автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Оптимизация технологии выплавки и внепечной обработки металла для прокатных валков с целью повышения качества и эксплуатационного ресурса

Контрольный экземпляр

На правах рукописи

Судоргин Игорь Власович

ОПТИМИЗАЦИЯ ТЕХНОЛОГИИ ВЫПЛАВКИ И ВНЕПЕЧНОЙ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛА ДЛЯ ПРОКАТНЫХ БАЖОВ С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ КАЧЕСТВА И ЭКСПЛУАТАЦИОННОГО РЕСУРСА

Специальность 05.16.02 -«Металлургия черных, цветных и редких металлов»

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Челябинск Издательство ЮУрГУ 2005

Работа выполнена в машиностроительном концерне «ОРМЕТО-ЮУМЗ».

Научный руководитель - доктор технических наук,

профессор Рощин В.Е.

Официальные оппоненты: доктор технических наук,

профессор Вдовин К.Н.; кандидат технических наук Голубцов В.А.

Ведущее предприятие - ОАО «Магнитогорский металлургический комбинат».

сертационного совета Д 212.298.01 по присуждению ученых степеней в Южно-Уральском государственном университете по адресу: 454080, г. Челябинск, пр. им. В.И. Ленина, 76.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Южно-Уральского государственного университета.

Ваш отзыв (1 экземпляр), заверенный печатью, просим выслать по адресу: 454080, г. Челябинск, пр. им. В.И. Ленина, 76, ЮУрГУ. Ученый совет, тел. (3512) 67-91-23, факс (3512) 67-97-44.

Автореферат разослан "_"_2005 г.

Ученый секретарь диссертационного совета доктор физико-математических наук

Защита состоится

2005 г. в 14.00 на заседании дис-

профессор

Д. А. Мирзаев

2Р0М

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность. Надежность и долговечность валков являются решающими факторами, определяющими качество продукции, производительность и экономическую эффективность станов горячей прокатки. Производство валков у изготовителя должно быть экономически эффективным. Для изготовления валков необходимо использовать материалы, имеющие невысокую стоимость, но при этом износостойкость материала валка должна удовлетворять требованиям заказчика. В 2003 году МК «ОРМЕТО-ЮУМЗ» при изготовлении валков горячей прокатки имел 215,5 тонн брака. Из них 67% получено на кованых валках из стали марки 60ХН, 17% - на литых бандажах из стали марки 150ХНМ и 16 - на литых чугунных. Поковки заготовок валков горячей прокатки из стали 60ХН в 7 случаях из 11 забракованы по неметаллическим включениям. Чугунные валки забракованы по усадочным раковинам в бочке и продольным трещинам.

Потери от разрушения валков составили более 10 млн рублей. Поломка рабочих валков из стали отдельных марок на стане 2000 ОАО «ММК» достигала 33%. Разрушение валков и у изготовителя и у потребителя связано с недостаточной пластичностью материала, значительным содержанием хрупких структурных составляющих, их неоптимальной формой и размерами.

Использование для изготовления валков новых материалов и современных технологий изготовления не всегда обеспечивают достаточно высокую стойкость валков. В связи с этим актуальной является задача оптимизации состава традиционных валковых материалов - легированного чугуна и высокоуглеродистой легированной стали, технологии их выплавки и внепечной обработки, а также технологий отливки и термической обработки валков.

Цель работы. Оптимизация технологии выплавки и внепечной обработки металла, а также уточнение химического состава валковых материалов, технологий отливки и термической обработки валков, обеспечивающих наряду с высокой прочностью их достаточную надежность в процессе эксплуатации. Для этого необходимо следующее.

1. Определить причины разрушения чугунных и стальных валков при изготовлении и эксплуатации.

2. Исследовать влияние типа плавильного агрегата, используемой шихты, технологий плавки и внепечной обработки на качество валкового материала.

3. Оптимизировать состав валкового материала.

4. Определить рациональные схемы производства чугунных, стальных литых и кованых валков.

5. Разработать конструкцию и технологию изготовления валков с бочкой диаметром более 900 мм.

6. Исследовать структуру и свойства опытного металла.

Научная новизна

1. Установлено, что основной причиной разрушения валков в процессе производства являются большие остаточные напряжения и большое количество хрупких составляющих в структуре валка.

2. В процессе эксплуатации валков при переменных циклических нагрузках разрушение носит усталостный характер. Очагом начала разрушения являются дефекты литейного происхождения, а также неметаллические включения и хрупкие составляющие микроструктуры, чему способствует их неблагоприятная форма и размеры.

3. Обосновано использование однотипных хромоникелевых железоуглеродистых сплавов для изготовления и чугунных, и стальных валков. Показано, что выплавка металла, его внепечная обработка, условия разливки и кристаллизации должны обеспечивать получение перлитной основы материала валка.

4. Обоснована и экспериментально подтверждена целесообразность получения заготовок валков методом последовательной заливки «плавка на плавку» из чугуна, выплавленного одновременно в электропечах с кислой и основной футеровкой, что позволяет управлять формой, размером и количеством включений графита в бочке и шейках валка.

Практическая значимость

1. Разработана технология выплавки металла в электропечах с кислой и основной футеровкой и технология получения литья заготовок валков со структурой половинчатого чугуна. Показана целесообразность использования в шихте природнолегированного чугуна.

2. Произведена партия опытных валков из чугуна с шаровидным графитом марки СШХН-50, которая прошла испытания на стане 500 ОАО «ММК» и показала износостойкость на уровне валков марки СПХН-60. При этом полностью исключены поломки валков, что обусловлено увеличением прочностных свойств в 2,5 раза.

3. Выплавка стали 60ХН в дуговой электросталеплавильной печи с последующей внепечной обработкой жидкого полупродукта активными шлаками, раскислителями и модификаторами, а также с перемешиванием расплава продувкой инертным газом в ковше-печи позволили изменить количество и природу неметаллических включений. Использование комплекса указанных мер позволило полностью исключить разрушение валков при изготовлении и эксплуатации и повысить стойкость у потребителя.

4. Разработаны конструкция и технология изготовления составных валков с бочкой диаметром более 900 мм, которые обычно выходят из эксплуатации вследствие срабатывания рабочего слоя. Использование хромоникеле-вой заэвтектоидной стали марки 150ХНМ, двухстороннее охлаждение отливки при кристаллизации и последующей термообработке позволили получить высокопрочную отливку бандажа в сечении 250 мм. Отжиг и двойная норма-

лизация обеспечили формирование перлитной мелкофракционной микроструктуры при сохранении первичных ликвационных и вторичных карбидов. Эта структура обеспечила высокую стойкость материала бандажа к истиранию и циклическим нагрузкам.

5. Опытная партия составных бандажированных валков из стали марки 150ХНМ эксплуатируется на стане 2000 ОАО «ММК» с 2000 года. В среднем износостойкость бандажа выше износостойкости цельнокованых валков из стали других марок на 72%

Апробация работы. Результаты работы доложены на XI и XII международных научных конференциях «Современные проблемы электрометаллургии стали» (Челябинск, 2001 и 2004 гг.), обсуждались на техническом совете МК «ОРМЕТО-ЮУМЗ» и на научном семинаре кафедры пирометаллургических процессов.

Публикации. По материалам диссертационной работы опубликовано 6 печатных работ.

Объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, библиографического списка из 133 наименований и 5 приложений, изложенных на 182 страницах машинописного текста, содержит 35 таблиц и 56 рисунков.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1. Состояние вопроса и задачи исследования

Валки являются важной сменяемой частью прокатного стана: их расход составляет приблизительно 0,5% от массы проката. В себестоимости 1 тонны горячекатаного листа доля стоимости валков составляет 0,05...0,10 $ США. Валки горячей прокатки (ВГП) изготавливают из чугуна или стали, коваными или литыми. Кованые стальные опорные валки делают из стали марок 90ХФ, 75ХМФ, 8Х2СГФ. Сталь 150ХНМ (адамит) применяют для изготовления литых опорных валков. Опорные валки чистовых клетей изготавливают из легированного чугуна с отбелом. В качестве материала для изготовления кованых рабочих валков станов горячей прокатки используют сталь марок 60ХН, 75ХМ, 90ХФ. Рабочие валки сортовых станов изготавливают из простого или легированного чугуна, а для изготовления рабочих валков чистовых клетей листопрокатных станов используют высокохромистый чугун.

В Европе, Японии, США в 90-х гг. наряду с традиционными материалами (чугун, сталь типа адамит) для изготовления валков начали применять новые - инструментальную сталь типа НР (0,8% С, 3,00% Сг, 0,55% Мо, 0,50% V, 0,05% №>), «полубыстрорежущую» сталь Бегт-НвБ [0,6...1,0% С, 6,5...8,5% Сг, 4... 10% (\V4-2Mo), 0,1...3% (V, "Л, №>, Та)], износостойкую быстрорежущую сталь ШБ [1,2... 1,8% С, 4,0...6,0% Сг, 8...12% (\У+2Мо), З...6% (V, Т1, Та)] и др. Эти материалы содержат значительное количество дорогих леги-

ругощих элементов - хрома, вольфрама, молибдена, ванадия, титана, ниобия и тантала, что делает не всегда оправданным их использование.

Одним из основных требований к прокатным валкам является высокая устойчивость бочки валка к износу. При гетерогенной структуре металла износ тем меньше, чем больше в структуре прочных высокотвердых частиц второй фазы, изолированно расположенных в вязкой металлической матрице. Карбиды типа (Сг,Ре)7Сз затрудняют внедрение и продвижение абразивных частиц в металле и уменьшают его износ. Износ прокатных валков происходит также за счет образования на поверхности бочки сколов по графитовым включениям. При уменьшении количества и размеров графитовых включений износостойкость валков увеличивается.

При эксплуатации прокатные валки могут разрушаться под действием механических нагрузок и термоциклирования. Значительное количество валков при эксплуатации претерпевают аварийные разрушения вследствие развития в отдельных сечениях глубоких усталостных трещин. Разрушение при эксплуатации валков происходит по бочке или на участке перехода от бочки к шейке. Разрушение усталостного характера проходит как по зерну, так и по его границам.

При прокатке в материале валка может проявляться деформационное старение. Изменение свойств происходит в интервале температуры 150...300°С. При наличии в металлической матрице перлита пластическое деформирование затрудняется, для его начала нужны более высокие напряжения, чем при ферритной основе. Цементитные прослойки перлита затрудняют процесс деформации. Первичный и эвтектический цементит белого чугуна подвергается и холодной деформации. В ледебуритном цементите обнаруживается много расщепленных трещин.

В процессе эксплуатации в валках происходит не только износ рабочей поверхности, но и изменение структуры за счет циклов нагрев-охлаждение и наклепа.

Распространенным материалом для изготовления прокатных валков является чугун с шаровидным графитом. Валки из молибденового и хромомо-либденового низколегированного чугуна характеризируются высокой прочностью при средней, но равномерной твердости. Валки из среднелегирован-ного (никельхромового) чугуна имеют бейнитную или трооститную структуру, высокие значения твердости и прочности в зависимости от содержания углерода. Легированные валки такого состава показывают больший срок службы по сравнению с обычными валками, лучшее качество проката и меньшие потери на трение в цапфах. Однако при производстве этих валков следует иметь в виду их большую склонность к образованию трещин. Для предотвращения образования трещин в чугуне целесообразно иметь высокое (около 5...6) отношение №/Сг, что требует большого расхода дефицитного и

дорогого никеля. Кроме того, необходима длительная выдержка этих валков в форме или специальный низкотемпературный отжиг для снятия напряжений.

Гетерогенная структура белых и половинчатых чугунов характеризуется сочетанием разнородных структурных составляющих, резко различающихся своими свойствами (шаровидный графит, твердость 40...60 НВ; феррит, твердость 120 НВ; карбидная эвтектика, твердость 900 НВ). Общие свойства сплавов с такой структурой определяются не только соотношением и свойствами составляющих, но и чисто геометрическими факторами: взаимным расположением составляющих, формой и размерами включений, ориентацией их относительно действующих напряжений и т.д. Строение эвтектических колоний отбеленного слоя очень похоже на структуру волокнистых или слоистых композиций, получаемых путем искусственного сочетания матрицы и упроч-нителя. В половинчатых чугунах образуются специальные карбиды, которые находятся в виде изолированных включений или разветвленного каркаса эвтектических колоний. Графит, располагаясь в «карманах» по рельефной поверхности трения, играет роль твердой смазки. Чугуны с такой структурой по износостойкости и механическим свойствам близки к белым чугунам с композиционным упрочнением. Вместе с тем, половинчатые чугуны по сравнению с белыми обладают важным преимуществом - лучшей обрабатываемостью резанием.

Половинчатые чугуны с композиционным упрочнением имеют стабильную структуру: ни цементит, ни графит в их структуре не могут быть полностью удалены термической обработкой, что обеспечивается одновременным легированием чугунов карбидосодержащими и графитообразующими элементами. Форму графита в половинчатых чугунах можно регулировать путем модифицирующей и глобуляризирующей добавки. Композиционное упрочнение поверхностного слоя валков достигается подбором химического состава, температуры заливки, скоростью кристаллизации, скоростью теплоотвода. Твердость чугуна зависит, главным образом, от характера металлической основы: она уменьшается по мере уменьшения содержания твердых структурных составляющих.

Заэвтектоидная сталь 150ХНМ, содержащая 1,5% углерода и легированная хромом, никелем и молибденом, имеет структуру, состоящую из тех же структурных элементов, что и чугун. Наличие в структуре этой стали карбидов обеспечивает высокую износостойкость. Вместе с тем, высокие значения предела прочности (>800 МПа), а также большой диаметр бочки и значительная разница диаметров бочки и шейки валка создают условия для появления больших литейных и структурных напряжений, которые могут привести к разрушению валка еще на стадии производства. Поэтому изготовление валков с бочкой диаметром более 700 мм является для производителей валков чаще всего экономически невыгодным.

Нелегированная сталь марки 50 используется в качестве материала рабочего валка клети ДУО на стане горячей прокатки. Использование углеродистой стали позволяет наносить на рабочую поверхность валка сваркой сетку борозд, препятствующих образованию при прокатке трещин разгара. Однако

по конструктивным соображениям на этих клетях не могут применяться конусные шейки, а при использовании цилиндрических шеек часто происходит разрушение валка в месте перехода от шейки к бочке. Поэтому целесообразна замена углеродистой стали 50 легированной сталью, которая обладает более высокой длительной прочностью и позволяет наносить сваркой сетку борозд на поверхность бочки.

Анализ литературных данных свидетельствуют о том, что актуальной является задача оптимизации состава традиционных валковых материалов - легированного чугуна и высокоуглеродистой легированной стали, технологии их выплавки и внепечной обработки, а также технологий отливки и термической обработки валков.

2. Анализ причин разрушения валков при изготовлении и эксплуатации

Исследованы дефекты строения и причины разрушения чугунных и стальных валков в процессе изготовления. Разрушение чугунных и стальных валков в процессе изготовления происходит под действием термических, структурных и механических напряжений, превышающих в локальных местах предел прочности металла. Факторами, усиливающими проявление таких ситуаций, являются неоптимальный химический состав металла, неправильно подобранная литейная оснастка, которые создают условия для формирования неблагоприятной структуры металла, наличие в заготовках литейных дефектов, а также несоблюдение технологического режима изготовления изделий. Разрушению валка способствуют неоднородная структура чугуна по длине и сечению валка, сплошной отбел по сечению бочки. Повышенная твердость валка связана с повышенной эвтектичностью структуры бочки, повышенным содержанием карбидообразующих. В чугуне с пластинчатой формой графита повышенная хрупкость связана с формой графита, неоптимальным количеством ледебурита в структуре, грубым строением ледебуритных колоний.

С увеличением диаметра бочки валка до 950... 1250 мм и увеличением структурной неоднородности в отливке увеличиваются и структурные напряжения. В процессе изготовления вследствие резкого изменения сечения при переходе от бочки к шейке может происходить разрушение заготовки.

В процессе эксплуатации длительное воздействие на материал валка поворотно-переменных циклических напряжений может вызвать образование трещин и разрушение даже при напряжениях ниже предела прочности. Около 80% всех разрушений носят усталостный характер.

Анализ разрушения усталостных изломов валков показал, что очаг разрушения обычно расположен на поверхности или вблизи поверхности. В на-

клепанной зоне образуется подповерхностные или поверхностные трещины, которые постепенно развиваются. Трещины начинают развиваться на участках материала с пониженной прочностью - по неметаллическим включениям, границам зерен, хрупким составляющим микроструктуры. Материал валков имел повышенную газонасыщенность, выраженную химическую неоднородность по содержанию серы, кислорода, азота.

Таким образом, преждевременный выход валков из эксплуатации обусловлен неправильными условиями эксплуатации и наличием дефектов металлургического происхождения - повышенной загрязненностью неметаллическими включениями, ликвацией серы и фосфора с образованием легкоплавких соединений на границах зерен, наличием литейных дефектов.

3. Производство чугунных валков

Анализ литературных данных и результатов исследований разрушившихся при изготовлении и эксплуатации валков показал, что в валковом чугуне содержание углерода должно обеспечивать выделение графита, образование карбидных эвтектик, а также достаточное количество растворенного углерода для получения твердой металлической основы - перлита. Рекомендуется для валков крупно- и среднесортовых станов иметь содержание углерода 3,1%, для мелкосортовых станов - 3,4%. Для получения шаровидного графита и измельчения составляющих цементитной и фосфидной эвтектик чугун необходимо модифицировать магнием (0,04.. .0,06% М§).

Металлическая основа должна состоять из перлита мелких фракций. В рабочем поверхностном слое феррита должно быть не более 10%, во внутренних слоях - не более 30%. В поверхностном слое феррит должен быть расположен вокруг графитовых включений. В структуре поверхностного слоя не должно быть более 10% структурно свободного цементита.

Согласно результатам предварительных опытов, такую структуру можно получить в чугуне состава, %: 3,4...3,6 С; 1,5...2,20 81; 0,07...0,12 Р; <0,030 Б; 0,4...0,8 Сг; 0,8...1,6 №. Отношение содержаний №/Сг должно быть 2:1. Отливку необходимо подвергать термической обработке - старению. Старение (низкотемпературный отпуск) должно обеспечивать снятие литейных, температурных и структурных напряжений. Остаточные напряжения могут приводить к разрушению отливки в процессе эксплуатации.

Мягкие составляющие структуры в результате наклепа склонны к деформационному старению в процессе эксплуатации. В структуре чугуна к наклепу склонен феррит, поэтому его количество в поверхностном слое должно быть минимальным.

Для реализации теоретических и экспериментальных предпосылок при изготовлении литых чугунных валков было опробовано 3 технологии выплавки:

- выплавка чугуна в электродуговой печи с основной футеровкой вместимостью 12 т;

- выплавка чугуна в электропечи с кислой футеровкой вместимостью 3 т;

- одновременная выплавка чугуна в печах вместимостью 3 т с кислой футеровкой и в электропечи вместимостью 1,5 т с основной футеровкой. Заливку валка вели методом «плавка на плавку» (очередность заливки - кислая + основная).

В шихте для выплавки опытного металла использовали природнолегиро-ванный хромоникелевый чугун. Это позволило уменьшить количество загружаемого в электропечь высокоуглеродистого феррохрома. Модифицирование металла проводили в разливочном ковше лигатурой марки ФСМГ-7. Для изготовления отливки валка использовали опытную литейную форму, в которой для получения бочки валка использован металлический кокиль, а для получения шеек - земляные формы. На металлический кокиль наносилась теплоизолирующая обмазка, позволяющая регулировать скорость охлаждения металла в кокиле.

Рис. 1. Шаровидные включения графита в основе перлит + ледебурит, х500

Металлографический анализ структурных составляющих чугуна проводили согласно ГОСТ-3443, оценку и травление темплетов - согласно ГОСТ-10243. Замер твердости по Бринеллю осуществляли в соответствии с ГОСТ-9012. Кольцевые пробы шириной от 60 до 100 мм вытачивали с поверхности бочки валка. На них проводили замер твердости по Бринелю, определяли макро- и микроструктуру.

Исследования микроструктуры показали, что графитовые включения поверхностных слоев бочки имеют шаровидную форму. Форма графитовых включений правильная и неправильная, компактная, размер включений 15...60 мкм (рис. 1). При выдержке в разливочном ковше в течение 24 мин сохраняется шаровидная форма графита.

Металлическая матрица у рабочей поверхности бочки валка состоит из перлита, цементитной эвтектики (ледебурита) и фосфидной эвтектики (рис. 2). Содержание перлита в поверхностном слое 90... 100%, количество феррита не превышает 5%. Перлит бесструктурный, тонкопластинчатый, расстояние

10

между пластинами 0,3...0,8 мкм. Цементитная эвтектика согласно ГОСТ-3443 имеет небольшой размер: площадь включений ЦП 6000 мкм2, содержание цементита соответствует Ц25 (15...40%). Фосфидная эвтектика в поверхност-

По сравнению с поверхностными слоями бочки в шейках независимо от способа выплавки чугуна выделения графита крупнее. Размер включений графита составляет от 60 до 500 мкм, хотя форма в основном сохранилась шаровидная. Но в шейках получен и вермикулярный графит. Металлическая основа шеек состоит из перлита и цементитной и фосфидной эвтектгас. Фосфидная эвтектика присутствует в виде сетки. Ледебурит присутствует в небольшом количестве, но его достаточно, чтобы обеспечить твердость по сечению шеек 230...260 НВ. Фосфидная эвтектика позволяет иметь твердость шеек на уровне 217.. .220 НВ.

Установлено, что с увеличением суммы концентраций С + Mn + Cr +Р происходит увеличение твердости чугуна. Это обусловлено тем, что перечисленные элементы определяют состав карбидов, эвтектик, а также структуру и свойства металлической матрицы.

При увеличении содержания углерода от 3% до 3,4% наблюдается уменьшение твердости бочки валка, так как включения карбидов в эвтектике имеют зернистый характер, их размеры увеличиваются с ростом содержания углерода. Дальнейшее увеличение содержания углерода приводит к образова-► нию карбидов пластинчатой формы, размеры которых увеличиваются с уве-

личением содержания углерода. Твердость при этом растет.

При увеличении содержания хрома в чугуне твердость возрастает. Хром упрочняет металлическую матрицу, образуя карбиды с высокой твердостью, а также повышает твердость эвтектик.

С увеличением содержания кремния в чугуне твердость бочки снижается. Такой характер зависимости обусловлен тем, что кремний является графито-

ном слое имеет строение цементита в виде пластин ФЭ-5 площадью не более 20000 мкм2, в более глубоких слоях - в виде сетки.

Рис. 2. Тройная фосфидная эвтектика с пластинами цементита (а) и мелкозернистая эвтектика (б), х500

образующим элементом и с увеличением его содержания возрастает количество и размеры графитовых выделений.

Хромсодержащий чугун при низком (менее 1%) содержании никеля имеет высокую твердость и хрупкость вследствие сплошного отбела. Увеличение содержания никеля, т.е. при увеличении отношения №/Сг от 1 до 2, в чугуне образуется перлитная основа, твердость уменьшается. Дальнейший рост содержания никеля или отношения N1/0 приводит снова к смене перлитной основы на игольчатую (бейнитную или мартенситную). Твердость при этом растет.

Для получения структуры половинчатого чугуна металл должен содержать, %: 3,4... 3,6 С; 1,8...2,8 вц 0,5...1,0 Мп; 0,07...0,12 Р; до 0,030 Б; 0,4...0,8 Сг; 0,8...1,6 0,04...0,06 при соотношении №/Сг «2. Такой состав чугуна обеспечивает получение твердости 300...360 НВ на поверхности бочки и в слое на глубину до 100 мм.

Разработана технология выплавки чугуна в электропечах с основной и кислой футеровкой, технология отливки заготовок из металла как одной плавки, так и при одновременном использовании чугуна из кислой и основной печи. Использование этой технологии позволило отливать более нагруженные части валка из «кислого» чугуна с лучшим комплексом свойств, а чугун из основной печи использовать для отливки осевой части бочки и неприводной шейки. Макроструктура отливок не имела литейных дефектов ни на бочках, ни на шейках валков.

При получении чугуна вышеуказанного химического состава выплавка в электропечах не привела к появлению хрупкости материала валка ни при изготовлении, ни при эксплуатации. Использование половинчатого чугуна в качестве материала прокатных чугунных валков позволило без всяких проблем нарезать калибры и иметь оптимальную их износостойкость.

Партия опытных валков из чугуна с шаровидным графитом марки СШХН-50 прошла испытания на стане «500» ОАО «ММК» при прокатке швеллера и показала износостойкость на уровне валков СПХН-60. при этом отсутствовали поломки валков, что связано с повышением прочностных свойств валков в 2,5 раза по сравнению с валками СПХН-60.

4. Валки горячей прокатки массой более 30 т

Стальные валки горячей прокатки изготавливают ковкой из слитков массой более 30 тонн. В качестве материала рабочего валка клети ДУО на стане горячей прокатки обычно используется нелегированная доэвтектоидная сталь марки 50. Использование этой стали позволяет наносить на рабочую поверхность валка сваркой сетку борозд, препятствующих образованию при прокатке трещин разгара. Однако по конструктивным соображениям на этих клетях не могут применяться валки с конусными шейками, а при использовании валков с цилиндрическими шейками происходит разрушение валка в месте пере-

хода от шейки к бочке. Исходя из этого, для валков горячей прокатки предложено вместо углеродистой стали марки 50, характеризующейся недостаточной прочностью, использовать сталь 60ХН, из которой можно изготавливать валки с цилиндрическими шейками, поскольку она обладает более высокой прочностью. При этом на валках из стали 60ХН, как и из стали 50, на поверхность бочки можно наносить сваркой сетку борозд.

Как было показано выше, причинами, способствующими разрушение стальных кованных валков при изготовлении и эксплуатации, являются повышенная загрязненность металла неметаллическими включениями и наличие в заготовках дефектов литейного происхождения. Их появление обусловлено неоптимальной технологией выплавки и подготовки металла, недостатками технологии отливки заготовок. Разрушению способствовал неоптимальный состав валковых материалов.

Конструкционные стали, к которым относится и сталь 60ХН, при высокотемпературном нагреве под ковку склонны к образованию камневидного излома, обусловленного выделением в процессе кристаллизации по границам аустенитных зерен неметаллических фаз. Этими фазами могут быть сульфиды, нитриды, карбонитриды и другие. Природа неметаллических фаз, обуславливающих камневидный излом, зависит от состава стали и способа ее выплавки. Появление камневидного излома зависит от содержания в стали азота, серы, отношения Мп/Б. В частности, если отношение Мп/в больше, чем 20:1, то камневидный излом, как правило, не наблюдается.

Конструкционную легированную сталь обычно выплавляют в открытых дуговых электропечах с основной футеровкой. Металл электропечной выплавки обычно имеет повышенное содержание азота. Повышенное (более 0,014%) содержание азота и низкое (примерно 0,004%) содержание серы делает его особенно восприимчивым к образованию камневидного излома. При таких содержаниях этих примесей образование неметаллической фазы происходит на последних стадиях затвердевания локальных объемов металла, вследствие чего они располагаются по границам первичного зерна. Поэтому одним из способов подавления образования камневидного излома является формирование термодинамически прочных сульфидов и нитридов на более ранних стадиях кристаллизации, что достигается модифицированием металла высокоактивными элементами (Са, Ът, РЗМ).

Выплавку стали для крупных слитков производили в электропечи ДСП50 с основной футеровкой. Плавку вели по классической двухшлаковой технологии и с внепечной обработкой стали в ковше-печи. В ковше металл подвергали внепечной обработке на агрегате комплексной обработки стали (АКОС). В ковше-печи наводили новый шлак, разогревали его с помощью электродуг и через донный продувочный блок продували металл аргоном. Высокоосновный шлак и продувка аргоном обеспечивали необходимый уровень десульфу-рации стали в ковше.

Алюминий в виде проволоки для окончательного раскисления и регулирования величины зерна вводили трайб-аппаратом в раскисленный металл. На ряде плавок в ковше-печи производили модифицирование металла. Для этого использовали порошковую проволоку с силикокальцием или модификатор 1т1ее1-3 (комплексный Са-М§-Ва^-А1-81-РЗМ-содержащий модификатор).

Заливку слитков проводили сверху в восьмигранные изложницы. Слитки из сталеплавильного цеха передавали в кузнечно-прессовый цех в горячем состоянии (температура >650 °С). Ковку слитков проводили на прессе усилием 6000 т.

Термообработка валков горячей прокатки состояла из предварительной и повторной. Целью первой было снятие кузнечных напряжений, а повторной -получение однородной перлитной микроструктуры с равномерно распределенными карбидами и равномерной твердости по сечению валка, оптимизация механических свойств.

Крупногабаритные поковки для валков горячей прокатки из стали марки 60ХН подвергали контролю на механические свойства (на глубине 1/ЗК от поверхности шеек на продольных образцах) и макроконтролю (на флокены и ликвационную неоднородность). Внутренние дефекты заготовок валков горячей прокатки контролировали методом УЗК.

Требуемой нормой по механическим свойствам для валков горячей прокатки являются: <тв >800 МПа, <гт >500 МПа, 6 >8%, ф >33%, КСи >0,3 МДж/м2.

Для получения серных отпечатков вырезали темплеты из-под прибыльных шеек валков и от одной кольцевой пробы, выточенной с поверхности шейки валка. Установлено, что сульфидные включения мелкие, частично сосредоточены по границам кристаллитов. Содержание серы в плавках с обработкой стали в АКОСе составляет от 0,012 до 0,014%, а сумма (Р+Б) составляет 0,024...0,030%. В результате ликвации содержание серы в осевой части крупного слитка может увеличиться на 0,002...0,006%, поэтому в ликвацион-ных зонах слитка можно ожидать развития склонности к камневидному излому. На склонность стали к образованию камневидного излома влияет отношение Мл/Б: чем оно выше, тем меньше вероятность появления камневидного излома. В плавках без обработки металла на АКОС отношение Мп/в составляет порядка 20, при обработке оно увеличивается до 46...56. Учитывая возможную ликвацию серы, отношение Мп/Б целесообразно повышать примерно до 60...70. Только при достаточно высоком значении Мп/Б исключается возможность существования в стали сульфидов железа или двойного сульфида типа пРев-тМлв, а, следовательно, возможность оплавления сульфидов при температуре горячей деформации. В то же время просто низкое содержание серы не гарантирует отсутствие камневидного излома, поскольку при кристаллизации крупных отливок сера сосредотачивается по границам кристаллитов и ослабляет их связь.

Для определения механических свойств было выплавлено две группы опытных плавок по две плавки в группе с обработкой металла в АКОСе (табл. 1). Плавки первой и второй серии имели одинаковую сумму основных легирующих элементов -2,5%, однако отличались содержанием фосфора и отношением Мп/8.

Таблица 1

Состав металла опытных плавок

№ [ плавки Содержание элементов, мас.%

С Мп 81 Р в Сг N1 Си МО V А1 МпЯ Масса слетка, т

1 а 0,61 0,52 0,29 0,017 0,015 0,66 1,04 0,15 0,09 0,03 0,019 34,6 30,6

16 0,58 0,6 0,2 0,020 0,014 0,81 1,01 0,13 0,06 0,023 0,018 42,8 42,8

2 а 0,56 0,68 0,27 0,011 0,013 0,76 0,99 0,14 0,05 0,03 0,025 52,3 52,3

2 б 0,59 0,65 0,22 0,013 0,014 0,71 1,03 0,16 0,07 0,04 0,025 46,4 46

Макроструктура темплетов валков не имела внутренних дефектов литейного и ковочного происхождения. Сульфидные включения мелкие, распределены равномерно, на серных отпечатках кольцевых проб бочки выявлена дендритная ликвация. Глубокое травление кольцевых проб от шеек и бочек выявило во внутренних слоях точечную неоднородность не выше 2 балла, но не доходящую до краев поверхности темплета. Загрязненность неметаллическими включениями поверхностных слоев бочки: оксиды строчечные - 1...2 балла, деформированные сульфиды - 1,5...2,0 балла; на шейке: оксиды строчечные - 2 балла, сульфиды 2,0...2,5 балла. Максимальная длина сульфидов до 0,05 мм, точечных оксидов от 0,001 мм до 0,01 мм. Для слитков массой 30 т загрязненность неметаллическими включениями 1,0...2,5 балла не является высокой.

Результаты исследования серных отпечатков металла, обработанного в ковше-печи комплексными модификаторами, свидетельствуют о более равномерном распределении серы по сечению заготовок и изменении природы сульфидных включений при всех видах используемого модификатора. Наиболее полная трансформация сульфидных и оксидных включений происходит под действием комплексного модификатора 1пз1ее1-3 (рис. 3); при этом существенно снижается загрязненность неметаллическими включениями поверхностной (рабочей) зоны бочки валка глубиной до 50 мм. Увеличивается число «чистых» полей зрения при оценке загрязненности металла неметаллическими включениями. При оценке загрязненности стали по А8ТМ примерно 70% просмотренных полей поверхностного слоя шеек валков на глубину 60 мм не имеют неметаллических включений, видимых в оптических микроскопах. Микроструктура от поверхности на глубину до 50 мм бочки и шейки валка перлито-сорбитовая с дисперсностью перлита не выше 2 балла.

Для более надежного выявления эффекта модифицирования стали 60ХН модификатором Insteel-З на шести обработанных этим модификатором плавках были отобраны подприбыльные темплеты, в которых определялась загрязненность металла неметаллическими включениями по максимальному баллу согласно ГОСТ-1778. Результаты этих определений приведены на рис. 4 и 5.

Рис. 3 Сульфидные включения в металле шеек валков: а - без дополнительной обработки, х500; б - с обработкой в АКОСе, х500; в - с обработкой в АКОСе и модифицированием модификатором ГпэКеЬЗ, хЮОО

Край

7 8 9 10 Центр

Рис. 4. Загрязненность металла оксидными неметаллическими включениями по ГОСТ-1778: А - без обработки, | - с обработкой 1шсее1-3

123456789 10 Край Центр

Рис. 5. Загрязненность металла сульфидными неметаллическими включениями по ГОСТ-1778: ■ - без обработки, с обработкой 1пз1ее1 3

Как следует из приведенных данных, обработка этим модификатором не только уменьшает загрязненность стали неметаллическими включениями, но и (что особенно важно) наиболее существенно снижает загрязненность поверхностной (рабочей) зоны заготовки на глубину 1/2 Я.

Микроструктура от поверхности на глубину до 50 мм бочки и шейки валка перлитно-сорбитная, с дисперсностью перлита не выше 2 балла.

Изучение ликвации серы и фосфора в плавках, обработанных в АКОСе, показало, что содержание фосфора по сечению шейки изменяется на 0,002...0,005%, а серы - на 0,002% . Результаты исследования структуры и механических свойств металла опытных плавок приведены в табл. 2.

Таблица 2

Структура и механические свойства металла опытных плавок

Механические свойства Зерно,балл Сумма

£ я Образцы долевые Радиальные наследственное действительное кар-бидо обр

* от, мпа ств, мпа 8, % % кси, Дж/см2 от/ств НВ кси, Дж/см2 КСУ, Дж/см2 легир.

1 а 421,4 818,3 18,5 7...8 0,51 0,51 229 15.6 19.6 12.74 13.7 7...8 6...1 2,34 1,30

16 372,4 808,5 17 7 0,46 0,46 235 19.6 24.5 12.7 13.7 7 6 2,50 1,49

26 573,3 901,6 13 17 29,4 0,63 302 22,5 17,6 22,5 6 5...6 2,50 1,47

В процессе изготовления валков проводился контроль ударных образцов на наличие участков камневидности в изломах. Они надрезались, проводилась закалка образцов от температуры А^ +50° (775+50°) и высокий отпуск (со-

гласно ГОСТ 10243). Излом закаленных образцов был хрупким, древовидным, темно-серым. Камневидности в изломе не выявлено.

Как уже отмечалось, материал валков горячей прокатки склонен к деформационному старению. Для исследования склонности стали 60ХН к старению заготовки образцов перед старением растягивали на 5%. Старение проводили в течение часа при температуре 250, 400 и 540 °С. При температуре 540 °С КСи составляет 28,4 Дж/см2, при температуре 250 °С - 24,5 Дж/см2 и при температуре 20 °С - 29,4 Дж/см2. Поскольку изменение ударной вязкости составляет менее 50%, то это свидетельствует о том, что сталь 60ХН мало склонна к деформационному старению.

Таким образом, выплавка хромоникелевой стали в основной дуговой печи с последующей обработкой расплава в АКОСе рафинировочным шлаком и продувкой расплава аргоном обеспечивают получение оптимального содержания серы, допустимое значение суммы содержаний серы и фосфора, требуемое соотношение содержаний марганца и серы.

Внепечная обработка жидкого полупродукта активными ишаками, рас-кислителями и модификаторами, а также перемешивание расплава продувкой инертным газом в ковше-печи позволили изменить количество и природу неметаллических включений.

Использование комплекса указанных мер позволило полностью исключить разрушение валков при изготовлении и повысить стойкость у потребителя.

5. Составной опорный валок диаметром более 900 мм

На непрерывных широкополосных станах горячей прокатки в четырех-валковых клетях применяют крупногабаритные цельнокованые опорные валки массой до 50 т. Для массивных отливок прокатных валков с бочкой диаметром 800...900 мм, дающих большие обжатия, применяют хромоникельмо-либденовые стали с содержанием углерода 1,0... 1,8%. При срабатывании конструктивного поверхностного рабочего слоя бочки валков они списываются. При этом износ массы валка составляет не более 5%. В металлолом отправляется примерно 95% массы валка. Используется всего 20...30% ресурса долговечности.

Для высокого сопротивления износу структура литых валков должна характеризоваться равномерно распределенными округлыми карбидами в легированном прочном феррите и разорванной сеткой первичных карбидов. Для этого заливку валков диаметром бочки 800...900 мм ведут в кокильные формы, а термическую обработку производят с целью не только сфероидизации карбидов, но и получения минимальных остаточных напряжений.

Увеличение диаметра бочки до 1200 мм приводит к существенному развитию структурной неоднородности. Структурная неоднородность осевых зон длительной термообработкой не исправляется.

С увеличением диаметра бочки валка до 950... 1250 мм и увеличением структурной неоднородности в отливке увеличиваются структурные напряжения. В процессе изготовления отливки из-за резкого изменения сечения на переходе от бочки к шейке может происходить разрушение заготовки. По этой причине количество брака при изготовлении крупногабаритных валков значительно больше по сравнению с малогабаритными.

Разработан способ восстановления отработанных крупногабаритных опорных валков диаметром 1000... 1200 мм методом бандажирования: из цельнокованого изношенного валка вытачивается ось, на которую горячей посадкой насаживается отдельно изготовленный литой бандаж. Бандаж (кольцо) по сравнению с литым валком, как при отливке, так и при термообработке испытывает охлаждение с 2-х сторон, что позволяет оптимально регулировать макро- и микроструктуру отливки.

Выбор материала для литого бандажа был сделан в пользу стали марки 150ХНМ. Сталь 150ХНМ (адамит) применяют для массивных отливок, работающих на износ, в частности прокатных валков, работающих в условиях тонколистовых широкополосных станов и дающих большие обжатия. По структуре эта сталь относится к заэвтектоидным. Она имеет перлитную основу и распределенные в ней вторичные и эвтектические твердые карбиды. При замедленном охлаждении вследствие ликвации углерода в ней может образовываться ледебуритная эвтектика.

Выплавку жидкой стали для бандажа осуществляли в дуговой сталеплавильной электропечи ДСП50 по классической двухшлаковой технологии. Окончательное раскисление производили в ковше присадкой кускового алюминия в количестве 0,3...0,6 кг/т. Присадками феррованадия производили модифицирование металла ванадием из расчета введения ванадия на 0,04...0,06%. Выплавлено 20 плавок. По содержанию углерода плавки можно разделить на три группы: 1,4. ..1,49%; 1,50...1,59% и 1,60...1,66%. Сумма содержаний карбидообразующих элементов в стали составила от 1,6 до 2,4%, сумма легирующих элементов - от 2,6 до 3,4%. Отношение содержания углерода к сумме содержаний карбидообразующих элементов составляла 0,64...0,99. Так как сталь марки 150ХНМ относится к заэвтектоидным, склонным к повышенной хрупкости, то проводился контроль отношения Мп/Б. При содержании серы от 0,012 до 0,025% это отношение было в пределах от 26 до 60. Содержание газов в выплавленной стали составляло: водорода -4,96...5,21 см3/100 г; кислорода - 0,0039%, азота - 0,0090%. Готовую сталь при температуре 1430... 1420 °С заливали в форму для отливки заготовки бандажа, состоящую из нижней опоки с литниковой системой, стержня, наружного металлического кокиля, приемной воронки.

Термообработку отливки бандажа проводили в печах, отапливаемых природным газом. С целью снятия литейных напряжений и подготовки микроструктуры к механической обработке температура назначалась выше Асз на

30°С и составляла 870...880°С. Медленный нагрев и выдержка при 600°С обеспечили снятие литейных напряжений.

Окончательная термообработка проводилась с двумя выдержками по 18 часов каждая при температуре 1000... 1050 °С и 900...910 "С. Такой режим термообработки обеспечил растворение карбидов по границам зерна и позволил сохранить пластинчатую форму первичных карбидов ледебурита.

Насадку бандажа на ось производили в горячем состоянии. В разогретый бандаж с использованием специальных приспособлений вводили ось. При насадке натяг (б„) должен составлять (0,00065.. .0,00075)docu. Фактический натяг рассчитывали по формуле

8„ = 5+ 1,2 (Rzéauó + Rzocu), где R-z6mtd и R'¿ocu - высота неровностей сопрягаемых деталей.

Контроль химической неоднородности стали проводили методом отпечатка по Бауману в соответствии с ГОСТ-10243. Для снятия серного отпечатка использовали пробу на контроль механических свойств, вырезаемую с половины толщины отливки с подприбыльной стороны и две пробы с половины длины бочки по всему сечению бандажа. Балл серного отпечатка 1,0. Сульфидные включения мелкие. Имеются единичные сульфидные включения размером 1x2 мм. Дендритная и зональная ликвация выражена слабо. Пористость и рыхлость металла отсутствуют. Мелкие включения расположены по границе дендритных осей первого порядка и границе равноосных кристаллов.

Анализ загрязненности стали неметаллическими включениями проводили согласно ГОСТ-1778 методом Ш сравнением с эталонными шкалами. Загрязненность оксидами составила 1 балл с наибольшим размером оксидных включений 0,075 мм, сульфидами - 2,0 балла с наибольшим размером включений 0,020 мм. У поверхности катания расположение неметаллических включений хаотичное; с половины толщины и до внутренней поверхности неметаллические включения расположены по границе зерна.

Микроструктура (рис. 6) после окончательной термообработки состоит из перлита и карбидов по всему сечению бандажа. Первичные карбиды имеют пластинчатое строение, расположены по границам дендритов. Установлено, что для получения первичных карбидов размером не более 300 мкм при увеличении содержания углерода от 1,4% до 1,6% в этой стали должно возрастать количество и карбидообразующих и легирующих элементов. Это обеспечивает сочетание необходимых показателей прочности и износостойкости.

Изучение формы первичных карбидов показало, что в основном они имеют форму грубых и тонких пластин или глобулей. Вторичные карбиды, как правило, скоагулированы и расположены не только по границе зерна, но и по зерну. Выражена дендритная неоднородность, перлитная полосчатость, увеличивающаяся к внутренней поверхности. В поверхностных слоях балл действительного зерна - 5...8, от половины толщины до внутренней поверхности бандажа балл действительного зерна 3...5. Термообработка позволяет

получать действительное зерно 5...8 балла. Термообработка привела либо к полному растворению карбидов по границам литого зерна, либо они частично остались в виде разорванной сетки.

Рис. 6. Микроструктура стали после окончательной термической обработки: а - перлит + карбиды + первичный цементит, б и в - тонкие пластинчатые первичные карбиды + вторичные карбиды + перлит (а - х 100; б и в - х500)

Интенсивное охлаждение бандажа через металлический кокиль и последующая термообработка позволили устранить сплошную сетку по грануляционной структуре (литому зерну) и растворить карбиды. Охлаждение на воздухе после двойной перекристаллизации не позволило карбидам образоваться повторно на границах литого зерна.

В результате исследования механических свойств установлено, что с увеличением содержания легирующих элементов от 2,7% до 3% предел прочности увеличивается с 560 до 830 МПа. Это, по-видимому, обусловлено упрочнением перлитной металлической основы вследствие легирования феррита упрочняющими элементами.

Первые опытные составные валки начали эксплуатировать на широкополосном стане 2000 горячей прокатки ОАО «ММК» в 1999 году. К настоящему времени (на 01.12.2004) на стан поступило в общей сложности 20 крупногабаритных валков с бочкой размером 1600x1820 мм и массой 45 т. Стойкость составных валков с бандажом из стали 150ХНМ почти на 40% превышает стойкость цельнокованых валков из стали марок 75ХМФ (УЗТМ) и находятся на одном уровне с коваными валками 90ХФ (НКМЗ). Но по основному показателю - износостойкости, характеризующему контактную выносливость поверхности валка, литая сталь на порядок превосходит все сравниваемые марки. За время работы опытных валков, а это около 400 завалок в клети, не было ни одного случая поверхностных выкрашиваний и отслоений на поверхности бочки. Расчет показывает, что полная стойкость бандажей составит 10,4 млн т

проката, что превышает гарантированную стойкость импортных валков фирмы Гонтерманн-Пайперс (Германия).

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ ПО ДИССЕРТАЦИИ

1. Установлено, что основной причиной разрушения валков в процессе производства являются большие остаточные напряжения и большое количество хрупких составляющих в структуре валка. В процессе эксплуатации валков при переменных циклических нагрузках разрушение носит усталостный характер. Очагами начала разрушения на поверхности валка являются неметаллические включения и хрупкие составляющие микроструктуры, а также дефекты литейного происхождения.

2. Разработана технология получения заготовок валков методом заливки «плавка на плавку» из чугуна, выплавленного одновременно в электропечах с кислой и с основной футеровкой, что позволяет управлять формой, размером и количеством включений графита в бочке и шейках валка. Показана целесообразность использования в шихте для производства жидкого металла при-роднолегированного чугуна.

3. Разработана технология выплавки металла со структурой половинчатого чугуна. Для получения такой структуры металл должен содержать, %: 3,4...3,6 С; 1,8...2,8 й; 0,5...1,0 Мп; 0,07...0,12 Р; до 0,030 Б; 0,4...0,8 Сг; 0,8... 1,6 №; 0,04... 0,06 М§ при отношении №/Сг ~ 2. Партия опытных валков из чугуна с шаровидным графитом марки СШХН-50 прошла испытания на стане 500 ОАО «ММК» и показала износостойкость на уровне валков из чугуна марки СПХН-60. При этом были полностью исключены поломки валков.

4. Освоено производство кованых крупногабаритных (массой более 30 т) валков горячей прокатки из хромоникелевой стали. Использование легированной стали 60ХН вместо углеродистой стали 50 позволило изготавливать валки с цилиндрическими шейками и избежать разрушения валков в местах перехода от шейки к бочке. Выплавка хромоникелевой стали в основной дуговой печи с последующей обработкой расплава в АКОСе рафинировочным шлаком и продувкой расплава аргоном обеспечивают получение оптимального содержания серы, допустимое значение суммы содержаний серы и фосфора, требуемое соотношение содержаний марганца и серы. Внепечная обработка жидкого полупродукта активными шлаками, раскислителями и модификаторами, а также перемешивание расплава продувкой инертным газом в ковше-печи позволили изменить количество и природу неметаллических включений.

5. В стали марки 60ХН, предназначенной для производства стальных кованых валков, необходимо получать при выплавке сумму легирующих элементов не менее 2,5%, сумму карбидообразующих элементов не менее 1,45%, отношение Мп/Б ~ 60...66. Ограничение по содержанию в стали 60ХН серы позволяют снизить склонность металла к образованию горячих трещин, а также к уменьшению количества трещин разгара на поверхности катания при

эксплуатации. Использование комплекса указанных мер позволило полностью исключить разрушение валков при изготовлении и повысить стойкость у потребителя.

6. Разработаны конструкция и технология изготовления бандажей для валков с бочкой диаметром более 900 мм, которые выходят из эксплуатации вследствие срабатывания рабочего слоя, но при сохранении работоспособности осевой части валка. Использование хромоникелевой заэвтектоидной стали марки 150ХНМ, двухстороннее охлаждение отливки при кристаллизации и последующей термообработке позволило получить высокопрочную отливку в сечении до 250 мм.

Содержание диссертации опубликовано в работах:

1. Опыт восстановления прокатных валков методом их бандажирования/ А.Ю. Фиркович, Р.И. Черкасский, A.B. Кушнарев, И.В. Боровков, B.JI. Носов, И.В. Судоргин // Совершенствование технологии в ОАО «ММК»: Сборник трудов ММК. Вып. 5. - Магнитогорск: Дом печати, 2001. - С. 219-222.

2. Выплавка в электропечах чугуна для литых валков / И.В. Судоргин, А.Н. Веселовский, С.Н. Сергиенко, A.A. Веселовский// Электрометаллургия. -2001.-№5.-С. 29-31.

3. Судоргин И.В., Меркулов C.B., Фиркович А.Ю. Производство опорных бандажированных валков// Современные проблемы электрометаллургии стали: Материалы XI международной научной конференции. - Челябинск: Изд. ЮУрГУ, 2001. - С. 132-133.

4. Судоргин И.В., Бледнова З.И. Разработка технологического процесса получения и свойства отливок из чугуна, выплавляемого одновременно в электродуговых печах с основной и кислой футеровкой// Современные проблемы электрометаллургии стали: Материалы XII международной научной конференции. - Челябинск: Изд. ЮУрГУ, 2004. - С. 119-123.

5. Зинченко В.Г., Судоргин И.В. Внепечная обработка валковой стали комплексными модификаторами// Современные проблемы электрометаллургии стали: Материалы XII международной научной конференции. - Челябинск: Изд. ЮУрГУ, 2004. - С. 127-128.

6. Составные прокатные валки/ JI.C. Белевский, А.Ф. Фиркович, И.В. Судоргин и др. - Магнитогорск: Дом печати, 2004. - 256 с.

Судоргин Игорь Власович

ОПТИМИЗАЦИЯ ТЕХНОЛОГИИ ВЫПЛАВКИ И ВМЕНЕННОЙ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛА ДЛЯ ПРОКАТНЫХ ВАЛКОВ С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ КАЧЕСТВА И ЭКСПЛУАТАЦИОННОГО РЕСУРСА

Специальность 05.16.02 -«Металлургия черных, цветных и редких металлов»

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Техн редактор A.B. Миних

Издательство Южно-Уральского государственного университета

Подписано в печать 22 04.05. Формат 60x84 1/16 Печать трафаретная.

_Усл. печ.л. 1,39. Уч.-изд л. 1,0. Тираж 100 экз. Заказ 92/22._

Группа МЭНП Издательства 454080, г. Челябинск, пр. им. В.И. Ленина, 76.

г ï

t

t f

I

f

0 11

РНБ Русский фонд

2006-4 14686

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ.

1.1. Валки прокатных станов. Общие требования.

1.2. Износ и поломки валков при эксплуатации.

1.3. Разрушение валков в процессе изготовления.

1.4. Состав и структура валковых материалов.

1.5. Технология изготовления валков.

Надежность и долговечность валков являются решающими факторами, определяющими качество продукции, производительность и экономическую эффективность станов горячей прокатки. Производство валков у изготовителя должно быть экономически эффективным.

Для изготовления валков необходимо использовать материалы, имеющие невысокую стоимость, но при этом износостойкость материала валка должна удовлетворять требованиям заказчика. В 2003 году «ОРМЕТО - ЮУМЗ» при изготовлении валков горячей прокатки имел 215,5 тонны брака. Из них 67% получено на кованых валках из стали марки 60ХН и 17% - на литых бандажах из марки 150ХНМ. Поковки заготовок валков горячей прокатки из стали 60ХН в 7 случаях из 11 забракованы по неметаллическим включениям. Чугунные валки были забракованы по усадочным раковинам в бочке и продольным трещинам.

Интенсивность износа, степень напряженности и повреждаемости валков во время работы зависят от исходных свойств материала, а также от типа стана и клети, марки стали подката и сортамента прокатываемой продукции, технологических режимов прокатки.

Потери от разрушения валков у изготовителя и потребителя составили более 10 млн. рублей. Поломка рабочих валков на отдельных марках стали на стане 2000 ОАО «ММК» достигает 33%. Разрушение валков и у изготовителя и у потребителя связано с недостаточной пластичностью материала, низким сопротивлением хрупкому разрушению, неоптимальной формой и размерами неметаллических включений.

Для тяжелонагруженных клетей, реверсивных станов валки изготавливают из легированных стали и чугуна. Для изготовления кованых валков используют доэвтектоидную сталь марок 75ХМ, 60ХН и др. Литые валки и бандажи изготавливают из заэвтектоидной стали марок150ХНМ, 180СХНМ, а для изготовления чугунных валков используют чугун марок СПХН, СШХН и др. Высокое содержание углерода в валковых материалах обеспечивает их высокую прочность, однако валковые материалы должны иметь и определенную пластичность, В износостойких валковых материалах пластичность в существенной степени зависит от структуры металлической основы.

При горячей прокатке на поверхности валков образуются трещины разгара. Разгаростойкость валковых материалов в значительной мере связана с повышенным содержанием серы. Однако при весьма низком содержании серы согласно данным ряда исследований возможно появление камневидного излома I рода, обусловленного выделением по границам аустенитного зерна сульфида марганца. Хрупкие участки структуры и не удаленные трещины разгара могут приводить к разрушению валка при эксплуатации.

В 1999/2000гг. машиностроительный концерн ОРМЕТО-ЮУМЗ понес значительные убытки, так как заказчик повысил требования по твердости стали марок 75ХМ, 90ХФ. С целью получение высокой твердости бочки была понижена температура отпуска. Брак составил почти 30% произведенной поставки.

Учитывая это, в данной работе решалась задача, используя имеющиеся в концерне плавильные агрегаты, путем оптимизации технологии выплавки и внепечной обработки повысить качество валкового металла и на этой основе сократить издержки на изготовление валков.

Результаты исследования структуры и механических свойств металла опытных плавок приведены в таблице 4.9.

В процессе изготовления валков проводился контроль ударных образцов на наличие участков камневидности в изломах. Для контроля на флокены и камне-видность из темплетов вырезали специальные образцы. Они надрезались, проводилась закалка образцов от температуры Ас3+50° (775+50°) и высокий отпуск (согласно ГОСТ 10243). Излом закаленных образцов был хрупким, древовидным, темно-серым. Флокенов и камневидности в изломе не выявлено.

На плавке №10 была проверена анизотропия ударной вязкости. В долевом У направлении КСУ составляет 29,4 Дж/см , в поперечном - 19,9 Дж/см

Так как материал валков горячей прокатки склонен к механическому старению, то была проверена склонность стали 60ХН плавки №10 к старению. Заготовку образцов перед старением растягивали на 5%. Старение проводили в течение часа при температуре 250, 400 и 540°С. При температуре 540°С КСи соЛ Л ^ ставляет 28,4 Дж/см , при температуре 250 С - 24,5 Дж/см и при температуре 20°С -29,4 Дж/см2. Поскольку изменение ударной вязкости составляет менее 50%, то это свидетельствует о том, что материал валка мало склонен к деформационному старению [36,42].

Таким образом, содержание суммы легирующих элементов примерно 2,5%, ковка и термообработка по использованным режимам позволяют получить твердость стали 60ХН 302НВ и прочность 901 МПа при соотношении (Тв =0,63. Повышенная твердость металла (плавка №10) ведет к понижению пластических характеристик по сравнению с плавками №7 и №8. Повышенная пластичность необходима для релаксации напряжений в процессе эксплуатации. Поэтому твердость на валках из стали 60ХН должна быть понижена примерно до 280 НВ.

Микроструктура должна быть дисперсная феррито-карбидная. Наследственное зерно должно быть 3.6 балла, действительное - 6.7 балла, загрязненность неметаллическими включениями не должна превышать 3-го балла в поверхностных слоях шеек на глубину до 50мм.

Предел прочности должен быть 800.900МПа при ат/(Тв >0,6; КСи >29,4 ДЖ/см2 и твердости 260.280НВ.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Определены причины разрушения чугунных и стальных валков при изготовлении и эксплуатации. Основной причиной их разрушения в процессе производства являются остаточные напряжения и большое количество хрупких составляющих в структуре. В процессе эксплуатации валков при переменных циклических нагрузках разрушение носит усталостный характер. Очагом разрушения являются неметаллические включения, хрупкие составляющие микроструктуры и их неблагоприятные форма и размеры, а также дефекты литейного происхождения.

Разработан комплекс мер, позволивших в конкретных условиях производства исключить разрушение валков на стадии изготовления и обеспечить высокую стойкость в процессе эксплуатации.

Разработана технология получения заготовок валков методом заливки «плавка на плавку» из чугуна, выплавленного одновременно в электропечах с кислой и с основной футеровкой. Использование этой технологии позволило отливать более нагруженные части валка из «кислого» чугуна с лучшим комплексом свойств, а чугун из основной печи использовать для отливки осевой части бочки и неприводной шейки.

Показана целесообразность использования в шихте для производства жидкого металла природнолегированного чугуна. Замена части феррохрома природнолегированным чугуном изменяет состав, размеры и свойства части карбидов и положительно влияет на износостойкость материала.

Разработана технология выплавки металла со структурой половинчатого чугуна. Использование половинчатого чугуна позволило стабильно получать износостойкую поверхность бочки и обеспечило необходимую прочность центральной части валка. При этом металлическая матрица у рабочей поверхности бочки валка состоит из перлита, цементитной эвтектики (ледебурита) и фос-фидной эвтектики. Содержание перлита в поверхностном слое должно быть

90. 100%, а количество феррита - не более 5%. Для получения такой структуры металл должен содержать: углерода 3,4.3,6%, кремния 1,8.2,8%, марганца 0,5.1,0%, фосфора 0,07.0,12%, серы до 0,030%, хрома 0,4.0,8% никеля 0,8.1,6%, магния 0,04.0,06% при отношении никеля к хрому, равном примерно 2. Такой состав чугуна обеспечивает получение на поверхности бочки и на глубину до 100мм твердости в пределах 300.360НВ.

Партия опытных валков из чугуна с шаровидным графитом марки ( СШХН-50 прошла испытания на стане 500 ОАО «ММК» и показала износостойкость на уровне валков из чугуна марки СПХН-60. При этом были полностью исключены поломки валков, что обусловлено увеличением прочностных свойств в 2,5 раза.

Освоено производство кованых крупногабаритных (массой более 30 т) валков горячей прокатки из хромоникелевой стали. Использование легированной стали 60ХН вместо углеродистой стали 50 позволило изготавливать валки с цилиндрическими шейками и избежать разрушения валков в местах перехода от шейки к бочке.

Выплавка хромоникелевой стали в основной дуговой печи с последующей обработкой расплава в АКОСе рафинировочным шлаком и продувкой расплава аргоном обеспечивают получение оптимального содержания серы, допустимое значение суммы содержаний серы и фосфора, требуемое соотношение содержаний марганца и серы.

Внепечная обработка жидкого полупродукта активными шлаками, рас-кислителями и модификаторами, а также перемешивание расплава продувкой инертным газом в ковше-печи позволили изменить количество и природу неметаллических включений.

Наиболее полная трансформация сульфидных и оксидных включений происходит под действием комплексного Са-РЗМ-содержащего модификатора; при этом существенно снижается загрязненность неметаллическими включениями поверхностной (рабочей) зоны бочки валка глубиной до 50мм. Увеличивается т число «чистых» полей зрения при оценке загрязненности металла неметаллическими включениями.

В стали марки 60ХН, предназначенной для производства стальных кованых валков, необходимо получать при выплавке сумму легирующих элементов не менее 2,5%, сумму карбидообразующих элементов не менее 1,45%, отношение Mn/S ~ 60.66. Ограничение по содержанию в стали 60ХН серы позволяют снизить склонность металла к образованию горячих трещин, а также к уменьшению количества трещин разгара на поверхности катания при эксплуатации.

Использование комплекса указанных мер позволило полностью исключить разрушение валков при изготовлении и повысить стойкость у потребителя.

Разработаны технологии выплавки и заливки металла, термообработки заготовки и насадки бандажа составного опорного валка диаметром более 900 мм. Использование хромоникелевой заэвтектоидной стали марки 150ХНМ, выплавка металла в дуговой сталеплавильной печи с микролегированием его ва-надийсодержащими ферросплавами, двухстороннее охлаждение отливки при кристаллизации и последующей термообработке позволили получить высокопрочную отливку бандажа со стенкой толщиной 250 мм. Обоснованы оптимальный химический состав и необходимая структура хромоникелевой заэтек-тоидной стали 150ХНМ для бандажей составных валков.

Отжиг и двойная нормализация обеспечили формирование перлитной мелкофракционной микроструктуры, первичных (ликвационных) и вторичных карбидов. Эта структура обеспечила стойкость материала бандажа к истиранию, циклическим нагрузкам валков.

Опытная партия составных бандажированных валков из стали марки 150ХНМ эксплуатируется на стане 2000 ОАО «ММК» с 2000 года. В среднем износостойкость бандажа выше износостойкости цельнокованых валков из стали других марок на 72%.

1. Мартини Ф., Синнаве М. Усовершенствованные рабочие валки черновых клетей для прокатки малоуглеродистых и коррозионно-стойких сталей. — Сталь. - 2002. - № 7. - С.47-51.

2. Горшков A.A. Чугунные закаленные валки. Свердловск: Уралгиз, 1934. - 230 с.

3. Бешпык A.C. Чугунные прокатные валки. М.: Металлургиздат, 1955. -291 с.

4. Кривошеев А.Е. Литые валки. М.: Металлургиздат, 1957. 360 с.

5. Будагьянц H.A., Карский В.Е. Литые .-прокатные валки. М.: Металлургия, 1983. - 175 с.

6. Мартини Ф., Гостев К.А. Опорные и рабочие валки фирмы «Гонтерманн-Пайперс» для станов горячей прокатки // Сталь. 1998, № 1. С. 42-44.

7. Скорохватов Н.Б., Глухов В.В., Смирнов B.C., Гостев К.А. Эксплуатация высокопрочных прокатных валков на стане 2000. // Сталь. 2002, № 3. — С. 8890.

8. Производство и эксплуатация валков на металлургическом предприятии. Гостев A.A., Вдовин К.Н., Куц В.А. и др./ М.: Академия проблем качества РФ, 1997.-185 с.

9. Мартини Ф. Свойства рабочих валков из быстрорежущей стали для станов горячей прокатки // Сталь. 1999. № 10. С. 50-54.

10. Штайнхофф К., Брунс X. Современные валковые стали для холодной прокатки // Сталь. 2001. № 8. С. 41-43.

11. П.Скочински Р.Дж., Уолмаг Г., Брейер Ж.П. Усовершенствование эксплу-тационных характеристик рабочих валков стана 2050 // Сталь. 2001. № 8. — С. 78-84.

12. Будагьянц H.A., Жижкина H.A. Особенности формирования структуры и свойств рабочего слоя прокуатных валков . Литейное производство. — 2004. - № 9. - С.9-10.

13. Лекомт-Бекер Ж., Чу-фанг Чуин-джан Ж., Пирар Э., Брейер Ж.П. Разработка новой быстрорежущей стали с оптимизированным карбидным составом для валков. Сталь. - 2003. - № 3. - С. 88-95.

14. Тылкин М.А. Повышение долговечности деталей металлургического оборудования. М.: Металлургия, 1971, с 608.

15. Родзевич П.И. Упрочнение деталей металлургического оборудования, М.: Металлургия, 1963, с 342.

16. Панов В.В., Бахметьев В.В. и др. Повышение надежности и долговечности механического оборудования ОАО «ММК» // Вестник МГТУ им. Г.И.Носова. 2004. - №3 (7). - С.85-88.

17. Топеха П.К. Основные виды износа металлов. — Киев-Москва: Машгиз, 1952.- 119 с.

18. Крагельский И.В. Трение и износ. М.: Машиностроение, 1968. - 251 с.

19. Хрущов М.М., Бабичев М.А. Абразивное изнашивание. М.: Наука, 1970.-251 с.

20. Тененбаум М.М. Сопротивление абразивному изнашиванию. М.: Машиностроение, 1976. - 270 с.

21. Сорокин Г.М. О природе ударно-абразивного изнашивания металлов. / Вестник машиностроения. 1977, № 11.- С.24-28.

22. Сорокин Г.М. Основные особенности ударно-абразивного изнашивания сталей и сплавов / Трение и износ. 1982,т.З, № 5.- С.773-779.

23. Критерии стойкости стали при абразивном и ударно-абразивном изнашивании / В.Н. Виноградов, J1.C. Лившиц, С.М. Левин и др. // Трение и износ. 1988, т.9, № 2. С. 207-211.

24. Карташов A.B., Пенкин Н.С., Погодаев Л.И. Износостойкость деталей земснарядов. Л.: Машиностроение, 1972. - 160 с.

25. Долговечность буровых долот /В.Н. Виноградов, Г.М. Сорокин, А.Н. Пашков и др. // М.: Недра, 1977. - 256 с.

26. Войнов Б.А. Новые представления об износостойкости белых чугунов. / Трение и износ, 1988,т.9, № 5. С.926-929.

27. Колокольцев В.М., Бахметьев В.В., Вдовин К.Н., Куц В.А. Абразивная износостойкость литых сталей и чугунов. М.: МиниТип, 1997. - 148 с.

28. Карпенко М.И., Марукович Е.И. Износостойкие отливки. М.: Наука и техника, 1984. - 216 с.

29. Войнов Б.А. Сравнительное исследование литых износостойких сплавов. /Известия вузов. Черная металлургия, 1989, №10. С.96-98.

30. Штайнхофф К. Предотвращение повреждений и улучшение эксплутаци-онных свойств валков // Сталь. 2001, № 8. С. 37-41.

31. Повышение стойкости опорных валков станов горячей прокатки / Боровков И.В., Носов В.Л., Кушнарев и др. //Сталь. 2002, № 1. С. 55-57.

32. Оптимизация условий эксплуатации композитных валков / Ботштейн В.А., Каневский А.Л., Белобров Ю.Н. и др. // Сталь. 2002, № 8. С. 69-71.

33. Неустроев A.A. Новые процессы электроплавки — М.: Высшая школа — 1988.- 78 с.

34. Колокольцев В.М., Науменко A.B.,Боровков И.В., Куц В.А., Мещерин В.А. Исследование механизма вляния легирующих элементов на свойства чугунных валков //Сталь, 2002, № 9. С. 69-71.

35. Гордеева Т.А. Анализ изломов при оценке надежности металлов. М.: Металлургия, 1978. - 200 с.

36. Коцаньда С. Усталостное разрушение металлов. М.: Металлургия, 1976.-455 с.

37. Романов О.Н. Механика коррозионного разрушения конструкционных сплавов. М.: Металлургия, 1986. - 293с.

38. Фридман Я.Б. Строение и анализ изломов металлов. М.: Металлургия. — 128 с.

39. Бабич В.К., Гуль Ю.П.Долженков И.Е. Деформационное старение стали, М.Метаплургия 1972. -320 с.

40. Повышение стойкости прокатных валков /Ю.В. Липухин, A.B. Суняев, Л.И. Бутылкина и др.//Сталь, 1985, № 12. С.32-34.

41. Улучшение технологии литья прокатных валков стана 3000 /E.H. Вишнякова, Н.С. Филипченко, H.A. Будагьянц и др.//Литейное производство. 1996, № 3. С.8-9

42. Погодина-Алексеева K.M. Термическое и деформационное старение углеродистых сталей.- М.: Машпром 1960. 49 с.

43. Гиршович Н.Г. Чугунное литье. М.: Металлургиздат, 1949. — 707 с.

44. Гиршович Н.Г. Кристаллизация и свойства чугуна в отливках. — М.: Машиностроение, 1996. 552 с.

45. Фукс С.И. Термическая обработка чугуна. М.: Металлургиздат, 1954. — 144 с.

46. Чугун. Справочник. Под редакцией А.Д.Шермана. М.: Металлургия, 1991,-572 с.

47. Бобро Ю.Г. Легированные чугуны. М.: Металлургия, 1976. - 154 с.

48. Гуляев А.П. Металловедение. М.: Металлургия, 1977. — 647 с.

49. Бунин К.П., Малиночка Я.Н., Таран Ю.Н. Основы металлографии чугуна. М.: Металлургия, 1969. - 415 с.

50. Бунин К.П., Таран Ю.Н. Строение чугуна. М.: Металлургия, 1972. — 160 с.

51. Цыпин И.И. Белые износостойкие чугуны. Структура и свойства.- М.: Металлургия, 1983.- 76 с.

52. Влияние содержания углерода и хрома на свойства высокохромистого чу-гуна./В.М. Садовский, О.С. Комаров, С.Н. Герцик и др.// Литейное производство, 1998, № 5. С. 12-13.

53. Причины образования трещин в валках из высокохромистого чугуна./Т.С. Скобло, В.А. Воронина, Н.И.Сандлер и др.//Литейное производство 1971, № 2.-С 41-42.

54. Вороненко Б.И. Износостойкие белые чугуны для прокатных валков // Литейное производство. 1993. № 10. С.8-11.

55. Износостойкий белый чугун для сменных деталей очистного оборудования /М.П.Шебатинов, Л.А.Алабин, П.П.Сбитнев // Литейное производство. 1985. № 2. С.7-8.

56. Рожкова Е.В., Романов О.М. Оптимизация составов износостойких хромистых чугунов /Металловедение и термическая обработка металлов. 1984. № 19.-С.45-50.

57. Александров Б.И., Бобро Ю.Г. Оптимальный состав износостойкого чугуна / Литейное производство. 1988. № 8. С.30.

58. Эффективные магнийсодержащие модификаторы / В.И.Литовка,.А.С. Дубровин, В.В. Венгер и др.//Литейное производство, 1987, № 6 с 11-13.

59. Богачев И.Н. Металлография чугуна. -М.-Свердловск: ГН-ТИМЛ, 1952. 367 с.

60. Ланда А.Ф. Некоторые особенности влияния элементов на структурооб-разование чугуна / Новое в теории и практике литейного производства,-JI.,M.: Машиностроительная литература, 1956.- С.153-156.

61. Неижко И.Г. Графитизация и свойства чугуна.-Киев: Наукова думка, 1989.-208 с.

62. Кульбовский И.К. Механизм влияния элементов на графитизацию и отбел чугуна./ Литейное производство, 1993, № 7. С.3-5.

63. Соловьев В.П., Курагин О.В., Михайлов Д.П. Влияние химических элементов на графитизацию чугуна / Известия вузов. Черная металлургия, 1995, № 3 с. 54-56.

64. Волковичер Л.С., Клецкин Б.Э. Влияние жидкого состояния чугуна на процесс модифицирования/Вопросы теории и технологии литейных процессов.- Челябинск: ЧПИ, 1991.- С. 95-102.

65. Рост чугуна и стали при термоциклировании./ A.A. Баранов, К.П. Бунин, Э.Д.Глоба и др.- Киев: Техника, 1967.- 139.С.

66. Износостойкий белый чугун для сменных деталей очистного оборудова-ния./М.П.Шебатинов, Л.А. Алабин, П.П. Сбитнев//Литейное производство, 1985, № 2. С.7-8.

67. Рожкова Е.В., Романов О.М. Оптимизация составов износостойких хромистых чугунов./Металловедение и термическая обработка металлов, 194, № 19.С.45-50.

68. Gajovic М. Martenzito wisokohromno Liveno grozde visoke otporno na abra-sione Habaje // Tehnika (SFKJ), 1984, 39, № 3. P.3213-3217.

69. Войнов Б.А. Сравнительное исследование литых износостойких спла-вов./Известия вузов. Черная металлургия, 1989, № 10.- С.96-98.

70. Войнов Б.А. Новые представления об износостойкости белых чугу-нов./Трение и износ, 1988,т.9, № 5. С.926-929.

71. Козлов Л.Я., Воробьев А.П. Современные представления о механизме воздействия примесей на графитизацию чугунов /Известия вузов. Черная металлургия, 1997, № 1.- С. 53-60.

72. Козлов Л.Я., Воробьев А.П. Роль примесей в процессе графитизации чугуна /Литейное производство, 1993, № 8. С 4-6.

73. Дефран Ш., Ван Эгем Ж., А. Де Си. Влияние перегрева и содержания кислорода на образование зародышей графита в сером чугуне./34-й Международный конгресс литейщиков.-М.: Машиностроение, 1971.- С.55-68.

74. Сильман Г.И., Жуков A.A./ Теория и практика производства высокопрочного чугуна Киев: МПЛ АН УССР, 1976. - С. 127-131.

75. Кларк P.A. Литейное производство, 1959, № 5.- С.

76. Filkins W., Wallace H.W. Foundry, 1961, № 12.

77. Heine H.J. A New Look at Inoculation, Foundry Manag, and Technol., 1979, 107, №4. P.p. 138-150.

78. Тененбаум М.М. Сопротивление абразивному изнашиванию. М.: Машиностроение, 1976. 270 с.

79. Melland G., Waldron H.W. The influence of Aluminium on the carbon in Cast iron ,J. Iron Steel institute, v.58, 1900. P.p.244

80. Влияние алюминия в чугуне. Международный конгресс литейного производства. 1979, № 23. P.p. 1-9.

81. Гуляев Б.Б. Литейные процессы. Л.: Машиностроение, 1960. 560 с.

82. Бидуля П.Н. Технология стальных отливок .- М.: Металлургиздат, 1961.88 с.

83. Peev К., Radulovic М., Fiset М. Modification of Fe-Cr-C alloys using mischme-tall // Mater.Sci. Lett., 1994, 13, № 2. P.p. 112-114.

84. Улучшение технологии литья прокатных валков стана 3000 / E.H. Вишнякова, Н.С. Филипченко, H.A. Будагьянц и др. // Литейное производство, 1990, № 3. С.8-9.

85. Комплексное исследование материалов чугунных валков крупносортных станов / Ф.И. Гречишкин, H.A. Будагьянц, Г.И. Якименко и др. // Сталь 1985, № 7. С.42-44.

86. Причины образования трещин в валках из высокохромистого чугуна. / Т.С. Скобло, В.А. Воронина, Н.И. Сандлер и др. // Литейное производство, 1971, №2. С. 41-42.

87. Повышение качества чугунных двухслойных валков листопрокатных станов. /Т.С. Скобло, В.В. Коробейник, В.Н. Гончаров и др. // Сталь, 1982, № 3. С. 68-70.

88. Сортовые комбинированные валки с компенсирующим слоем. / Шулаев И. П., Овсюк И.И., Екимовских Е.Д. и др. // Сталь, 1983, № 4. С.40-41.

89. Прокатные валки из комплекснолегированного чугуна. / Л.С. Рудницкий,

90. A.A. Черновол, Т.Н. Тубольцева и др. // Сталь, 1984, № 6. С.41-42.

91. Выплавка чугуна для производства валков. / К.Н Вдовин, А.П. Воронцов,

92. B.Е. Хребто и др. // Сб. науч.тр. Пути развития машиностроительного комплекса Магнитогорского металлургического комбината. Магнитогорск, МДП, 1995.С.56-61.

93. Ващенко К.И. Модифицированный чугун. М.: ГНТИ Машиностроительной литературы, 1946. — 231 с.

94. Поволоцкий Д.Я. Основы технологии производства стали. — Челябинск: Изд. ЮУрГУ, 2000. -189 с.

95. Поволоцкий Д.Я., Кудрин В.А., Вишкарев А.Ф. Внепечная обработка стали. -М.: МИСиС,1996. -256 с.

96. Дюдкин Д.А. Особенности комплексного воздействия кальция на свойства жидкой и твёрдой стали. Сталь. 1999. № 1.- С. 20-25.

97. Санбонги К. Регулирование формы сульфидов в стали с помощью редкоземельных металлов или кальция. Тэцу то хаганэ. 1978. Т.64.№1. С. 145154.

98. Хайда О. Оптимизация морфологического контроля сульфидов в крупногабаритных слитках за счёт обработки расплавленной стали кальцием и редкоземельными элементами. Тэцу то хаганэ. 1978. Т.64, № 10. С. 48-57.

99. ЮО.В.И.Семенков, В.С.Есаулов, И.А.Леонов, А.И.СопочкинЛ Модифицирование стали редко- и щелочноземельными металлами в процессе разливки на МНЛЗ.\\ Металлургическая и горнорудная промышленность. 1986. № 3. С.14-15.

100. Ю1.Рощин В.Е., Поволоцкий Д.Я., Михайлов Г.Г. / Влияние комплексного раскисления стали на свойства сталей. Тем. отр. сб. М.: 1982. С. 17-25.

101. Поволоцкий Д.Я., Рощин В.Е., Дрозин А.Д., Сорокин Ю.В./ Концентрационные условия зарождения продуктов раскисления алюминием, титаном, кремнием в жидком железе// Изв. АН СССР. Металлы. 1977. № 2. С.43-48

102. Овчинников H.A. Разработка и освоение технологии ввода кальция в сталь в процессе разливки: Автореф. канд. дис. Донецк: 1988.-22 с.

103. Агеев Ю.А., Заславский А.Я., Данилович Ю.А.и др. Условия формирования, состав и свойства неметаллических включений в кальцийсодержащих сталях / Изв. АН СССР. Металлы. 1981. №5.-С. 15-21.

104. Раскисление, обессеривание и удаление фосфора с помощью кальция. Пер. статьи Dunn Е. в журн. Elektric Furnace Proceeding. 197l.V l.№ 29. -P.122-128.

105. Ю8.Виноградский И.Н. Разработка технологии модифицирования стали, разливаемой на МНЛЗ, комплексными модификаторами. Автореф. канд. дис. Киев.: 1985. -20 с.

106. Экспресс-информация института Черметинформация. Серия: Производство стали и ферросплавов. М.: 1987. Вып. 8. С. 11-12.

107. ПО.Викандер А. Порошкообразные шлаки для вдувания. Тр. конф. Инжекциф онная металлургия 81. - М.: 1981. - С. 215-222.

108. Ритакаллио П. Десульфурация и азотирование. Там же. -С. 129-145.

109. Прешен В., Кметик Д., Розман А. Обработка стали на сталеплавильных заводах в Штории и Равнее путём введения заполненной проволоки. Zelez. cb. 1988. 22. № 4. C.l 17-126.

110. Скок Ю.А., Мовчан М.Б., Алымов A.A. и др. Модифицирование неметаллических включений встали 17Г1С /Сталь, 1983. № 8.- С. 63-66.

111. Пб.Дюдкин Д.А., Бать С.Ю., Гринберг С.Е. и др. Внепечная обработка расплава порошковыми проволоками. — Донецк: Изд. ООО «Юго-Восток». 2003. -296 с.

112. Каблуковский А.Ф., Ябуров С.И., Никулин А.Н. и др. Внепечная обработка металла порошковой проволокой с различными наполнителями / Бюллетень «Черная металлургия». 2001. №4. С. 31-35.

113. Скочински Р.Дж., Уолмаг Г., Брейер Ж.-П. Усовершенствование характеристик рабочих валков стана 2050 // Сталь. 2001. № 8. С. 78-84.

114. Виноградов В. Н., Сорокин Г.М. Износостойкость сталей и сплавов. — М.: Нефть и газ, 1998.- 417 с.

115. Гостев A.A., Вдовин К.Н., Куц В.А. и др. Производство и эксплуатация валков на металлургическом предприятии. Том 1. Изготовление валков. -М.: Академия качества. МиниТип, 1997. 184 с.

116. Изготовление валков на металлургическом предприятии В.Е. Хребто, К.Н. Вдовин, А.Ю. Фиркович и др. Литейное производство 1997, № 5 С. 29

117. Счастливцев В.М., Кутьин А.Б., Смирнов М.А. Исправление структуры и изломов перегретой конструкционной стали. Екатеринбург: УрО РАН. — 2003.- 189 с.

118. Гуляев Б.Б. Затвердевание и неоднородность стали. М.: Металлургиз-дат, 1950.-277с.

119. Голынтейн Я.Е., Муштакова Камневидный излом стали// МИТоМ, 1978, № 5. С.70-75.

120. Фиркович А.Ю., Чекасский Р.И., Кушнарев. Боровков И.В., Носов В.Л. Судоргин И.В. Опыт восстановления опорных валков методом их банда-жирования /Сборник трудов ММК. Вып.5. Магнитогорск, дом печати. 2001.-С. 219-222.

121. Гостев A.A., Вдовин К.Н., Куц В.А. и др. Технология изготовления и эксплуатация валков в условиях ОАО «ММК» /. Прогрессивные технологические процессы в обработке металлов давлением . Магнитогорск: МГМА. 1997.- С 237-238.

122. Гостев A.A., Вдовин К.Н., Куц В.А. и др. Получение валков в условиях металлургического производства /Труды второго конгресса прокатчиков. — М.: АО Черметинформация, 1998. С. 348-350.

123. Хворинов Н.И. Кристаллизация и неоднородность стали М ГНТИ 1958 С.392