. 2000. 850 p.

56. J.G. Lenard, M. Pietrzyk, L. Cser. Mathematical and Physical Simulation of the Properties of Hot Rolled Products. London: Elsevier Ltd. 1999. 376 p.

57. Mori K., Osakada K. Oda T. Simulation of plane-strain rolling by the rigid-plastic Finite element method // Int. J. Mech. Sci. 1982. Vol. 24. P. 519-527.

58. Hwu, Y., Lenard J.G. Finite element study of flat rolling // Trans. ASME, J. Eng. Mater. Technol. 1988. Vol. 110. P. 22-26.

59. Hwnag, S.M., Joun, M.S. Analysis of hot-strip rolling by a penalty rigid-viscoplastic Finite element method // Int. J. Mech. Sci. 1992. Vol. 34. P. 979-984.

60. Duan X., Sheppard T. The influence of the constitutive equation on the simulation of a hot rolling process // J. Material Processing Technology. 2004. Vol. 150. P. 100-106.

61. Shangwu X., Rodrigues J.M.C., Martins P.A.F. Three-dimensional simulation of flat rolling through a combined finite element-boundary element approach // Finite Elements in Analysis and Design. 1999. Vol. 32. P. 221-233.

62. 2D finite element parametric studies of flat-rolling process / E.N. Dvorkin [and others] // J. Material Processing Technology. 1997. Vol. 68. P. 99-107.

63. Шабалов И.П., Морозов Ю.Д., Эфрон Л.И. Стали для труб и строительных конструкций с повышенными эксплуатационными свойствами М.: «Металлургиздат», 2003. 519 с.

64. Sellars С.М., Whiteman J.A. Recrystallization and Grain Growth in Hot Rolling//Metal Science. 1979. Vol. 13. P. 187-194.

65. R.M. Guo. Heat Transfer of Laminar Flow Cooling During Strip Acceleration on HSM Runout Tables // Transactions of the ISS. 1993. №8. P. 49-55.

66. James F. Evans, Iain D. Roebuck, Howard R. Watkins. Numerical modeling of HSM runout table cooling // Iron and Steel Engineer. 1993. №1. P. 50-55.

67. Effect of Start Temperature during Transient Boiling Water Heat Transer / D. Li [at al.] // Metallurgical and Materials Transactions. 2007. №12. P. 901-910.

68. D. Ellerbrock. Characterization of Wide-Angle Spray Nozzles for Use in Accelerated Cooling of Hot Steel Bodies // Proceedings of the international Symposium on ACC of Rolled Steel. Winnipeg, Canada. 1987. P. 147-157.

69. F. Han, S.J. Chen, C.C. Chang. The Effect of Surface Motion on Liquid Jet Impingement Heat Transfer // ASME Winter Annual Conference. Atlanta, GA. 1991. P. 89-96.

70. Dirk Schmidt, Roman Dehmel, Gerhard Horn. Advanced Cooling Technologies for High-Strength Plate Production // MPT International. 2008. №1. P. 38-42.

71. C. G. Sun, H. N. Han, J. K. Lee. A Finite Element Model for the Prediction of Thermal and Metallurgical Behavior of Strip on Run-out-table in Hot Rolling // ISIJ International. 2002. Vol. 42. № 4. P. 392^100.

72. M. Bamberg, B. Prinz. Determination of heat transfer coefficients during water cooling of metals // Materials Science and Technology. 1986. Vol. 2. № 4. P. 410-415.

73. J. Filipovich, R. Viskanta, F.P. Incropera. Thermal behaviour of a moving steel strip cooled by an array of planar water jets // Steel Research. 1992. Vol. 63. № 10. №. 438-446.

74. D. Li, M.A. Wells, S.L. Coclcroft Effect of Sample Temperature during Transient Boiling Water Heat Transfer // Metallurgical and materials Transactions. 2007. Vol. 38B. P. 901-910.

75. Зенкевич О., Морган К. Конечные элементы и аппроксимации. М.: Мир, 1986.318 с.

76. Толубинский В.И. Теплообмен при кипении. Киев: Наукова думка, 1980.316 с.

77. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике. М.: Мир, 1975. 541

с.

78. Баландин М.Ю., Шурина Э.П. Методы решения СЛАУ большой размерности. Новосибирск: Изд-во НГТУ, 2000. 70 с.

79. Тьюарсон Р. Разреженные матрицы. М.: Мир, 1977. 172 с.

80. Джордж А., Дж. Лю. Численное решение больших разреженных систем уравнений. М.: Мир, 1984. 333 с.

81. Мартинсон Л.К., Малов Ю.И. Дифференциальные уравнения математической физики. М.: МГТУ им. Баумана, 2002. 368 с.

82. Горелик С.С. Рекристаллизация металлов и сплавов. М.: Металлургия, 1978. 567 с.

83. Sun C.G., Han H.N., Lee J.K. A finite element model for the prediction of thermal and metallurgical behavior of strip on ROT in hot rolling // ISIJ International. 2002. Vol. 42. № 4. P. 392-400.

84. Zhang Y.T., Li D.Z., Li Y.Y. Modeling of austenite decomposition in plain carbon steels during hot rolling // Journal of Materials Processing Technology. 2006. Vol. 171. P. 175-179.

85. Prieto M.M., Ruiz L.S., Menendez J.A. Thermal performance of numerical model of hot strip mill runout table // Ironmaking and Steelmaking. 2001. Vol. 28. № 6. P. 474-480.

86. Моделирование литейных процессов на ЭВМ в целях отработки технологии // Сайт компании ОАО «Пензкомпрессормаш». 2014. URL. http://ironcast.ru/chugun/modelirovanie_litejnih_processov_najevm_v_celjah_otrab otki_tehnologii (дата обращения 22.08.2014).

87. Багмет О.А. Формирование оптимальных структур и свойств при проведении контролируемой прокатки трубных сталей, содержащих ниобий: дис. канд. техн. наук. Москва. 2007. 155 с.

88. Матросов М.Ю. Влияние ускоренного охлаждения после термомеханической обработки на структурообразование и свойства сталей для труб большого диаметра: дис. канд. техн. наук. Москва. 2007. 192 с.

89. Науменко А.А. Формирование структуры и комплекса свойств хладостойкой стали для труб класса прочности К65 при термомеханической обработке: дис. канд. техн. наук. Москва. 2011. 155 с.

90. Ильинский В.И. Формирование комплекса повышенной прочности и хладостойкости низкоуглеродистых микролегированных трубных сталей при термомеханической прокатке: дис. канд. техн. наук. Москва. 2006. 151 с.

91. Ганошенко И.В. Формирование в условиях стана 3600 «МК «Азовсталь» структуры и свойств микролегированной стали для электросварных труб категории прочности К65: дис. канд. техн. наук. Москва. 2006. 175 с.