автореферат диссертации по металлургии, 05.16.05, диссертация на тему:Повышение эффективности производства длинномерных изделий из стали и высокопрочного чугуна методами обработки металлов давлением

Российская академия наук Институт металлургии и материаловедения им.А.А.Байкова

На правах рукописи

ЮСУПОВ Владимир Сабитович

Повышение эффективности производства длинномерных изделий из стали и высокопрочного чугуна методами обработки металлов

давлением

Специальность 05.16.05 - Обработка металлов давлением

Диссертация в виде научного доклада на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва 2005

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Гун Геннадий Семенович доктор технических наук, профессор Лукашкин Николай Дмитриевич доктор технических наук, профессор Смирнов Олег Михайлович

Ведущая организация:

ОАО Московский металлургический завод «Серп и Молот»

Защита состоится 1 февраля 2006 года в 14-00 на заседании диссертационного совета Д 002.060.02 при Институте металлургии и материаловедения им.А.А.Байкова Российской академии наук по адресу: 117334, г. Москва, Ленинский пр., дом 49.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Института металлургии и материаловедения им.А.А.Байкова Российской академии наук

Диссертация в виде научного доклада разослана « » декабря 2005 г.

Справки по телефону: (095) 135-96-29

Ученый секретарь

диссертационного совета А.Е.

Шелест

Шл IUI 710

iSva

Общая характеристика работы

Актуальность. Прокатное производство на протяжении всего своего развития стремится к получению длинномерных изделий и, в конечном счете, к осуществлению бесконечного процесса. Совершенствование процесса прокатки в направлении повышения эффективности производства при одновременном повышении требований к качеству выходит на новый уровень в связи с все большим проникновением непрерывности в производственный процесс, что делает актуальным решение технологических задач получения длинномерных изделий.

Эти процессы свойственны как листовой, сортовой прокатке, так и процессу получения полых изделий, труб и гнутых профилей. Также весьма важным представляется анализ современных технологий с целью прогнозирования их дальнейшего развития с целью своевременного решения, как технологических задач, так и вопросов проектирования новых непрерывных технологий прокатки.

По-прежнему не теряет важности задача применения и совершенствования современного прокатного оборудования для получения новых металлических материалов и новых видов прокатной продукции.

К числу несомненных достоинств технологических процессов получения длинномерных изделий следует отнести возможность обеспечения стационарных условий протекания процессов и эффективного управления качеством изделий за счет оперативных управляющих воздействий.

Таким образом, разработка научно-обоснованных технологических и технических решений в области производства длинномерных изделий методами обработки металлов давлением и их внедрение в производство представляют собой актуальную задачу.

Исследования, приведенные в диссертационной работе, выполнялись в соответствии с ГНТП «Перспективные материалы» 1992-95 гг.; ГНТП «Новые материалы», проект 07.01.00200М 1996-2000 гг., Госконтракт № 401-1 (ООП) 2001-2002 гг.; ГНТП «Металлические материалы» 2001-2003 гг. в рамках бюджетного финансирования Лаборатории пластической деформации металлических материалов Института металлургии и материаловедения им. A.A. Байкова Российской академии наук, а также по договорам с ОАО «Северсталь», МинЧерМет СССР, ОАО «HJIMK».

Целью диссертационной работы является научное обоснование и разработка комплекса технологических и технических решений для повышения эффективности процессов, разработка новых материалов и технологий получения из них длинномерных изделий.

Задачи исследования

1. Анализ методов и технологий производства длинномерных изделий в прокатном производстве для определения путей их совершенствования и прогнозирования развития.

2. Исследование и совершенствование технологических операций листовой горячей и холодной прокатки для повышения эффективности и обеспечения непрерывности процесса.

3. Исследование процесса компактирования длинномерных порошковых изделий методом прокатки капсул со свободно засыпанным порошком и разработка технологии сортовой прокатки порошковой быстрорежущей стали.

4. Исследование и разработка технологии деформации высокопрочного чугуна и получение из него длинномерных деформированных изделий (лист, пруток, проволока, труба).

5. Разработка методики расчета калибровки при формовке и совершенствование технологии производства электросварных прямошовных труб.

Научная новизна

1. На основе анализа современного металлургического производства предложены критерии для оценки развития металлургических технологий, в том числе прокатного производства, которые использованы при прогнозировании совершенствования технологии производства длинномерных изделий методами обработки металлов давлением. Показано, что повышение эффективности промышленных металлургических технологий идет по пути создания непрерывных процессов и исключения разрывов между операциями.

2. Установлена принципиальная возможность компактирования стальных распыленных порошков (на примере быстрорежущей стали) методом продольной прокатки в калибрах. Изучены закономерности формоизменения капсул с порошком при горячей прокатке в калибрах, разработаны научные основы получения компактного длинномерного порошкового материала при прокатке.

3. Определены температурно-скоростные условия деформирования высокопрочного чугуна с шаровидным графитом и получения из него длинномерных изделий в виде полос, прутков, проволоки и труб Исследованы изменения физико-механических и коррозионных свойств чугуна в процессе пластической деформации.

4. Определены закономерности формирования свойств листового проката из углеродистой стали при холодной и горячей прокатке. Установлены регрессионные статистические и металлофизическая модели формирования свойств при прокатке на непрерывных широкополосных станах, позволяющие регулировать режимы нагрева, деформации и охлаждения

металла для получения заданного комплекса свойств с учетом химического состава стали.

5. Исследованы закономерности продольной деформации трубной заготовки при формовке и разработана новая методика расчета калибров для формовки электросварных прямошовных труб, учитывающая распределение вытяжек по открытым, закрытым и сварочной клетям.

Практическая значимость работы

Теоретические и экспериментальные исследования позволили получить следующие практические результаты:

1. Разработана и опробована в производственных условиях технология получения длинномерных прутков из порошковой быстрорежущей стали методом компактирования распыленного порошка горячей сортовой прокаткой. Разработанная технология позволяет получать компактные длинномерные изделия из порошков металлов и сплавов.

2. Предложены технологические решения по совершенствованию технологии листовой прокатки, защищенные патентами РФ и авторскими свидетельствами СССР, обеспечивающие повышение эффективности процесса горячей и холодной прокатки и используемые в промышленности.

3. Разработана новая методика расчета калибровок для формовки электросварных прямошовных труб. Проведено совершенствование технологического процесса производства цилиндрических и профильных электросварных труб в условиях «Северсталь». Экономический эффект от внедрения разработанных технологических режимов составил 5,7 млн. руб.

Апробация работы. Основные положения диссертации доложены и обсуждены на конференциях:

«Russian - Chines International Symposium «Fundamental Problems of Developing Advanced Materials and Processes of the XXI Century» (1999, Бай-кальск);

IX Международной конференции по холодной прокатке (2000, Айзен-хюттенштадт);

III, IV, V и VI Конгрессах прокатчиков (1999, Липецк; 2001, Магнитогорск; 2003, Череповец; 2005, Липецк);

VI Sino-Russian International Symposium «New Materials and Technologies in 21-st Century» (2001, Пекин);

IF Steels 2003 (2003, Токио);

Conference on Processing and Manufacturing of Advanced Materials. THERMEC 2003 (2003, Мадрид);

II International Congress «Mechanical Engineering Technologies' 99» (1999, Sofia);

Всероссийской научно-технической конференции «Непрерывные процессы обработки давлением» (2004, Москва);

Iron and Steel Technology Conference AlSTech-2004 (2004, Нэшвилл);

VIII Китайско-Российском симпозиуме «Новые материалы и технологии» (2005, Гуанчжоу).

Публикации: Содержание диссертации отражено в 71 публикации, в т.ч. в 1 монографии, 51 статье, 19 патентах и авторских свидетельствах.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Глава 1. Анализ и прогноз развития металлургических технологий производства длинномерной продукции [14,22,48,64].

При выборе направлений инвестиций на реконструкцию действующих или на строительство новых металлургических предприятий, при определении приоритетных направлений научно-исследовательских работ необходимо опираться на научный прогноз развития металлургических технологий.

В данной главе представлены результаты работ, в которых на основании анализа и фундаментальных представлений развития техники выявлены некоторые тенденции развития металлургических технологий и предпринята попытка прогноза производства длинномерной продукции.

В настоящее время общепринято считать, что многие процессы развиваются по единому сценарию - рождение, сравнительно медленное развитие, период бурного развития и достижение определенного предела насыщения, после чего процесс либо умирает, либо остается на том же уровне. При этом новые процессы возникают в период бурного развития старого или в период достижения его предела насыщения. Динамика развития описывается S-образной кривой, математическое выражение которой дали Перл и Гомперц. Наши исследования и исследования других авторов показали, что развитие технологических процессов металлургии удовлетворительно описывается S-образной кривой.

Закономерности развития технологических процессов, описываемые S-образной кривой, подтверждаются при анализе прокатки на непрерывном прокатном стане, процессов обогащения руд и т.д. Однако для расчета прогнозной S-образной кривой с помощью математических зависимостей Перла и Гомперца необходима достаточно достоверная теория прогнозируемого процесса для определения теоретически возможной эффективности при достижении насыщения (верхняя часть S-образной кривой), а также для учета экономических условий, определяющих интенсивность ускоренного развития и распространение технологии (угол наклона средней части S-образной кривой).

Причем в качестве ординат S-образной кривой может быть выбран любой параметр процесса, прямо или косвенно отражающий его эффектив-

ность, например, скорость, производительность, к.п д. Но для оценки разнородных процессов, как, например, мартеновская плавка и сортовая прокатка, которые входят в единую систему металлургических технологий, желательно выбрать единый критерий эффективности.

Как известно, оценка эффективности технологии включает в себя большое количество факторов, в частности, затраты труда, расход энергии, экологическую безопасность, ремонтопригодность. Экспертные оценки показали, что для прогнозирования развития металлургической технологии можно выбрать два основных показателя: трудозатраты р (человеко-час/т) и затраты энергии ц (ГДж/т) на единицу массы продукции. Для удобства выбран критерий эффективности Э в виде:

Э = \/Рд . (1)

Ограничениями в применимости этого критерия могут стать оценка удельных капитальных вложений, необходимых для реализации новых технологических процессов, и возможности обеспечения требуемого качества продукции, аппаратурного оформления технологического процесса по заданным температурам, давлениям, материалам, способам контроля и управления процесса. Поэтому при прогнозируемой оценке технологического процесса следует тщательно исследовать граничные условия, так как они, наряду с принятыми показателями эффективности, могут предопределять возможность или невозможность развития процесса.

С использованием принятого критерия эффективности технологического процесса по литературным данным была построена Б-образная кривая для непрерывных широкополосных станов (НШС) горячей прокатки (рис. 1).

1930 1950 1970 1990

Год

Рис. 1. Динамика изменения эффективности Э [т2/ (чел.-чТДж)] технологии производства горячекатаного листа на НШС горячей прокатки.

Вторая наиболее общая тенденция развития металлургических технологий может быть сформулирована следующим образом: развитие любой металлургической технологии закономерно проходит периоды дифференцирования процесса на отдельные простейшие операции с последующим их объединением в непрерывный или дискретно-непрерывный процесс.

При непрерывном процессе в один и тот же отрезок времени осуществляется несколько разных технологических операций, т.е. процесс идет с перекрытиями п отдельных операций. Чем совершеннее непрерывный процесс, тем больше число перекрытий. Сокращение длительности технологического цикла Ти, например, в случае прокатки дает увеличение удельной производительности Р прокатного стана

Р = в/Т„ , (2)

где £ - масса исходной заготовки.

Увеличение числа перекрытий п приводит к росту числа одновременно идущих технологических операций и сокращает длительность технологического цикла.

Эта зависимость может быть выражена кусочно-непрерывной функцией

Гп = Тц-^(Ъ,-к,п,), (3)

о

где Тц и Тп длительность технологического цикла после организации непрерывного процесса и дискретного способа, соответственно; Ь, - величина, учитывающая предыдущие перекрытия технологических операций; к, - коэффициент интенсивности сокращения длительности для данной операции.

Отсюда вытекает, что эффективность технологического процесса повышается с переходом на непрерывные или непрерывно-дискретные технологии.

Учитывая перечисленные тенденции развития металлургических технологий, проанализировано производство длинномерной металлопродукции, к которой, прежде всего, относится листовой и сортовой прокат, а также сварные трубы.

1.1. Листопрокатное производство.

В настоящее время тонкий и средний лист изготавливают главным образом на непрерывных широкополосных станах горячей прокатки четвертого и пятого поколений. Эволюция развития шла по пути увеличения числа клетей чистовой группы стана и скорости прокатки, автоматизации, совершенствования способов и систем регулирования толщины и профиля горячекатаной полосы, возрастала масса рулонов.

Совершенствование технологии производства горячекатаного листа привело к выдающимся результатам повышения эффективности: если в 1975 году трудозатраты составляли 12-17 чел ч/т, то в 1992 году они сократились

до 4-6 чел ч/т. Б-образная кривая развития технологии производства горячекатаного листа на НШС показывает (рис. 1), что уже достигнут уровень насыщения. С нашей точки зрения, в ближайшем будущем'НШС будут использоваться без существенного изменения эффективности производства даже при значительных инвестициях в их совершенствование.

Более логичным путем развития представляется создание технологии, отвечающей требованиям тенденции «непрерывности».

Последние несколько лет прокатное производство переживает этап существенного качественного обновления. Одним из направлений этого обновления является создание полностью непрерывных прокатных и литейно-прокатных комплексов. Тенденция «непрерывности» присуща не только прокатному производству, но и является одним из фундаментальных законов развития технологии в целом.

До настоящего времени в прокатном переделе были получены большие достижения в области непрерывности технологии. Но главным образом они касались отдельных операций, таких как прокатка, травление, отжиг и т.п. Непрерывная прокатка была внедрена в начале столетия. В начале 70-х годов были созданы первые станы бесконечной прокатки. Чуть ранее появились линии непрерывных травильных агрегатов и агрегатов непрерывного отжига. Сейчас перед прокатным производством стоит задача объединения этих операций в единую непрерывную технологию. Если проанализировать состояние современной технологии листопрокатного производства, то можно отметить отсутствие непрерывности на следующих переходах:

- разливка слябов - горячая прокатка;

- горячая прокатка - травление;

- травление - холодная прокатка;

- холодная прокатка - отделка.

Ранее основной проблемой осуществления непрерывной технологии производства проката считалось согласование скоростей металлопотока на отдельных технологических операциях. Однако, сейчас металлурги близки к решению этих проблем. За последние 10-15 лет были достигнуты существенные успехи в увеличении скорости непрерывной разливки слябов, блюмов и заготовок. Разработан ряд технических и концептуальных решений, позволяющих осуществить горячий посад слябов и даже непрерывную прокатку в комплексе с МНЛЗ, т.е. появились литейно-прокатные комплексы, позволяющие, основную часть продукции получать по непрерывной технологии. Доля горячего посада слябов на действующих агрегатах, а это относится как к литейно-прокатным агрегатам, так и к непрерывным широкополосным станам, постоянно растет. Это позволяет не только снизить энергетические потери, но также сокращает цикл получения готовой продукции и соответственно сокращает оборотные средства. По-видимому, в ближайшем будущем развитие будет идти по пути все большего внедрения литейно-прокатных комплексов, основанных на разливке тонких слябов и их прямой прокатке в непрерывной группе клетей.

Следующий разрыв технологии прокатного производства находится на этапе «горячая прокатка - травление». Этот этап характеризуется значительными потерями времени, связанными главным образом со смоткой полосы в рулоны и последующим длительным их остыванием. Период остывания рулонов весьма длителен и составляет от 3 до 8 суток (в зависимости от массы рулона), что является значительной долей в цикле получения готовой продукции (например, для интегрированных заводов полный цикл получения листовой продукции составляет 20-30 суток), требует больших площадей для складских помещений и значительно увеличивает необходимые оборотные средства Причем этот разрыв в технологической цепочке как недостаток относится ко всем смотанным в рулоны видам горячекатаной полосы. Даже если горячекатаная полоса после смотки является товарной продукцией, т.е. не идет на последующее травление и отделку, ее все равно нельзя отгружать до остывания рулонов, так как это является пожароопасным при транспортировке. В последние годы предлагалось несколько решений в области сокращения цикла охлаждения горячекатаных рулонов: горизонтальное расположение рулонов, охлаждение воздухом, водовоздушное охлаждение и, наконец, охлаждение рулонов в воде. Эти решения позволяли сократить цикл производства на срок от нескольких часов до нескольких суток. Однако проблема непрерывности этого этапа до сих пор не решена.

Представляется, что решение этой проблемы лежит в отказе от смотки горячекатаной продукции и совмещении процесса горячей прокатки с травлением. Охлаждение полосы должно осуществляться в несмотанном состоянии. Кроме того, возможно путь совмещения горячей и холодной прокатки лежит через внедрение теплой прокатки. Сейчас уже активно исследуется возможность прокатки IF сталей в ферритной области. Однако исследователи и проектировщики до сих пор очень мало внимания уделяют теплой прокатке. Введение операции теплой прокатки, сначала для отдельных классов сталей, может решить и некоторые проблемы получения тонкого листа.

Гораздо большие успехи к настоящему моменту достигнуты на этапе «травление - холодная прокатка». Повышенные скорости травления позволили поставить вопрос о создании непрерывных травильно-прокатных агрегатов Один из первых совмещенных травильно-прокатных агрегатов был введен в эксплуатацию в 1986 году на заводе фирмы "SOLLAC" (COJ1JIAK) в Сен-Агата, Франция. Опыт эксплуатации этого агрегата в течение нескольких лет показал, что помимо основного преимущества, достигаемого совмещением операций - исключение складских помещений и сокращение цикла обработки, была исключена операция заправки полосы, что минимизировало такие дефекты как «концевые метки», значительно уменьшилась некондиционная длина полосы. В октябре 1989 года был введен совмещенный травиль-но-прокатный агрегат японской фирмой "Nissin Steel" на заводе в Сакаи в результате объединения непрерывного стана холодной прокатки и непрерывного травильного агрегата. Этот агрегат может работать как в непрерывном, совмещенном режиме, так и в раздельном, автономном режиме, так как оборудован промежуточными моталками.

Таким образом, сейчас существует стремление как к реконструкции ныне действующих станов холодной прокатки в совмещенные травильно-прокатные агрегаты, так и проектирование, и строительство новых. Совмещение травления с холодной прокаткой стало возможно благодаря повышению скорости травления полос, что, в свою очередь, явилось результатом активных исследований и совершенствования процесса травления полос. В последние годы были применены неглубокие ванны, отказались от метода травления простым погружением, применен способ турбулентного травления, полностью перешли на соляную кислоту, обладающую большей активностью, постоянно совершенствуется правка растяжением и методы механического разрушения окалины. Однако здесь еще есть обширное поле для исследований и повышения эффективности травления, так как узким местом при прокатке тонких полос продолжает оставаться травильная ванна.

Разрыв «холодная прокатка - отделка» в данное время вполне объясним разделением металлопотока на несколько частей, связанных с различным назначением холоднокатаного листа. Имеется в виду, что часть металла проходит нанесение полимерных покрытий, другая - оцинкование, третья -алюминирование, покрытие свинцовыми сплавами и т.п и объединить все эти разнородные операции в одном агрегате сейчас является затруднительным и неэффективным. Здесь решение проблемы возможно путем разделения металлопотока в различных накопителях в рамках единого листопрокатного производства на основе использования принципа бесконечной прокатки.

Хотя в практике известен опыт объединения трех производственных агрегатов в одну непрерывную линию: травильного агрегата, стана холодной прокатки тандем (четырехклетевого) и проходной печи отжига с дрессировочной клетью, а также осмотром и отделкой рулонов. Это было осуществлено на заводе Хирохата в Японии. Такая концепция непрерывного агрегата подвергается критике в настоящее время, так как она может быть экономичной только при условии специально рассчитанного довольно узкого сортамента полос. Нам же представляется, что этот подход является верным, так как позволит приобрести бесценный опыт на пути дальнейшего осуществления непрерывности технологии металлургического производства.

Таким образом, сейчас перед прокатным производством по-прежнему остро стоит задача совершенствования работы конкретных агрегатов и их узлов. Однако глобальные изменения и повышение эффективности производства проката следует ожидать от выработки новых технологических решений и, прежде всего, в направлении углубления непрерывности технологического процесса.

Преимущества непрерывных процессов всем известны, но мы повторим их применительно к прокатному производству. Непрерывные процессы позволяют:

- снизить долю нестационарных стадий на всех технологических операциях, что приводит к увеличению срока эксплуатации оборудования и снижению доли некондиционного проката;

- отказаться от операций заправки и выдачи, что существенно увеличивает коэффициент использования оборудования и выход годного;

- сократить цикл обработки материала, что снижает энергетические расходы и оборотные средства;

- объединить все агрегаты в единую управляемую систему.

Создание непрерывных комплексов потребует решения большого количества частных и общих вопросов. На одном из общих вопросов хотелось бы остановить внимание - это промежуточные перемоточные устройства (ППУ). Первоначально термин ППУ применялся исключительно к моталке "СоЛЬох", разработанной для снижения температурного клина в непрерывных широкополосных станах горячей прокатки. С нашей точки зрения применительно ко всей технологии прокатки ППУ может называться любое смо-точно-разматывающее устройство. Например, ППУ является моталка на стане горячей прокатки в комплексе с разматывателем на травильном агрегате. При объединении всех операций в непрерывный, а тем более бесконечный процесс, роль ППУ сильно возрастает и их назначение расширяется. Главная цель - полное согласование скоростей агрегатов на различных стадиях технологического процесса.

Весьма интересное и перспективное ППУ разработано в России Магнитогорским металлургическим комбинатом и Магнитогорской горнометаллургической академией, которое авторы называют двухвходовой моталкой. Ими предложен принцип совмещения разноскоростных операций, который основан на сочетании вращательного и поступательного движений, а также оборудование для его реализации. С помощью вращательного движения полосу сматывают в промежуточный рулон. Процесс намотки начинается не с конца полосы, а с промежуточной зоны, в результате оба конца полосы остаются свободными. В процессе намотки металл как бы поступает в накопитель с двух сторон и также удаляется при размотке (двухвходовая намотка-размотка). Такой процесс получил название смотки со свободными концами или «смосвок». Принцип «смосвок» реализуется с помощью моталки специальной конструкции, установленной между хвостовой и головной частями агрегатов, работающих с разными линейными скоростями.

Невысокие скорости начала прокатки, равные скорости разливки, низкие температуры прокатки и повышенные скорости охлаждения тонкого металла позволяют ставить вопрос о полностью бесконечной прокатке и даже разливке-прокатке.

В настоящее время в листопрокатном производстве в бесконечном режиме уже осуществляется как холодная (объединение травления с прокаткой), так и горячая прокатка (в чистовой линии). Если в обобщенном виде представить единую технологическую цепочку изготовления листа как «горячая прокатка - смотка - размотка - холодная прокатка», то видно, что две средних вспомогательных операции, разделяющие рабочие операции «во времени и пространстве», являются как бы исключающими друг друга и «напрашиваются» на устранение.

Для оценки принципиальной возможности создания полностью бесконечного процесса прокатки непрерывно-литой заготовки на конечный холоднокатаный продукт следует оценить взаимосвязь начальных и конечных значений толщин (Н^ и hxoi) и скоростей (v„ и vmi) обработки в этом процессе на основе закона постоянства объемов: v, Н^ = vmi Лт1. С целью упрощения расчеты выполнены для случая прокатки широких полос при отсутствии уширения. Приняв скорость движения непрерывно-литого сляба 6 м/мин, т.е. 0,1 м/с (уже достижимую на современных тонкослябовых УНРС) получим: Н^ - \ 0hm vl<a. Взаимосвязь толщин при выбранных конечных скоростях холодной прокатки представлена на рис. 2, где заштрихованы области - нижняя для ЛПА с тонкослябовыми УНРС типа CSR, ISP и (условно) QSP. FTSR и верхняя - для ЛПА со среднеслябовыми УНРС типа TSP и Controll. Видно, что тонкосреднеслябовая УНРС производительностью около 1 млн т/год вполне стыкуется со станом холодной прокатки при выбранном диапазоне скоростей.

H иг, ММ 120

100

80 60

40

20

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 hxtu, мм

Рис. 2. Соотношение параметров процесса бесконечной прокатки полос; скорость прокатки, м/с: 1 - 10,2- 15, 3 - 20,4 - 30.

Как было показано выше, бурное развитие в последние несколько лет литейно-прокатных агрегатов позволило существенно изменить эффективность производства горячекатаного листа, и оказало существенное влияние на потребление особотонкого горячекатаного листа. Проведенный анализ рынков потребления горячекатаного листа, технологических схем ЛПА, построенных и проектируемых ЛПА по всему миру, особенностей производства горячекатаных полос толщиной 1 мм позволил сделать следующие выводы:

1 Усиливается конкуренция на рынке тонколистового металла между горячекатаным и холоднокатаным продуктом.

2. Отсутствует единая концепция состава оборудования литейно-прокатного агрегата, выпускающего особотонкий лист. Крупные фирмы отрабатывают собственные варианты ЛПА.

3. Качество и конкурентоспособность особотонкого горячекатаного листа будет повышаться по мере замены лома первородным сырьем.

4. Производство холоднокатаного листа на мини-заводах ставит проблему рационального распределения общего обжатия заготовки между горячим и холодным переделом и соответствующего выбора оборудования всего прокатного передела при заданной программе поставок горяче- и/или холоднокатаного листа.

5 Показана принципиальная возможность объединения горячей и холодной прокатки в единый непрерывный процесс.

Логическим продолжением концепции производства горячекатаного листа из тонких слябов стало получение листа непосредственно из расплава. Одна из таких технологий реализована в опытной установке, изготовленной фирмой Крупп Шталь. На таком агрегате получали полосу толщиной 1,5-4,0 мм и шириной 700-1050 мм при скорости разливки 5-60 м/мин. Это направление в настоящее время находит все большее распространение (фирмы «Юзинор», Франция; «Ниппон Стил», Япония и др.). Освоение отмеченных технологических схем позволит существенно увеличить эффективность производства листовой стали.

Согласно общим представлениям развития металлургических технологий подобные процессы для черной металлургии на данный момент не могут сравниться по эффективности с существующими ныне способами производства листовой стали. Однако вполне возможно они в скором будущем начнут конкурировать с ЛПА и найдут свое место в промышленном производстве материалов.

1.2. Сортопрокатное производство.

Развитие сортопрокатного производства подчиняется тем же объективным закономерностям и находится, с нашей точки зрения, на той же стадии развития, что и листопрокатное производство. Наиболее эффективный процесс в настоящее время - непрерывная прокатка сортовых профилей.

Представляется закономерным объединение процесса разливки жидкой стали, горячей прокатки и, в определенных случаях, холодной или теплой прокатки в единый непрерывный комплекс. Это может существенно повысить эффективность прокатки сортовых профилей.

В США на одном из заводов «Ньюкор Стил корпорейшн» реализован принцип дискретно-непрерывного процесса, когда через установки непрерывной разливки выдают заготовку сечением 130x130 - 150x150 мм, которая режется летучими ножницами и подается на 7-клетьевой непрерывный стан. Эффективность таких комплексов на 20-30% выше, чем у существующих

технологий. В России на заводе «Электросталь» силами ученых ВНИИметмаша создан опытно-промышленный комплекс, соединяющий плавильную печь и непрерывный стан.

Мы не утверждаем, что будущее именно за этим агрегатом, но создание непрерывного литейно-прокатного комплекса - непременный этап развития сортовых станов. При этом проблема согласования скоростей разливки и прокатки должна решаться не обязательно путем использования планетарной клети.

Определены критерии, позволяющие провести прогнозный анализ развития металлургических производств. Основными из них являются 8-образное развитие и повышение эффективности путем создания непрерывных или дискретно-непрерывных процессов.

Глава 2. Совершенствование технологии производства листовой длинномерной продукции [10,13,16-18,20-22,27,34-38,40-44,48,60]

Листовое производство в черной металлургии на данный момент представляет собой многопереходный процесс, осуществляемый на различных агрегатах и выполняется в следующей последовательности:

- выплавка и разливка на МНЛЗ;

- горячая прокатка;

- охлаждение рулонов;

- травление;

- холодная прокатка;

- термообработка.

Как показано в гл. 1 общей тенденцией развития технологии листопрокатного производства является стремление к непрерывности. Однако масса технологических ограничений, связанных с физико-механическими свойствами сталей, а также уровнем развития конкретных агрегатов и технологических процессов не всегда позволяют осуществить полностью непрерывный процесс. Отдавая отчет в общих тенденциях, следует совершенствовать конкретные технологические операции (процессы, подпроцессы) в направлении их объединения в непрерывный процесс. В данной главе приведены исследования, проведенные автором в указанном направлении.

При толстолистовой прокатке диапазон ширины готовых полос и листов изменяется в достаточно широком диапазоне, например для стана 2800/1700 ОАО «Северсталь», более 90% полос имеют ширину 900-1270 мм, для прокатки которых используются слябы 10-ти типоразмеров. Большое число типоразмеров затрудняет непрерывную разливку слябов, так как требует частых смен кристаллизатора и снижает производительность.

Для решения этой проблемы применяются пресса или вертикальные клети, которые позволяют за счет обжатия слябов по кромкам регулировать их ширину.

В работах [20, 27] приведены результаты исследований и расчетов процесса редуцирования слябов в новой вертикальной клети стана 2800/1700.

Расчеты технологических параметров, проведенные по уточненной методике, позволили установить максимальные моменты, усилия прокатки и предельно допустимые обжатия слябов в зависимости от их толщины. В результате работы проведена унификация типоразмеров слябов с 10 до 5, что позволило увеличить производительность МНЛЗ и стана 2800/1700.

Углеродистую сталь прокатывают на непрерывных широкополосных станах с температурами конца прокатки гл„ =850-920° и смоткой =650-720°. Скорость охлаждения на отводящем рольганге составляет 2-15 °С/с. Однако неизбежно существующие в реальных металлургических процессах колебания химического состава стали (в пределах одной марки), температуры нагрева слябов, условий охлаждения и т.п., приводят к изменению прочностных свойств в различных партиях полос в диапазоне Дсгт = + 90 Н/мм2 и по длине отдельно взятых полос + 44 Н/мм2, что не позволяет эффективно использовать весь имеющийся ресурс прочности углеродистой стали для снижения толщины листов.

Цель работы [13, 18, 37, 41] состояла в проведении исследований формирования микроструктуры и свойств листов при непрерывной горячей прокатке, создании математических моделей и алгоритмов управления НШС, а также определении новых технологических режимов, обеспечивающих производство листового проката с повышенным стабильным комплексом свойств. Моделирование формирования механических свойств осуществляли с помощью регрессионных моделей, связывающих химический состав стали и режимы ее деформационно-термической обработки с конкретной характеристикой механических свойств. Расчет коэффициентов корреляции проводили пошаговым регрессионным анализом с использованием стандартных программ на современных ПК.

Создание статистических моделей проводили для НШС 2000 и 1700. На первом этапе использовали результаты пассивного эксперимента. Исходные данные по 700 плавкам сталей ЧС-44 и 09Г2С в виде таблиц состояний вводили в персональный компьютер и проводили пошаговый регрессионный анализ. Результаты расчета позволили определить значения углеродных эквивалентов (С,) для сталей ЧС-44 и 09Г2С, а также зависимости, связывающие основные механические характеристики с параметрами технологического процесса,

У, = а, + Ьх1 + с,х2 + (}1Х> + е^ + /,х5 , (4) где У,- одна из характеристик механических свойств (ст„сг, ,5Ь) \ а, - свободный член уравнения; Л,,. ,/ - коэффициенты регрессионной модели; л......л5

- параметры технологического процесса.

Новым в данных моделях было включение в них условия охлаждения полосы на отводящем рольганге посредством учега удельного расхода воды О секциями ламинарного охлаждения.

На втором этапе работы проводили активный эксперимент, целенаправленно изменяя управляемые параметры Дополнение массива данных результатами активного эксперимента позволило уточнить значение коэффн-

циентов регрессионной модели и сделать эту модель пригодной для практического использования.

Результата расчетов коэффициентов регрессии статистических моделей формирования механических свойств горячекатаных листов представлены в табл. 1.

Также разрабатывалась металлофизическая модель, которая включает последовательный расчет этапов формирования микроструктуры стали в линии НШС:

- моделирование аустенитизации стали при нагреве с расчетом размера ау-стенитного зерна в зависимости от длительности изотермической выдержки;

- моделирование параметров структуры аустенита в условиях изотермической многократной деформации;

- моделирование аустенитной структуры в неизотермических условиях;

- моделирование фазовых превращений и структурообразования при ускоренном охлаждении полосы;

- моделирование постфазовых превращений;

- расчет механических свойств проката с учетом фазового состава стали и параметров микроструктуры.

Таблица 1.

Коэффициенты регрессионных моделей формирования механических свойств упрочненной горячекатаной листовой стали

Значения коэффициентов при технологических параметрах

Сталь У, Н(х,)

а, ь, С! ЙГ, /,

Микроле- ат, Н/мм2 77,1 -1,33 -0,45 -0,38 230,3 -

гированная, ст„ Н/мм2 51,8 -0,71 -0,26 -0,22 190,2 0,09

ЧС-44 85.% 44,5 0,022 -0,20 0,11 -149,1 0,113

Низколеги- ат, Н/мм2 449,02 -7,59 - -0,264 1372,57 0,425

рованная, а„ Н/мм2 603,36 -10,567 -0,26 -0,280 980,83 0,493

09Г2С 6* % 606,59 - -0,187 -0,179 -918,88 0,991

Каждому из этапов соответствует конкретный участок технологической линии НШС (рис. 3). Аустенитизация слябов осуществляется при их нагреве в методической печи. В прокатных клетях и межклетевых промежутках в деформируемом металле возможны наклеп и рекристаллизация аустенита, фазовые и постфазовые превращения. На отводящем рольганге при охлаждении полос водой происходит распад аустенита. Охлажденные полосы сматывают в рулоны. В зависимости от температуры смотки в рулоне возможны фазовые и постфазовые превращения.

Фазовый состав стали в процессах охлаждения определяли в объемных долях. Поскольку охлажденная сталь является гетерогенным сплавом, содержащим разные фазы, ее рассматривали как композит, свойства которого оп-

ределяются объемом и свойствами отдельных фаз и подчиняются аддитивному закону:

<т = +<т/,^ + <тй^в+<т11Уи+<т0У01 , (5)

где <т(.,<т(,,<гя,сгм - прочностные характеристики феррита, перлита, бейнита, мартенсита соответственно; У^Уи,Ув,Уи - объемные доли соответствующих фаз; оа ,У„ - прочность и объемная доля дисперсных частиц.

Нагревательная Черновая группа Прочежугоч Чистовая группа кле- Отводящий рольганг с Мптяпкя печь клетей ный рольганг тей душируюшич устройством

Рис. 3. Структурообразование в деформируемой стали при горячей прокатке полос на непрерывном широкополосном стане.

Алгоритм расчета, построенный на известных зависимостях, был реализован на ПК. В качестве исходных параметров задавали состав стали, условия прокатки на НШС, условия охлаждения полосы и температурно-скоростные режимы прокатки. В результате расчета получали фазовый состав стали, ее прочностные свойства и твердость. Расчетные показатели механических свойств сравнивали с экспериментальными. Было подтверждено, что разработанная математическая модель адекватно описывает реальные процессы прокатки рядовых и низколегированных сталей, ошибка расчета механических свойств не превышала ±10%.

Разработанные математические модели формирования структуры и свойств при горячей прокатке были использованы для определения технологических режимов производства листов из СтЗсп с повышенной на 20% прочностью и высокими вязкостными свойствами (табл. 2).

Разработанные новые режимы прокатки и охлаждения полос рекомендованы для промышленного использования на НШС 2000.

При прокатке стали 09Г2С были определены новые режимы на НШС 2000, которые позволили обеспечить заданный предел текучести <т, = 350-400н/ 1мг при относительном удлинении <У5 >2!%. Результаты опробования новых режимов приведены в табл. 3.

Качество горячекатаной листовой стали окончательно формируется в процессе охлаждения рулонов от температуры смотки 550-950 °С до температур, допускаемых условиями последующих технологических операций, таких как погрузка и транспортировка рулонов (90 °С), продольная и поперечная резка на заданные размеры (50 °С), травление окалины в линии непрерывного травильного агрегата (40 °С).

Таблица 2

Режимы прокатки и свойства горячекатаной стали СтЗсп

Режимы прокатки °с Охлаждение ^СМ' "с в<12 , Н/мм2 а«, Н/мм' % МДж / \г

Обычная прокатка 830 Последними секциями 640 240 350 36 0,98

Прокатка ГП 800 Средними секциями 620 281 413 32 0,62

Новый режим 790 Многоступенчатое 630 306 437 39 1,13

Таблица 3

Сопоставление фактических (числитель) и расчетных (знаменатель) значений механических свойств полос из стали 09Г2С

№ партии (рулона) Уровень свойств Н, мм с, ¿КП» °с ¿СЛЬ °с А м /(м"-ч) ае, ^ Н/мм' Н/мм' %

9287/5 1 4,25 0,17 860 620 61 490/510 340/350 25/27

4713/2 1 4,90 0,15 850 560 60 510/520 380/350 27/28

2429/9 2 5,00 0,18 820 550 71 530/520 390/370 24/25

9287/6 3 4,20 0,16 830 545 71 500/520 390/400 26/24

3012/2 4 3,90 0,14 800 570 80 490/500 400/400

Продолжительность естественного охлаждения рулонов, размещенных на складе в 3-4 яруса, достигает 4-6 суток, что составляет более 90% продолжительности полного цикла их производства на непрерывном широкополосном стане. Такое охлаждение требует наличия значительных складских площадей и, что самое главное, замедляет оборачиваемость оборотных средств предприятия, ухудшая экономические показатели его работы.

В процессе длительного естественного охлаждения происходит изменение прочностных характеристик низкоуглеродистых и низколегированных сталей, возрастает неравномерность механических свойств по длине полос. На внутренних витках рулонов, длительное время находящихся в условиях

высоких температур, формируется труднотравимая окалина с преобладающим содержанием гематита Ре203 и магнетита Ре304. Это ухудшает качество горячекатаных листов. Существующая тенденция к увеличению массы производимых горячекатаных рулонов обостряет перечисленные проблемы

Рассмотрены различные варианты ускоренного охлаждения горячекатаных рулонов с помощью воздуха, водовоздушной смеси и воды. Проанализированы конструкции охлаждающих устройств. Проведены исследования эффективности различных способов охлаждения. Наиболее эффективным является ускоренное охлаждение горячекатаных рулонов водой. Оно позволяет улучшить равномерность механических свойств по длине полос, повысить механические свойства горячекатаной низколегированной стали и исключить необходимость проведения дополнительной нормализации. Сокращение длительности охлаждения обеспечивает формирование легкотравимой окалины на горячекатаной полосе. Это позволяет увеличить температуру смотки электротехнических сталей и уменьшить показатели магнитных потерь. Регулируемая скорость охлаждения рулонов является дополнительным технологическим параметром, расширяющим возможности управления свойствами горячекатаных полос.

Вслед за охлаждением горячекатаные рулоны перед холодной прокаткой подвергаются травлению. С целью оптимизации скорости транспортирования полосы при травлении проводилось исследование травимости полос из горячекатаной стали 08Ю в 20% растворе соляной кислоты. В зависимости от толщины и назначения горячекатаные полосы прокатывают по различным температурным режимам (табл. 4).

Таблица 4

Температурные режимы горячей прокатки полос из стали 08Ю

Назначение подката Толщина подката, мм Температура конца прокатки, °С Температура смотки, С

Отжиг в колпаковой 2,0 810-860 640-680

печи (КП) 2,3-2,5 830-870 640-680

2,6-6,0 850-890 650-690

Отжиг в агрегате непрерывного горя- 2,0-6,0 810-880 640-730

чего цинкования

(АНГЦ)

Отжиг в агрегате непрерывного отжига (АНО) 2,0-6,0 840-880 690-730

В результате проведенных лабораторных исследований фазового состава и травимости окалины установлено, что продолжительность травления линейно зависит от концентрации металлического железа в окалине (рис. 4).

С возрастанием концентрации в окалине железа в металлической форме время травления сокращается.

В процессе исследований определена концентрация металлического железа в окалине горячекатаных полос различных толщин и назначений, что позволило рассчитать оптимальные скорости транспортирования полос в линии непрерывного травильного агрегата (табл. 5).

40

35 30

25 20

50 45 40 35 30 25 20 Содержание железа в окалине, %Fe

15

Рис. 4. Зависимость продолжительности травления от концентрации в окалине металлического железа

Таблица 5.

Скорости транспортировки полосы

Назначение Толщина Максимальная скорость в средней

подката полосы, мм части агрегата травления, м/мин

КП 280

АНГЦ 2,0-2,5 240

AHO 200

КП 260

АНГЦ 2,6-3,5 220

AHO 180

КП 230

АНГЦ 2,6-4,2 195

AHO 160

КП 140

АНГЦ 4,3 -5,0 135

AHO 130

КП 140

АНГЦ 5,0-6,0 130

AHO 120

Проведенные исследования позволили усовершенствовать технологические режимы горячей прокатки, охлаждения и травления горячекатаных полос.

Глава 3. Разработка теории и технологии компактирования порошков в капсулах методом продольной прокатки в калибрах с целью получения длинномерных изделий [1-9, 11, 12,53-59]

Развитие порошковой металлургии и создание условий для производства распыленных порошков целого класса высоколегированных и инструментальных сталей поставило задачу разработки методов их компактирования.

Процессы компактирования порошковых материалов включают в себя три основных стадии: формование, спекание, деформация. Причем на начальных этапах стадия деформации недооценивалась и в силу этого не всегда присутствовала. Однако для порошковых спеченных материалов стадия деформации имеет такое же значение, как и для литых сплошных металлических материалов. Деформация позволяет разрушить литую (спеченную) структуру и существенно улучшить механические и эксплуатационные свойства металлических материалов. Последовательность этих стадий нарушаться не может, но различное сочетание приводит к образованию 6 основных схем компактирования, приведенных на рис. 5.

Рис. 5. Схемы компактирования распыленных порошков

Анализ действующих и предлагаемых способов компактирования распыленных порошков показал, что двухстадийные процессы (схемы 1 и 2) не

могут конкурировать с традиционной металлургией, так как требуют повышенной чистоты и особых свойств исходного порошка, что существенно удорожает конечный продукт. Схемы 3-6, в которых участвует пластическая деформация, позволяют достичь максимального уплотнения порошкового материала и максимальных механических и эксплуатационных свойств готового изделия. Однако следует отметить, что схема 3 является бесперспективной применительно к сферическим распыленным порошкам инструментальных сталей, обладающим плохой спекаемостью.

К настоящему времени заметное развитие получили два процесса: процесс шведской фирмы «АСЕА-Стора» (АЗЕА-БШга), когда деформации, главным образом ковке, подвергают заготовку, полученную методом горячего газостатического прессования, и процесс горячей экструзии, когда деформируют порошок, свободно засыпанный в металлическую оболочку (капсулу).

Первый процесс представляет собой разновидность процесса классической порошковой металлургии с той разницей, что этапы формования и спекания происходят одновременно (схема 4). Он обеспечивает высокое качество полуфабрикатов, в первую очередь по плотности и пористости, что с учетом известных преимуществ металла, полученного методом быстрой кристаллизации, позволяет достичь существенного повышения качества. Недостатком процесса являются сложность и уникальность используемого оборудования, а также относительно низкая производительность, связанная с длительностью процессов нагрева и остывания.

Процесс горячей экструзии (схема 5) свободен от этих недостатков, поскольку компактирование здесь происходит непосредственно в процессе пластической деформации. Свойства же компактных экструдированных прутков не уступают свойствам горячепрессованных, полученных по технологии шведской фирмы. Недостатками процесса горячей экструзии являются относительно низкий коэффициент использования рабочего времени и ограниченность технологических возможностей. Низкие значения коэффициента использования рабочего времени, связаны с тем, что между рабочими ходами пуансона, когда происходит собственно экструзия, необходимо затрачивать время на различные вспомогательные операции. Иными словами, процесс экструзии является процессом периодическим. Технологические недостатки экструзии связаны с двумя обстоятельствами. Во-первых, для достижения нужного качества прутков необходимо, чтобы минимальная деформация была не менее 10 (по вытяжке Л). Так как усилие на прессштемпель Р связано с вытяжкой Я и площадью контейнера Г, например соотношением Р = кР 1п Л, где к - модуль прессования, это существенно ограничивает возможности получения заготовок большого диаметра. Во-вторых, если по каким-либо причинам конечную заготовку невозможно получить за один цикл экструзии, технологический процесс существенно усложняется из-за необходимости вторичной подготовки заготовки.

Здесь под формованием понимается операция засыпки порошка в капсулу, так как рассматриваемые порошки практически не формуются из-за их

сферической формы. Операция газостатического горячего прессования представляет собой стадию спекания, но проводится она под давлением.

Помимо экструзии исследователи применяли и другие процессы ком-пактирования, соответствующие схеме 5, такие как штамповка, прокатка листа, ковка различных видов.

Автором предложен процесс горячей сортовой прокатки капсул со свободно засыпанным распыленным порошком [1, 53]. В этом процессе, как и при экструзии, компактирование протекает в период нахождения материала в очаге деформации, так что полученные полуфабрикаты не требуют спекающего отжига. Выявлено [4], что качество полученных прутков соизмеримо с качеством полуфабрикатов, полученных другими способами. Технологически способ прокатки позволяет из заготовки данного размера в непрерывном цикле получать полуфабрикаты практически любого сечения. Наконец, прокатка обеспечивает существенное повышение производительности.

Физически сортовая прокатка порошков в капсулах имеет ряд существенных особенностей, заставляющих отнести ее к принципиально новым процессам компактирования, так как:

1)в отличие от известных процессов порошковой металлургии и новых процессов типа экструзии, где в очаг деформации поступает спрессованный в контейнере материал, обработке давлением при прокатке подвергают порошок, не прошедший предварительного прессования и спекания. В этом смысле сортовая прокатка порошков аналогична прокатке порошков из бункера;

2) важными отличиями капсульной прокатки от бункерной являются: низкие значения /„/Я (/„-длина дуги захвата, Я- средняя высота заготовки), т.е., с одной стороны, здесь не реализуется плоское деформированное состояние (ДВ > 0), а с другой - объемное напряженное состояние в очаге деформации существенно неравномерно по высоте из-за наличия оболочки. При капсульной прокатке вытяжка заготовки связана с формоизменением и пластической деформацией отдельных частиц, а при бункерной - с их механическим перемещением. В принципе, изменяя реологические свойства порошков, например, переходя к прокатке гранул, можно достичь плотностей проката, близких к теоретической плотности. Естественно, что такой процесс будет сопровождаться формоизменением частиц и при бункерной прокатке, однако наиболее часто плотность заготовок, прокатанных из бункера, не превышает 0,8-0,9 теоретической, а теория формоизменения частиц при получении заготовок более высокой плотности практически не разработана.

Круг вопросов, рассмотренных при разработке теории и технологии сортовой прокатки капсул порошком, можно разбить на три части:

- изучение уплотнения (компактирования) порошковых материалов при сортовой прокатке;

- изучение формоизменения порошковых заготовок при сортовой прокатке в вытяжных калибрах, особенно на начальной стадии, когда капсула не ведет себя как сплошной материал;

- влияние параметров сортовой прокатки на свойства порошкового материала.

3.1. Уплотнение порошкового материала при сортовой прокатке.

С точки зрения механики сплошной среды уплотнение возможно лишь при наличии гидростатического сжатия. Так как изменение объема характеризуется шаровым тензором деформации 1С, а при условии простого нагру-жения и монотонного деформирования согласно теории пластичности существует связь 1е = к1а, где 1„ - шаровой тензор напряжений; к - коэффициент, то для уплотнения необходимо условие /„ < 0, т.е. должно быть реализовано напряженное состояние сжатия.

Напряженное состояние характеризуется показателем а/т , где

1,

<т = -(<т, + сг +сг) - среднее гидростатическое давление в точке, характеризующее шаровую часть тензора напряжений;

Т = [(<т - а> )2 + (ау - <у1 )2 + (а, - ах )2 + т\у + + х\х - интенсивность касательных напряжений. Залечивание пор и трещин при деформации возможно лишь при а/Т<0, т.е. при наличии гидростатического сжатия. В настоящее время теория не располагает данными о значении показателя напряженного состояния а/Т в зависимости от технологических параметров прокатки в условиях трехмерного течения, к какому относится сортовая прокатка Однако для случая плоской деформации в поверхностных слоях заготовки ст/Т всегда меньше нуля, т.е. порошковая масса должна всегда уплотняться. В центральных слоях заготовки а/Т<0, если ///^>0,5. При прокатке листов и лент из свободно засыпанных порошков ///^ составляет 7-17, чем и объясняются благоприятные условия компактирования. Для сортовой прокатки можно добиться условия 1/И^ >0,5 и а/Т<0, т.е. получить условия компактирования всего сечения металла. Следовательно, с точки зрения схемы напряженного состояния сортовая прокатка является возможным методом компактирования порошков.

Рассмотрим эту возможность с точки зрения силовых условий процесса сортовой прокатки. При изучении уплотнения порошковых материалов исследователи, как правило, определяют количественную зависимость между плотностью брикета и прикладываемым давлением. Конкретные значения давления при компактировании порошковых быстрорежущих сталей составляют для горячего изостатического прессования 100 МПа (1000 атм.), для горячей экструзии порядка 1000 МПа (100 кгс/мм2). Применительно к прессованию это вполне оправдано, поскольку компактирование происходит в одинаковых условиях, близких к равноосному сжатию. Если напряженное состояние изменяется, то эта связь становится неоднозначной. Известно, что наличие значительных деформаций позволяет резко увеличить эффективность уплотнения порошковых материалов, а именно существенно снизить

необходимые гидростатические давления, а, следовательно, и прикладываемые нагрузки. Особенно это относится к заключительным стадиям компак-тирования, когда плотность порошкового материала близка к теоретической. Приращение плотности в процессе пластической деформации происходит при постоянном гидростатическом напряжении, т.е. рост прикладываемого давления связан лишь с упрочнением материала и идет только на осуществление пластической деформации. Исходя из этого можно предположить, что давление при сортовой прокатке порошка быстрорежущей стали не будет превышать давление, необходимое для прокатки монолитной стали того же состава. При этом конечная плотность прутка будет определяться не только (и не столько) приложенным давлением, но накопленной деформацией. Поэтому сортовая прокатка как метод компактирования порошка быстрорежущей стали вполне возможна, хотя давление металла на валки при прокатке монолитной быстрорежущей стали марки Р6М5 составляет 180-260 МПа, т.е. примерно на пол порядка ниже, чем при экструзии.

Экспериментально исследована зависимость плотности порошкового материала (или его уплотнения) от температуры нагрева, скорости прокатки, единичной (за проход) и суммарной деформации при прокатке в различных системах вытяжных калибров, относительной толщины стенки капсулы и параметров очага деформации Показано, что температура нагрева должна выбираться. исходя из условия сохранения структурных преимуществ порошкового материала (для стали 10Р6М5 она составила 1100-1150 °С). Скорость прокатки в диапазоне работы первых клетей сортовых станов (0,5-3 м/с) не оказывает существенного влияния на процесс компактирования, т е процесс компактирования может осуществляться на промышленном оборудовании.

Влияние степени деформации на плотность порошкового материала

Рис. 6. Зависимость плотности порошковой стали 10Р6М5 от суммарной и единичной вытяжки при сортовой прокатке в системе овал-квадрат

Зависимости построены экспериментальным путем для системы калибров овал-квадрат. Различные единичные вытяжки достигались за счет изменения соотношения осей овального калибра от 1,3 до 3,3. Из рис. 6 следует, что с увеличением общей (суммарной) деформации плотность монотонно увеличивается. Единичная вытяжка существенно влияет на уплотнение порошкового материала. Увеличение единичной вытяжки приводит к более интенсивному уплотнению порошкового материала и тем самым снижает суммарную вытяжку, необходимую для полного компактирования материала. Практическое значение имеет определение минимальных суммарной и единичных вытяжек, обеспечивающих полное уплотнение порошкового материала.

В реальных экспериментах по прокатке в различных калибровках со средними единичными вытяжками 1,07-1,21 порошок стали 10Р6М5 не удалось довести до плотности 100% даже при Л = 23 - 28. Дальнейшая прокатка таких некомпактных заготовок приводила к их разрушению из-за сильного утонения стенки капсул. Т.е. практически минимальная единичная вытяжка, обеспечивающая уплотнение порошкового материала при прокатке в калибрах, должна быть не менее 1,25.

Минимальное значение суммарной вытяжки равно единичной вытяжке при полном уплотнении порошка за один проход. Эта величина существенно зависит от формы калибра. При прокатке на гладкой бочке полного уплотнения по всему сечению прутка не удается достичь даже при вытяжках Л, >2,5, так как в сечении прутка образуются боковые рыхлые зоны из-за отсутствия бокового подпора. Прокатка в калибрах лишена этого недостатка. Например, применительно к овальному калибру полное уплотнение за один проход происходит при Л, =2,1-2,4. Однако, следует отметить, что достигнуть такой вытяжки в двухвалковых калибрах удается лишь при прокатке со значительным переполнением калибра, что практически не допускается в промышленных условиях. Приведенные результаты показывают, что полное уплотнение распыленного порошка быстрорежущей стали при сортовой прокатке может быть осуществлено только за несколько проходов. Величина минимальной суммарной вытяжки и количество проходов при этом определяются средней единичной вытяжкой. Однако уплотнение и формоизменение именно в первом калибре или проходе имеет решающее значение, так как именно здесь происходит переход от свободно засыпанного порошка к пористому материалу.

Рассмотрим закономерности уплотнения при прокатке в первом проходе капсул со свободно засыпанным порошком. Показано, что на начальных стадиях уплотнение порошкового материала легко оценивать по коэффициентам деформации, исходя из закона постоянства массы

у р-к 5= 1,

где 11у=н01н[ \ /? = В,/В0; Х = 1л!- коэффициенты обжатия, уширения и вытяжки соответственно; 3 = р11 ра - коэффициент уплотнения (Ни, Н^ В0, В¡,

¿о, рп, р! - высота, ширина, длина и плотность заготовки до и после деформации соответственно), откуда

гр-к

Для длинномерных изделий, получаемых при сортовой прокатке коэффициент уплотнения порошкового материала может быть легко определен из соотношения:

где вытяжка, определенная по изменению площади поперечного се-

чения; '

ь *

Л1=-!- - вытяжка, определенная по изменению длины заготовки; (

А>

- площадь поперечного сечения сортовой заготовки до и после деформации. ч

Наилучшей формой капсулы для прокатки свободно засыпанных порошков является цилиндр. В самом деле, условие постоянства массы для разбираемого случая можно выразить в виде соотношения:

где Л,? - обжатие по площади (отношение площадей); Яь - вытяжка; 8 = в,1в,л - коэффициент уплотнения, численно равный отношению плотностей до (в1Л) и после (в}) деформации. Увеличение 8 способствует не только повышению плотности, но и ее более равномерному распределению по сечению. Одним из способов повышения 8 является увеличение Яе (так как периметры равны, для простоты можно принять ^=1). Вследствие того, что Ъ = гДе Р,- площадь калибра, задача сводится к отысканию фигуры, которая при выполнении условия П0 = ПК имела бы максимальную площадь Рп. Известно, что такой фигурой является круг. Поэтому для повышения коэффициента 8 в первом проходе рекомендуется брать цилиндрические капсулы. Именно такие капсулы были использованы при изучении кинетики уплотнения порошка при прокатке в первом калибре. 1

Прежде всего, уточним влияние на уплотнение диаметра валков О. На рис. 7 представлены результаты экспериментального исследования влияния О/с/ на Яу и А,. Прямые ОА и О'А' описывают два предельных случая. Если в, = в0 = 1, то 5 = 1, Аг=А, и соотношение на рис. 7 примет вид прямой о А. Если материал уплотняется от в„ до 1 без вытяжки, то Яг =8, причем 8 = \/в0, что, например для #„=0,78 дает Яг = 1,27. Соотношение между Я, и Аг описывается теперь ломаной СНУ А'. Из условия сплошности Яг > А, . Поэтому экспериментальные точки не могут лежать за пределами области, ограниченной прямыми О А и СУ А'. Причем, чем ближе экспериментальная точка к прямой О'А', тем интенсивнее уплотнение, ибо данному значению Я, соответст-

вует большее значение Л,. Отсюда данные, представленные на этом рисунке показывают, что увеличение Old способствует повышению интенсивности уплотнения порошкового материала. Физически влияние Did можно связать с ростом длины очага деформации, что приводит к снижению вытяжки В то же время обжатие заготовки по площади, определяемое главным образом формой калибра, остается примерно постоянным Отношение Did нельзя увеличивать беспредельно, поскольку при этом ухудшается реализация потенциальных возможностей стана Поэтому практически из условий уплотнения заготовки в первом проходе и обеспечения угла захвата во втором следует выбирать Did в пределах 10-15. В наших экспериментах исследования проводили при Did в диапазоне 4-8.

Рис. 7. Соотношение между Ль и Л, при прокатке цилиндрических капсул с порошком в квадратном калибре в зависимости от отношения Did: 1 - £>/¿=12-16; 2- Dld= 6.

С целью широкого варьирования угла наклона стенок калибра и связанной с ним величины поперечного сжимающего напряжения прокатку вели в квадратном и овальном калибрах, а также на гладкой бочке, имитирующей прокатку цилиндрической заготовки в ящичном калибре. Для диапазона обжатий IIу = 1,02-2,3 и Хр= 1,03-1,97 получены следующие корреляционные соотношения для описания уплотнения порошковой составляющей заготовок.

При прокатке в квадратном калибре:

<У = 0,460 + 0,540(1/?'); (6)

S = 0,660 + 0,339^,"; (7)

в овальном калибре:

i = 0,736+ 0,263(1/у); (8)

5 = 0,754 + 0,246Л"; (9)

на гладкой бочке:

<У=0,933 + 0,066(1/у); (10)

8 = 0,831 +0,169Л". (11)

Отметим две важные особенности приведенных уравнений:

- они хорошо описывают поведение материала в области малых деформаций, ибо во всех случаях при Му=\ или А" = 1 имеем 5<= 1;

- сравнивая коэффициенты при втором слагаемом этих соотношений можно прийти к выводу о том, что при £)/</=сопл скорость уплотнения в значительной степени определяется величиной поперечных сжимающих напряжений, связанных с наклоном стенок калибра. В самом деле, для зависимости 3= f(и у) угловой коэффициент для квадратного калибра составляет 0,54 против 0,263 для овального и 0,066 для гладкой бочки. Для зависимости 8= /ЧЛ,") эти коэффициенты соответственно равны 0,339; 0,246 и 0,169.

Таким образом, интенсивность уплотнения порошкового материала максимальная в случае прокатки цилиндрических заготовок в квадратном калибре. Однако суммарное уплотняющее влияние калибра определяется не только интенсивностью уплотнения, но и величиной допустимого обжатия, которое выбирают из различных технологических соображений. Одно из таких соображений - необходимость нормального заполнения калибра (выполнения профиля), ибо невыполнение профиля ведет к неустойчивости полосы в калибре и различного рода дефектам. Допустимое обжатие в калибре можно найти из условия равенства периметров. Так, для прокатки круга (П - кс1:Ел =лу/:/4) в квадратном калибре со стороной я(Я = 4а;/■; =аг, округленней верхнего и нижнего углов пренебрегаем) имеем

П„ = и = 4а / л,\/у = е!/а =4/я = \,27;А. =—(—)" = — = 1,27.

4 а л

При прокатке круга в овальном калибре шириной Вк и высотой Я, (Вк/Нк =у/) при условии ^ =^ВЯ и Пк -+1,33 (радиусный овал) имеем

, 2Я г;—— 1 <1 2 ¡—>—— , 3(иг + 1)

сI =-Луг +1,33;- = — = —Лг + 1,33;Л, = —-.

у Я яуг г

Следовательно, при прокатке цилиндрической заготовки со свободно засыпанным порошком в квадратном калибре выполнение профиля может быть достигнуто только при некоторой постоянной величине деформации, тогда как прокатка в овальном калибре может быть выполнена с различными обжатиями, нарастающими по мере роста отношения В!я овала.

В табл. 6 приводятся экспериментальные данные, показывающие, что переполнение квадратного калибра начинается с Му~ 1,23-1,26, т.е. со значений весьма близких к полученным из условия равенства периметров. При меньших значениях 1 / у наблюдается незаполнение вертикальных углов, т.е. профиль вновь не выполняется, а в незаполненных углах возникают значительные напряжения растяжения. Следовательно, несмотря на высокую интенсивность уплотнения при прокатке цилиндрической заготовки в квадратный калибр, такой маршрут прокатки технологически не оправдан из-за низких значений допустимой деформации и невыполнения профиля.

Таблица 6

Коэффициент заполнения квадратного калибра при однопроходной прокатке ___круглых капсул с порошком___

6 6 6 6 16 16 16 16

1 /у 1,09 1,15 1,22 1,26 1,10 1,11 1,23 1,40

Н„!НК 0,82 0,87 0,89 0,90 0,77 0,77 0,95 1,00

Лампас - - - + - - + +

Овальный калибр не имеет подобных недостатков. Поэтому величины обжатий, полученные из условия равенства периметров, примерно пропорциональны отношению главных осей калибра. Приняв деформацию в квадратном калибре ХГ=\,И и решив совместно уравнения (7) и (9), получим у/ = 3. Следовательно, прокатывая цилиндрическую заготовку в овальном калибре с соотношением осей В1Н> 3, можно получить интегральный эффект уплотнения выше, чем при прокатке в квадратном калибре. Практически максимальное уплотнение при однопроходной прокатке цилиндрической заготовки составило 8 = 1,35 и получено в овальном калибре с В///=3,3 при 0/£/ = 9,3. Это несколько ниже, чем уплотнение порошка при экструзии, но дает достаточно компактный материал (<9 = 0,95), годный для последующей обработки давлением.

Таким образом, овальный калибр можно считать оптимальным для однопроходной прокатки цилиндрических порошковых заготовок потому, что, изменяя соотношение между его главными осями, можно добиваться выполнения профиля при различных обжатиях. Неудовлетворительные результаты при прокатке порошковых заготовок на гладкой бочке связаны с низкой интенсивностью уплотнения из-за недостаточного бокового подпора и образованием полостей в боковых участках профиля из-за отслоения оболочки.

3.2. Теоретический анализ формоизменения цилиндрических капсул с порошком при прокатке [1,9]

Формоизменение капсул с распыленным порошком рассматривали как при прокатке на гладкой бочке, так и в калибрах различной формы.

Эксперименты по прокатке на гладкой бочке показали, что при коэффициенте обжатия

Му-Нс0'IНк < 1,8,

где Щ" =— - средняя высота исходной капсулы диаметром £>;

4

Ик - высота капсулы после прокатки, имеют место следующие особенности формоизменения: периметр поперечного сечения капсулы остается постоянным вне зависимости от материала, температуры деформации и величины обжатия; вытяжка капсулы близка к 1.

Следовательно, в отличие от условий изостатического прессования, при прокатке в первых проходах происходит, строго говоря, не деформация, а перемещение элементов капсулы, и уширение образуется в результате изменения формы ее боковых стенок Отмеченные особенности формоизменения капсул с порошком позволили поставить и решить в общем виде задачу определения показателей уширения.

Рассмотрим прокатку на гладкой бочке цилиндрической капсулы радиусом Я с бесконечно тонкой стенкой на заготовку высотой Н (рис. 11). Если В - ширина заготовки после деформации, в„- ширина контактной поверхности, А - ширина внеконтактной зоны, то

В = ВУ + 2А; (12)

ДВ = В-В0; (13)

0 = В/В„ (14)

где дВ - абсолютное уширение; /?- коэффициент уширения; В0- начальная ширина заготовки (В„ = 2Я). Принимая параболическую форму контура сечения капсулы на участке внеконтактной деформации, для показанного на рис. 8 расположения осей координат можно записать уравнение этого контура в виде:

у = -кхг + А (15)

и вычислить длину части параболы на участке Ьс из соотношения

£-}<« = у\ + (У)2с1х , (16)

/ ».

где х, =0,лг, = Я/2. После интегрирования выражения (16) получим:

■ о?)

2 \4к- 4 4к- 2 \4*г 4 2к"

прокатке на гладкой бочке

Из условия постоянства периметра длина этого же участка параболы

равна

4

где

• (19)

Объединяя выражения (17), (18) и (19), получим относительно к трансцендентное уравнение

кН,Цт + — +—[1пС— + 1/Л- + — )-1п— ]-л-Л + 2.//г-- — = 0 , (20) \4*2 4 2Г 2 \4£2 4 ' 2Г \ 4 4 '

решение которого может быть осуществлено численными методами. При известном А параметр Л определяется из уравнения (15) и условия у(Н/2) = 0, а именно

А=кНг/А. (21)

Зная Л, по формулам (12)-(14) находим ширину капсулы после прокатки и показатели уширения. Если капсула имеет конечную толщину стенки, то приведенные выше рассуждения необходимо отнести к средней линии ее сечения. Внеконтактная зона деформации для капсулы с исходной толщиной стенки 5 в координатах х-у приведена на рис. 9.

Рис. 9. Внеконтактная деформация капсулы с исходной толщиной стенки б после обжатия на гладкой бочке

Наружный и внутренний контуры капсулы описываются параболами у = -к1х1 + \\ (22)

у = -к1х1 + А1. (23)

Поскольку парабола (15) является средней линией, то

А,+А,=2А. Р(№.чАациональиля 1

БИБЛИОТЕКА С* Петербург 09 м?

Приравнивая уравнения (22) и (23) нулю и подставляя в них значения аргумента х, соответствующие значениям, показанным на рис. 9, получим

+ 4 = о; (25) + = о. (26)

Так как площадь сечения капсулы не изменяется, то этому условию будет соответствовать равенство:

г с 1 (И- 6)12 (27)

*(Я + -):-я-(Л--)2=2В„<У + 4[ | (-^лг + Л^аЬс- I (-к2х2 + А2)(й] '

2 2 0 0

которое после интегрирования и некоторых преобразований приводится к виду:

-/с, + А,2{Н + 5) + ^-АЛ(Н-$) = 2б(жЯ-Вк). (28)

Уравнения (24), (25), (26) и (28) образуют систему алгебраических линейных уравнений относительно к1,кг,А,,А1, после решения которой можно найти ширину капсулы В = В, +2/1,, а затем по соотношениям (13) и (14) - абсолютное уширение и коэффициент уширения капсулы. Таким образом, могут быть теоретически определены показатели формоизменения и рассчитано уширение капсул с порошком при прокатке на гладкой бочке.

Сопоставление расчетных и экспериментальных данных показано на рис. 10, где кривая 1 соответствует расчетным данным, кривая 2 - уширению незаполненных капсул, кривая 3 - уширению капсул с порошком стали 10Р6М5. Установлено, что при прокатке незаполненных капсул результаты эксперимента и расчета практически совпадают, в случае прокатки капсул с порошком расходятся не более чем на 5 %. Можно предположить, что этот этап деформации, по существу соответствует стадии переупаковки гранул, сопровождающейся повышением плотности порошковой составляющей без заметной внутригранульной деформации.

Рис. 10. Зависимость коэффициента уширения от обжатия при прокатке цилиндрических капсул на гладкой бочке: 1 - расчетные данные; 2 - уширение незаполненных капсул; 3 - уширение капсул с порошком стали 10Р6М5.

Изложенный выше принцип расчета уширения можно распространить и на другие случаи прокатки капсул со свободно засыпанным порошком при известной геометрической форме поперечного сечения капсулы до, и после деформации.

Рассмотрим формоизменение цилиндрической капсулы в различных вытяжных калибрах. Коэффициенты деформации можно вычислить следующим образом:

1 /у = Я/а; (29)

= (30)

Л = , (31)

где Му,р,Я - коэффициенты обжатия, уширения и вытяжки, соответственно; Л - радиус сечения исходной капсулы, а, Ь- половина высоты и ширины калибра, соответственно.

Поскольку величина я (а соответственно Р0 = тгЯ1) известна, то для определения коэффициентов деформации достаточно найти значения а,Ь и я;, удовлетворяющие условию постоянства периметров.

Наиболее общими типами вытяжных калибров можно считать ромб (квадрат), овал (круг) и ящичный калибр (гладкая бочка). Если указанные калибры рассматривать в декартовых координатах, как показано на рис. 11, то контуры этих калибров в общем виде могут быть описаны степенной функцией вида

уп=к„х"+а„, (32)

где к- коэффициент, характеризующий соотношение осей калибра (Ыа)\ а - свободный член, равный половине высоты калибра; и - показатель степени, характеризующий выпуклость калибра.

Рис. 11. Схема поперечного сечения исходной заготовки и калибров в первом квадранте декартовых координат к постановке задачи: 1 - исходная заготовка; 2 - ромбический калибр; 3 - овальный калибр; 4 - ящичный калибр.

Контуры ромбических и квадратного калибров (кривая 2) будут описываться уравнением (32) при и = 1:

У! = к,х + а,,

контуры овальных калибров - при п = 2 (кривая 3) и более:

у2 = кгх2 + а2 > У, = к}х3 + а,.

При п о» уравнение (32) будет описывать контур ящичных калибров.

Вытянутость калибров различной формы в поперечном направлении характеризует соотношение их осей:

1 = Ь„/а„. (33)

Учитывая, что при х = Ьп у = 0, из (32) найдем взаимосвязь между коэффициентами к„ и параметром с:

кп =. (34)

Таким образом, задавая показатель степени п и соотношение осей калибров 1, при помощи функции (32) можно описать в общем виде фактически все вытяжные калибры.

В ходе анализа условий формоизменения параметр I изменяли от 1 до 5, поскольку дальнейшее увеличение не имеет практического приложения по соображениям устойчивости полосы с г > 5 в последующем калибре. Показатель п изменяли также от 1 до 5, так как расчеты показали, что при п = 5 контур, описываемый уравнением (32), незначительно отличается от контура ящичного калибра.

Условие постоянства параметра г для части контура цилиндрической капсулы, расположенной в первом квадранте (рис. 14), в общем виде запишется следующим образом:

— = + или —= ]4\ + (-кпш"-,)г<±с.

2 о 2 0

С учетом подстановки Ь„ и ка согласно (33) и (34), соответственно последнее выражение после ряда преобразований перепишется в виде

^ = С\^\+{пИ")\х1а")-"-2сЫ. (35)

^ о

Подставляя ли/в заданных пределах, решим уравнение (35) численными методами относительно а„. Правую часть рассчитаем по стандартной программе методом трапеций.

Параметры деформации определим по формулам (29)-(31). Площадь сечения исходной капсулы составляет = кРг, площадь калибра определим

путем интегрирования выражения (32):

к

Р = 4 \(-к„х" +ап)с!х. о

После интегрирования получим

Р = -к,:Ь";[ Кп + \) + апЬп.

Результаты расчетов коэффициентов деформации представлены на рис. 12 и 13 в виде двух номограмм.

Рис. 12. Взаимосвязь коэффициентов вытяжки и обжатия капсул с порошком при прокатке в калибрах разной формы

Рис. 13. Взаимосвязь коэффициентов уширения и обжатия капсул с порошком при прокатке в калибрах разной формы

Анализ полученных зависимостей позволяет сделать следующие практические выводы:

1. Калибры с отношением Ыа = 1 независимо от их формы не могут использоваться для компактирования порошковых материалов, так как при их использовании и обжатие, и вытяжка близки к единице. Это полностью согласуется с экспериментальными данными по прокатке цилиндрических капсул с порошком в квадратных калибрах [7, 8].

2. Наибольшее обжатие и вытяжка достигаются в ромбических калибрах, наименьшее - в ящичных калибрах. Овальные калибры занимают промежуточное положение. Следовательно, с практической точки зрения необходимо стремиться к наименьшей выпуклости формы калибра.

3. Большое влияние на коэффициенты деформации оказывает вытяну-тость калибров в поперечном направлении, т.е. соотношение осей, увеличение Ыа приводит к росту всех коэффициентов деформации.

4. Уширение порошковых заготовок при изменении / и п изменяется незначительно и с увеличением обжатия асимптотически стремится к значению я 12, что вполне объяснимо, поскольку из условия равенства периметров ширина деформированной капсулы не может превысить половины длины окружности (сечения исходной капсулы).

Из изложенного следует, что для прокатки капсул с порошком следует использовать ромбические калибры (п=1) с Ыа = 2,5-5,0. Однако на практике до настоящего времени использовались ромбы с максимальным углом при вершине « = 128°, т.е. с Ыа = 2,05. Это связано в первую очередь с необходимостью обеспечения устойчивости ромбической полосы после кантовки и прокатки в последующем проходе. В равной степени положение об устойчивости полосы относится и к ящичным калибрам, для которых Ыа < 2. Для овальных калибров Ыа может изменяться от 1 до 4,5. В экспериментах по прокатке капсул с порошком стали 10Р6М 5 использовали овал с Ыа = 3,3.

Таким образом, наибольшие коэффициенты вытяжки и обжатия цилиндрических капсул с порошком могут быть достигнуты в овальных калибрах. Причем, согласно рис. 12 следует выбирать овал, образованный двумя дугами окружности. Для проверки результатов расчетов были проведены специальные эксперименты при прокатке капсул в сравнении с монолитным материалом.

3.3. Экспериментальное исследование формоизменения цилиндрических капсул с порошком при прокатке [3, 5-9, 53-59]

В ходе экспериментов получены данные, показывающие следующие особенности уширения при однопроходной прокатке капсул со свободно засыпанным порошком:

- уширение порошковых заготовок оказывается больше уширения монолитных как для цилиндрических (рис. 14), так и для прямоугольных (рис. 15) капсул;

- коэффициент уширения порошковых заготовок в отличие от монолитных прутков практически не зависит от температуры прокатки (рис. 16), длины очага деформации (рис. 17) и материала оболочки (испытывали Ст.З и 1X18Н1 ОТ), т.е. не зависит от условия контактного трения.

1,0 1,57 2,35 3,14 3,9 4,7

Рис. 14. Коэффициент уширения /? капсул с порошком и монолитных прутков из стали Ст.З в зависимости от коэффициента обжатия \!у. 1 - монолитный пруток; 2 - капсула из стали Ст.З со свободно засыпанным порошком плотностью 0,65.

Рис. 15. Коэффициент уширения /? квадратных капсул с порошком и монолитных прутков из стали Ст.З в зависимости от коэффициента обжатия 1 /у: 1 - капсула из стали Ст.З со свободно засыпанным порошком плотностью 0,65; 2 - монолитные образцы из стали Р6М5; 3 - монолитные образцы из стали Ст.З.

Рис. 16. Коэффициент уширения ß монолитных прутков из стали Ст.З (1) и капсул с порошком (2) в зависимости от температуры прокатки при коэффициенте обжатия: I - 1,57; II - 2,35; III - 3,4.

Рис. 17. Коэффициент уширения р монолитных прутков из стали Ст.З (1) и капсул с порошком (2) в зависимости от длины очага деформации:О/Н0: О - диаметр валков, Н0 - начальная высота заготовки; сплошные линии -1/7=2,0; пунктирные - 1/^=1,5.

Эти особенности свидетельствуют о том, что формирование уширения монолитных и порошковых заготовок происходит различными путями. Для расчета коэффициента уширения при прокатке порошковых заготовок прямоугольного сечения, который зависит от соотношения сторон заготовки В0/Я0 и коэффициента обжатия 1/у, предложена следующая формула:

Р = \ + —---!—- (36)

В0/Я0 В0/ Н0 у

На рис. 18 приведены данные, показывающие взаимосвязь между экспериментально найденными значениями коэффициента уширения (/?,) и значениями, рассчитанными по выражению (36) - Рр. Статистический анализ показывает, что представленная совокупность выражается соотношением

р, =0,93^ + 0,089, (37)

выполняющимся с коэффициентом корреляции г = 0,996 и дающим стандартное отклонение <т, =0,013. Следовательно, уравнение (36) адекватно отражает поведение порошковых заготовок в первом проходе. Так как Р = (В0 + АВ)/В0, а 1//=Я„/(Я0-ДЯ), уравнение (36) может быть сведено к виду АВ = АН. Тем самым подтверждается отмеченная выше основная особенность формоизменения капсул с порошком при прокатке в первом проходе: периметры порошковых заготовок до и после прокатки равны между собой. Отсюда вывод, что при однопроходной прокатке порошковых заготовок стенка капсулы не деформируется, а уширение является результатом потери устойчивости капсулой в поперечном направлении, ее смятия и выпучивания боковых стенок. В конечном итоге это приводит к образованию несплошно-стей вблизи боковых кромок заготовки.

Рис. 18. Экспериментальные р, и рассчитанные по формуле (36) рг значения коэффициентов уширения при прокатке на гладкой бочке капсул с порошком при различных соотношениях в0/я0: 1 - 1; 2 - 1,5; 3 - 2; 4 - 3,3; 5 -5.

Правило равенства периметров справедливо не только при прокатке прямоугольных заготовок на гладкой бочке. На рис. 19 приведена гистограмма распределения коэффициента отношения периметров а для различных случаев однопроходной прокатки, включая прокатку в калибрах. Гистограмма построена по результатам измерения периметров до и после прокатки для 58 образцов. Статистическая обработка данных показывает, что среднее значение а составляет 0,997 при дисперсии 0,012 и среднеквадратичном откло-

нении 0,0351. Выявлено также, что а распределено по нормальному закону, т.е. 95% его возможных значений лежит в пределах 0,973-1,021. Следовательно, гипотеза равенства периметров справедлива для прокатки порошко-

0.97 0.99 1,021 а = рв, Л

Рис. 19. Экспериментальные данные и частотная кривая распределения коэффициента а при прокатке капсул со свободно засыпанным порошком в первом проходе: 1 - круг-гладкая бочка; 2 - круг-квадрат; 3 - круг-овал; 4 -прямоугольник-гладкая бочка.

Правило равенства периметров при прокатке порошковых заготовок в оболочках имеет принципиальное значение, поскольку в соответствии с ним требуется существенно корректировать систему калибров при сортовой прокатке заготовок, ибо в противном случае невозможно обеспечить высокие единичные обжатия одновременно с нормальным заполнением калибра.

Как показали экспериментальные исследования процесса компактиро-вания порошков в капсулах [1, 2, 8], в первом проходе следует стремиться к увеличению, как обжатия, так и вытяжки.

3.3. Исследование качества компактных порошковых материалов, полученных методом сортовой прокатки

Предложены формулы определения коэффициентов деформации и уплотнения порошкового материала с учетом погрешности на неуплотняемую оболочку.

При увеличении плотности порошкового материала и уменьшении открытой пористости, погрешность определения уплотнения может быть снижена за счет применения широко известного метода гидровзвешивания, ос-

нованного на законе Архимеда [3]. Предложены формулы определения плотности порошкового материала в образцах, состоящих из разнородных материалов, в том числе с оболочкой.

Однако показано [2, 4], что при получении порошкового материала со 100%-ной плотностью имеются случаи, когда свойства материала низкие. Это объясняется остаточной пористостью, не корреллирующей с величиной относительной плотности из-за неизбежного разброса химического состава материала и др. причин. Поэтому для высокопрочных материалов характеристикой качества уже не может служить плотность или уплотнение, а должна быть пористость, измеряемая металлографически.

Примером такой оценки является шкала балльности по порам, устанавливаемая для порошковых материалов соответствующими ТУ. Экспериментально показано, что при относительной плотности стали 10Р6М5, равной 1,00, балл по порам по ТУ 14-1-2998-80 меняется в пределах от 1 до 5, т.е. в отдельных случаях материал был некачественным.

Разработанная технология производства длинномерных прутков из распыленных порошков была опробована на заводе «Серп и Молот» [2] и изготовлены опытные партии прутков 0 17-19 мм.

На заводе опробовали прокатку порошка стали 10Р6М5 в квадратных (140x140 мм) и круглых (0 60 мм) капсулах длиной 1,5 м. Перемещение в нагревательной печи, выдача и передача по рольгангу к обжимной клети станов квадратной заготовки происходит легче, чем круглой, однако заготовка квадратного сечения имеет пониженную устойчивость тонкой стенки капсулы к продольному изгибу при прокатке.

Установлено, что минимальная величина суммарной вытяжки, необходимой для компактирования свободно засыпанного порошка, не должна быть меньше 7. На заводе такая деформация (вытяжка) обеспечивается обжимными клетями станов «300» (рис. 23) и «450», калибры которых (1-5) характеризуются (табл. 7) следующим коэффициентами вытяжки Л и обжатия 1 /у (а-в как на рис. 23; в скобках указано исходное сечение заготовки):

Таблица 7

Коэффициенты деформации

Вариант калибровки и размеры заготовки 1 2 3 4 5

Л \\у Л Му Л 1 / у Л Му Л 1 /у

а(95x95) 1,18 1,56 1,65 1,2 1,47 3,0 1,55 2,5 1,56 3,2

а, (75x75) - 1,23 1,21 1,2 1,47 3,0 1,55 2,5 1,56 3,2

6(140x140) - 1,15 М4 1,2 1,12 1,4 1,11 1,1 1,12 1,6

в(75x75) 1,14 1,03 1,22 1,4 1,16 2,1 1,24 2,0 1,15 1,2

I I I

а б в

Рис. 20. Схема прокатки капсул со свободно засыпанным порошком в производственных условиях: а, б - калибровка обжимной клети соответственно станов «300» и «450»; в - калибровка черновой группы стана «450».

Прокатку квадратной заготовки сечением 75x75 мм проводили также по схемам: шестигранник - квадрат - овал (рис. 20, а) и квадрат - квадрат -овал с использованием черновой клети стана «450» (рис. 20, в).

В процессе исследования удовлетворительные результаты получили при прокатке заготовок различных исходных сечений по схеме а, по другим схемам заготовки разрушались в начале компактирования, так как в первых проходах коэффициент Л был значительно меньше рекомендованного (1,41,8).

Геометрические параметры (D- диаметр валков, d- приведенный диаметр заготовки, /„ / Нср - отношение длины к высоте очага деформации) при прокатке в обжимных клетях станов «300» и «450» заготовок различного исходного сечения по схемам а-в приведены в табл. 8.

Таблица 8

Геометрические параметры при прокатке в обжимных клетях станов «300» и «450» заготовок различного исходного сечения _

Схема калибровки а а а б б б в

Размер заготовки, мм 95x95 75x75 060 140x140 0140 115x115 75x75

D/d 4,6 5,8 8,4 4,0 4,6 4,8 5,2

UHÍP 0,76 1,06 1,89 0,54 0,56 0,47 0,41

Так как при небольшом значении вытяжки обжатие и параметр 1д/Нср оказываются недостаточными, неравномерность деформации, характерная для прокатки составной заготовки с нескомпактированным порошком, уси-

ливается и под действием дополнительных напряжений со стороны оболочки порошковая масса разрыхляется.

Небольшое значение Did, характерное для прокатки на стане «450», также оказывает отрицательное воздействие на уплотнение порошковой массы.

Прокатка порошка из стали 10Р6М5-МП по схеме а характеризуется требуемыми значениями геометрических параметров в очаге деформации, что обеспечивает получение прутков, свойства которых удовлетворяют ГОСТ 19265-73:

Параметр

Твердость, НВ 255-285

Твердость, НЯС 62-65

Твердость, НЛС 64-66

Красностойкость, НЯС 62-65

Механические свойства при растяжении при 20 °С:

а„, МПа 868-965

от, МПа 487-770

5, % 4,1-14.8

КСи, МДж/м2 1,0-1,47

Термическая обработка Отжиг

Закалка 1240 °С, отпуск при 540 °С в течение 1 ч (дважды) Закалка 1200 "С, отпуск при 560 °С в течение 1 ч (трижды) Закалка 1240 °С, выдержка при 620 °С в течение 4 ч

Отжиг

Опытная партия прутков исследовалась на ПО ЗИЛ [4]. Исследования проводили на прутках диаметром 17 мм из стали 10Р6М5-МП. В состоянии поставки прутки имели структуру сорбитообразного перлита с равномерно распределенной мелкодисперсной карбидной фазой и твердость НВ 240...285. Установлено, что по твердости, красностойкости, карбидной неоднородности и толщине обезуглероженного слоя металл полностью удовлетворяет требованиям ГОСТ 19265-73 на быстрорежущую сталь, полученную пластической деформацией слитков. Однако качество порошкового материала должно также удовлетворять дополнительным требованиям.

В связи с этим особое внимание уделялось оценке содержания и распределения в структуре стали микропор, окисных пленок, неметаллических включений. Все виды включений контролировали по ГОСТ 1778-70 на продольных сечениях прутков, подвергнутых стандартной термической обработке. Исследовали также механические свойства при ударном и статическом изгибе, статическом сжатии и растяжении. Свойства при ударном и статическом изгибе определяли после термической обработки на образцах размером 5x5x55 мм, при одноосном сжатии - на образцах диаметром 5 и высотой 10 мм в отожженном и закаленном состояниях.

Следует отметить, что испытания свойств отожженного материала проводили с целью оценки степени его компактирования.

Результаты сравнения механических свойств сталей 10Р6М5-МП и Р6М5 показали, что в пластичном (отожженном) состоянии порошковая сталь не уступает по свойствам стали обычного производства (табл. 9), что свидетельствует об одинаковой степени компактирования при пластической деформации слитка и порошка.

Известно, что уровень механических свойств стали в термически обработанном состоянии дает косвенные представления о работоспособности материала в служебных условиях. Из табл. 10 видно, что сталь 10Р6М5-МП имеет более высокий комплекс механических свойств, чем сталь Р6М5 обычного способа производства.

Таблица 9

Механические свойства сталей 10Р6М5-МП и Р6М5 в отожженном

состоянии

Сталь с«, 8, аГ, „сне кси,

МПа % МПа МПа % МДж/м2

10Р6М5-МП 889 15,2 2500-2700 610-700 50 1,0-1,2

Р6М5 832 11,3 - - 1,0-1,4

Таблица 10

Механические свойства сталей 10Р6М5-МП и Р6М5 в термообработанном (закалка + отпуск) состоянии

Сталь о», кси, £г" , НЯС

МПа МДж/м2 МПа МПа %

10Р6М5- 3400- 0,22-0,37 3500- 2000- 8-14 65-66

МП 4060 4300 3100

Р6М5 3200- 0.15-0.37 3400- - 8-12 63

3600 4280

Испытания режущего инструмента из сталей 10Р6М5-МП и Р6М5К5-МП показали увеличение стойкости в 1,2-2,5 раза по сравнению со сталью, получаемой по традиционной технологии.

Глава 4. Разработка технологии получения длинномерных изделий из деформируемого чугуна [19,23-26,28-30,33,45,61-63]

Высокопрочный чугун с шаровидным графитом (ВЧШГ) характеризуется сочетанием высокого комплекса механических и антикоррозионных свойств: его механические свойства достигают уровня углеродистой стали при значительно более высокой стойкости в агрессивных средах (табл. 11). Последние достижения в области сварки чугунов и относительно низкая стоимость делают ВЧШГ весьма перспективным конструкционным материа-

лом. В связи с эти представляет интерес оценка возможности получения длинномерных изделий из ВЧШГ не только литьем, но и методом пластической деформации.

Таблица 11

Сопоставление свойств ВЧШГ и углеродистой стали

Характеристика ВЧШГ Сталь 20

Временное сопротивление разрыву 350-500 345-490

ов, МПа

Относительное удлинение 5, % 10-20 не менее 28

Угол холодного загиба, град. 90 180

Твердость НВ, ГПа 140-240 не более 163

Скорость питтинговой коррозии в 0,01 0,125

морской воде, мм/год

Введение в расплав чугуна модифицирующих (инокулирующих) суль-фидообразующих присадок (Т^, Се) приводит к тому, что выделяющийся из расплава графит приобретает шаровидную форму. После завершения кристаллизации ВЧШГ представляет собой композит, содержащий стальную металлическую матрицу, в которую вкраплены глобули графита.

Прочностные и пластические свойства ВЧШГ зависят от типа стальной металлической матрицы, поэтому термическая обработка позволяет воздействовать на его свойства. ВЧШГ подвергают различным типам термической обработки: отжигу, закалке, отпуску, нормализации. В зависимости от химического состава металлической матрицы и режима термической обработки, ВЧШГ может иметь различные свойства (табл. 12).

Таблица 12

Механические свойства ВЧШГ в зависимости от типа матрицы

Тип матрицы Механические свойства литых ВЧШГ

о„, МПа б,% НВ, ГПа KCU, кДж/м'

Ферритная 350-420 10-18 120-200 600-1960

Феррито-перлитная 450-600 3-10 140-260 390-1180

Перлитная 600-800 2-3 190-335 90-490

Мартенситная 840-900 2 240-400 -

Шаровидные графитовые включения в металлической матрице всех типов распределены равномерно по всему объему (рис. 21), что предопределяет изотропность микроструктуры и эксплуатационных свойств ВЧШГ.

1

2

2

3

а) б)

Рис. 21. Микроструктура ВЧШГ в литом состоянии (а) и после графи-тизирующего отжига (б) хЮО: 1 - металлическая матрица; 2 - глобули графита; 3 - феррит.

Поскольку эксплуатационная стойкость строительных железобетонных конструкций существенно зависит от способности армирующих элементов противостоять коррозии, применение в качестве арматуры прутков и проволоки из ВЧШГ позволит в несколько раз увеличить срок их эксплуатации в атмосфере, пресной и морской воде, а также в условиях, когда для удаления снега с дорожного покрытия используется соль. Помимо этого прутки и проволока из ВЧШГ весьма перспективны для применения в качестве плавящегося электрода при электродуговой сварке и наплавке чугунных изделий, в том числе прокатных валков. Использование плавящегося электрода из ВЧШГ взамен более дорогого железоникелевого обеспечивает повышение качества сварки и наплавки при твердости наплавленного слоя более 50 НЯС.

Традиционные чугуны относятся к трудно деформируемым материалам. Повышение пластичности ВЧШГ достигается путем введения в химический состав модификаторов, изменяющих форму графита в микроструктуре на шаровидную. С изменением состояния графита показатель относительного удлинения повышается более чем в 10 раз при одновременном увеличении прочностных характеристик в 2-5 раз.

Проведенные исследования позволили установить, что введение в расплав 0,1-0,7 % церия в качестве модификатора, дополнительное легирование 0,4-1,0 % никеля обеспечивает существенное повышение технологической пластичности ВЧШГ. Помимо глобуляризации выделяющегося графита, церий очищает металлическую матрицу. Введение N1 обеспечивает расширение области у-железа, повышает критическую точку А4и снижает точку Аз. Такие ВЧШГ оказались пригодными для осуществления пластической деформации в определенном температурном интервале.

В результате экспериментальных исследований были определены пригодные для практического использования составы ВЧШГ с комплексом механических свойств, позволяющим получать из таких чугунов прутки и проволоку путем пластического деформирования:

Содержание элементов Состав Состав

масс. % №1* №2

С 2,8-3,2 2,7-3,2

1,5-1,9 1,0-2,0

Мп 0,01-0,05 -

N1 0,5-0,9 0,5-1,0

А1 - 0,008-0,02

ЫЪ 0,03-0,09 0,03-0,09

Мв - 0,01-0,08

Се 0,4-0,8 0,1-0,7

Б <0,02 <0,02

Р <0,02 <0,01

Ре Остальное Остальное

*- А. С. 1705330 СССР ** - Патент РФ 2098507

В экспериментах по пластической деформации использовали ВЧШГ в диапазоне химического состава, приведенного в табл. 13.

Таблица 13

С 81 Мп мё N1 Се П Сг, Р Ре

2,6-3,97 1,0-4,8 0,02-0,4 0,010,09 0,0060,02 0,0030,02 0,0160,04 остальное

ВЧШГ выплавляли в открытой индукционной печи. В качестве шихтовых материалов использовали железо марки 08ЖР, электродный бой, N¡-1^ лигатуру. Церий в виде мишметалла вводили в ковш, затем проводили ино-кулирование расплава. Жидкий чугун разливали в изложницы. После затвердевания слитки подвергали графитизирующему отжигу.

Структура и свойства ВЧШГ в литом и отожженном состояниях.

Литой ВЧШГ имеет структуру типа «бычий глаз» (рис. 21 а), когда в металлической ферритно-перлитной матрице, содержащей участки ледебурита, равномерно распределены сфероиды графитных включений диаметром 15-25 мкм. В процессе замедленного охлаждения слитка в зоне графитных глобулей из матрицы выделяется графит и диффундирует на поверхность графитных включений. Графитные глобули оказываются окруженными (отороченными) участками феррита. После графитизирующего отжига при 800 °С в течение 24 ч металлическая матрица приобретает ферритную структуру (рис. 21 б). В литом состоянии ВЧШГ имеет изотропную микроструктуру, высокую прочность и пластичность (табл. 14).

Таблица 14

Механические свойства ВЧШГ в литом и отожженном состоянии

Состояние Оо,2, 5,

ВЧШГ МПа МПа %

Литое 500-600 450-460 5-7

После отжига 400-450 320-360 10-15

С целью получения длинномерных изделий отожженный ВЧШГ подвергали горячей пластической деформации по различным схемам, приведенным на рис. 22. Каждая схема соответствует получению различных длинномерных изделий: листа (и профилей из него), проволоки, прутков и труб.

Температурный режим деформации определяли экспериментальным путем. Он составлял 850 - 1000 °С. При выходе за пределы этого температурного интервала пластичность чугунных заготовок резко снижалась.

с1иг°к

^ горячая МЛ прокатка

ЧьР

г

' отжиг

LmhnJ

■ трав lernte

■3- ■=&-

LUTVT ODd

4P

/ \ t

\ I /

-Э6—

ротанион ковка

волочение

-О-

©

4 чр

N /

прокатка в калиб-

■8-

термооо работка

Ф

ш

/ \

N /

полый

С1КТОК

а б в г

Рис. 22. Получение длинномерных изделий из ВЧШГ методом горячей пластической деформации по различным схемам: а - прокатка полосы, с последующим получением гнутых профилей и сварных труб; б - волочение проволоки из прутка, полученного экструзией, винтовой или продольной прокаткой; в - прокатка прутков; г - получение деформированных труб из полых слитков.

Структура и свойства изделий, полученных экструдированием ВЧШГ.

Для изучения формирования микроструктуры и свойств, литые отожженные заготовки в виде прутков и гильз из ВЧШГ подвергали экструдиро-ванию в прутки диаметром 20-25 мм и трубы сечением 40-120 х 4-10 мм. Заготовки нагревали до температуры 1000 °С и осуществляли их экспедирование со скоростью 1-2 мм/с с коэффициентом вытяжки А. =4-25.

Структура металлической матрицы после отжига характеризовалась существенной неоднородностью. Отдельные участки экструдированных изделий имели ферритную, ферритно-перлитную или перлитную структуру. В

некоторых случаях металлическая матрица экструдированного чугуна представляла собой ферритно-ледебуритную смесь (рис. 23 а). После отжига при 740 °С в течение 24 ч и последующего охлаждения со скоростью 40 град/ч формируется ферритная матрица с графитными включениями вытянутой неправильной формы (рис. 23 б).

Механические свойства экструдированных изделий приведены в табл.

15.

Таблица 15

Механические свойства экструдированных изделий из ВЧШГ

Состояние чугуна Свойство

О,, МПа (Уо.2> МПа 5,%

после экструзии 1000-1100 850-950 3-5

после отжига 390-500 280-380 10-15

1 3 2 3 4

а б

Рис. 23. Микроструктура прутка после экструдирования (а) и отжига (б) (х250): 1 - ферритно-перлитная матрица; 2 - ледебурит; 3 - графитные включения; 4 - ферритная матрица

Структура и свойства проволоки из ВЧШГ

Экструдированные отожженные прутки нагревали до температуры 840870 °С и ковали на ротационно-ковочной машине за 11-14 проходов с диаметра 15-20 мм до диаметра 5,0 мм. Кованые прутки подвергали теплому волочению (с подогревом до температуры 600 °С) на цепном волочильном стане в проволоку диаметром 3,0-4,0 мм по следующему маршруту: 5,0 4,35 -» 4,0 3,50 -> 3,30 3,00 Полученные бунты проволоки для разупрочнения отжигали при температуре 730-750 °С в течение 24 часов.

В результате пластической деформации сферические графитные глобу-ли приобретают форму шнуров, вытянутых вдоль оси проволоки (рис. 24 а). В поперечном сечении шнуровидные графитные включения сохраняют равноосную форму (рис. 24 б), но их диаметр уменьшается в 3-4 раза (до 5-10 мкм). Металлическая матрица состоит исключительно из феррита. Это обес-

печивает следующий комплекс механических свойств отожженной проволоки из ВЧШГ: ов = 500-600 МПа; о0.2 = 400-500 МПа; 6= 10-15%; у = 15-20 %.

По третьему варианту прутки получали по традиционной технологии, применяемой при производстве стального проката: после нагрева до 1000 °С слитки последовательно обжимали в валках с системой калибров овал-квадрат в прутки 0 10-20 мм.

Анализ результатов показал, что горячее экструдирование позволяет получить качественные прутки, пригодные к дальнейшему переделу в арматуру и проволоку, однако стоимость производства прутков экструдированием весьма высока. Поперечно-винтовая прокатка также обеспечивает высокое качество прутков, исключает анизотропию механических свойств и менее затратна в сравнении с экструдированием. Продольная прокатка прутков в калибрах сопровождалась разрывами (раскрытием) передних концов раскатов из-за неравномерности деформации по сечению, что затрудняло технологический процесс и приводило к отбраковке металла. Прутки после продольной прокатки имели ярко выраженную анизотропию микроструктуры и механических свойств.

12 12 а б

Рис. 24. Микроструктура проволоки из ВЧШГ в продольном (а) и поперечном (б) направлениях (хЮО): 1 - ферритная матрица, 2 - графитные включения шнуровидной формы.

Структура и свойства после продольной горячей прокатке листов

Для получения листов слитки ВЧШГ после трафитизирующего отжига нагревали до температуры 1000 °С в газовой печи и осуществляли их продольную многопроходную прокатку на стане дуо 700 (с промежуточным подогревом и без него) в листы толщиной 1-6 мм. Температурный диапазон продольной горячей прокатки ВЧШГ, во избежание образования трещин, находился в установленном ранее диапазоне 850-1000 °С. Суммарное обжатие по толщине достигало 95% и было ограничено тем, что тонкие полосы быстро охлаждаются в валках ниже допустимой температуры.

Для снятия остаточных напряжений и разупрочнения горячекатаные листы отжигали по режиму: нагрев до температуры 730-750 °С, выдержка в течение 18 часов, охлаждение с печью.

Микроструктура листа представлена на рис. 25. Продольная горячая прокатка привела к тому, что сферические графитовые включения приобрели форму лент, вытянутых вдоль направления прокатки. Ширина лент составила 60-100 мкм при длине 800 мкм и более.

1 з

в

Рис. 25. Микроструктура горячекатаного листа в продольном (а), поперечном (б) направлении прокатки и в плоскости листа (в): 1 - металлическая матрица; 2 - графитовые ленточные включения; 3 - равноосные графитовые включения; а, б - х100; в - х400.

Из рис. 25 а следует, что продольная деформация литой заготовки приводила к разрывами графитовых включений ленточной формы. Анизотропия микроструктуры обусловила анизотропию механических свойств горячекатаных листов (табл. 16).

Попытки уменьшить анизотропию горячекатаных листов из ВЧШГ различными видами термической обработки (закалка, термическое улучшение, отжиг), как и ожидалось, оказались практически безрезультатны.

Таблица 16

Механические свойства горячекатаных листов из ВЧШГ

Направление измерения свойств Свойство

а„ МПа 0о.2, МПа 5,%

в направлении прокатки 390-500 280-380 12-17

поперек направления прокатки 320-360 305-320 3-4

С целью подавления анизотропии микроструктуры и механических свойств в первых проходах плоские слитки прокатывали в поперечном направлении, затем поворачивали на 90 0 и вели прокатку до заданной толщины. В этом случае глобулярные графитовые включения приобретали эллипсовидную (в плане) форму. Диаметр графитовых включений зависел от степени обжатия и составлял 100-450 мкм. При равенстве суммарных обжатий в продольном и поперечном направлениях анизотропия механических свойств не наблюдалась. Механические свойства листового проката в отожженном состоянии, независимо от направления, в котором вырезаны образцы для испытаний на разрыв, в этом случае были следующими:

а, = 340-450 МПа; аод = 290-350 МПа; 5 = 9-13 %.

Сравнивая соответствующие значения механических свойств листов, подвергнутых продольной прокатке в двух направлениях, можно видеть, что они занимают промежуточное положение между свойствами в продольном и поперечном направлениях для случая, когда прокатка осуществляется только вдоль.

Нагрев слитков и листов в процессе термической обработки и под прокатку в печах с газовой атмосферой приводил к обезуглероживанию поверхностного слоя. Сканирование сечения образца горячекатаного листа рентгеновским пучком показало, что содержание углерода в поверхностном слое толщиной 180-200 мкм в среднем на 0,27 % меньше, чем в центральной части (2,92% в центральной части против 2,65 % в поверхностном слое). Одновременно с обезуглероживанием, произошло уменьшение содержания кремния с 2,38% в средней части полосы до 1,96 % на ее поверхности.

Можно предположить, что наличие обезуглероженного поверхностного слоя улучшает деформируемость и свариваемость листов из ВЧШГ. Влияние этого слоя на общую коррозионную стойкость изделий требует дополнительного изучения.

Таким образом, можно сделать вывод, что механические свойства деформированного чугуна во многом определяются морфологией графитных включений. Любое отклонение формы графита от сферической приводит к снижению механических свойств, особенно технологической пластичности и относительного удлинения. Предварительные наблюдения показывают, что

наименьшее значение относительного удлинения проявляется в направлении наименьшей ширины графитных включений, а наибольшее - в направлении их максимальной вытянутости.

Коррозионная стойкость листов из ВЧШГ.

Важной характеристикой качества горячекатаных листов из ВЧШГ является их коррозионная стойкость, которая зависит от характера микроструктуры и морфологии структурных составляющих. Была проведена сравнительная оценка коррозионной стойкости листов из ВСШГ, литого серого чугуна и стали СтЗ, результаты которой приведены ниже:

Исследуемый материал Скорость коррозии г/ (м2 ч) Листы из ВЧШГ толщиной 1,8 мм

после прокатки 3,1 103

после отжига при 720 °С 1,65 10'2

Литой серый чугун 6,3 10"3

Сталь СтЗ 2,8 102

Склонность к коррозионному растрескиванию листов, прокатанных из ВЧШГ, и ВЧШГ в литом состоянии изучали в 0,5 % водном растворе №С1 и на воздухе по методике растяжения гладких образцов при катодном наводо-раживании с плотностью тока 150 А/мм2. Результаты приведены в табл. 17.

Таблица 17.

Склонность к коррозионному растрескиванию.

Механические Среда испытаний Лист из ВЧШГ, Литой ВЧШГ

свойства отожженный

о,, МПа Воздух, коррози- 545 430

онная 415 310

оо.2, МПа Воздух, коррози- 445 310

онная 320 285

5,% Воздух, коррози- 16,5 11,0

онная 6,7 1,7

Из данных, приведенных выше, следует, что листы из ВЧШГ имеют коррозионную стойкость, превышающую коррозионную стойкость ВЧШГ в литом состоянии. Отжиг горячекатаных листов приводит к дальнейшему повышению их коррозионной стойкости.

Таким образом, проведенные исследования показали, что ВЧШГ могут подвергаться листовой горячей прокатке. В процессе горячей прокатки литых ВЧШГ графитные включения необратимо теряют глобулярную форму, вытягиваясь в направлении течения металла в очаге деформации. Отклонение формы графита от сферической приводит к снижению механических свойств, особенно относительного удлинения. Последующая термическая обработка воздействует только на микроструктуру и морфологию фаз металлической

матрицы и не оказывает влияния на форму графитных включений. Это определяет уровень и изотропность механических свойств листов из ВЧШГ, а также накладывает определенные ограничения на технологию их производства и качественные показатели готовых изделий. Установлено, что сочетание прокатки в поперечном и продольном направлениях обеспечивает уменьшение анизотропии свойств. Горячая прокатка и отжиг способствуют повышению коррозионной стойкости листов из ВЧШГ, который склонен к обезуглероживанию поверхностного слоя при термической обработке и нагреве под прокатку в открытой газовой печи.

Структура и свойства прутков и труб из ВЧШГ, полученных поперечно-винтовой прокаткой.

Для получения бесшовных труб цилиндрические слитки из ВЧШГ в виде прутков и гильз, после графитизирующего отжига нагревали в газовой печи до температуры деформации 950 °С и подвергали поперечно-винтовой прокатке на трехвалковом стане 15-40 за 2-6 проходов с коэффициентом суммарной вытяжки А.=1,3-4,5. Благодаря тому, что при поперечно-винтовой прокатке металл пластически течет по спиральной пространственной траектории, шаровидные графитовые включения приобрели форму, подобную вермикулярной (рис. 26).

12 3 4

а б

Рис. 26. Микроструктура прутка после поперечно-винтовой прокатки (х400): а - нетравленый шлиф; б - шлиф после травления; 1 - графитные включения; 2 - металлическая матрица; 3 феррит; 4 - перлит

В отожженном состоянии прутки и трубы, полученные поперечно-винтовой прокаткой, имели следующие механические свойства:

ов, МПа о0,2, МПа 8, %

420-450 320-360 10-14

Следует отметить, что после поперечно-винтовой прокатки прутки и трубы сохраняли высокую технологическую пластичность: их последующая продольная прокатка в системе калибров происходила без образования тре-

щин и разрушений. Это позволяет рекомендовать поперечно-винтовую прокатку в качестве стартовой технологической операции при деформировании литого ВЧШГ.

Высокопрочный чугун с шаровидным графитом, приближаясь по механическим свойствам к углеродистым сталям, значительно превосходит их по коррозионной стойкости. Введение в состав ВЧШГ церия и никеля в регламентированных количествах обеспечивает повышение его технологической пластичности. Созданы составы ВЧШГ, пригодные к горячему и теплому пластическому деформированию. Разработаны и испытаны технологические схемы получения прутков из ВЧШГ с применением экструдирования, попе-речо-винтовой прокатки, прокатки в калибрах, определены температурно-деформационные режимы производства. С использованием теплого волочения из ВЧШГ получена проволока 03-4 мм.

Глава 5. Совершенствование технологии производства электросварных прямошовных труб [15,31,32,39,46,47,49-52, 65-71].

Одним из востребованных длинномерных видов продукции металлургического производства являются трубы. Причем наиболее производительным методом производства труб является непрерывная многопереходная формовка трубной заготовки из ленты, нагрев токами высокой частоты и сварка при обжатии в сварочной клети. В данной главе рассмотрены мероприятия по совершенствованию технологии и повышению эффективности производства электросварных прямошовных труб.

Современный трубоэлектросварочные агрегаты (ТЭСА) представляют собой набор приводных рабочих клетей, оснащенных, соответственно, формовочными, сварочными и калибровочными калибрами, а также неприводными вертикальными валками, устанавливаемыми после каждой горизонтальной клети или непрерывными группами.

Последовательность технологических операций получения электросварной трубы определяется особенностями формовки, т.е. выбранными условиями изгиба полосы, включающими углы подгибки отдельных зон заготовки в каждом последующем калибре и радиусы кривизны для этих зон.

Исходя из оценки технологичности основных видов калибровок валкового инструмента, применяемого на современных ТЭСА, наиболее технологичным видом калибровки валков, с точки зрения поддержания стабильности всего процесса формовки, является двухрадиусная калибровка. Эффективность работы ТЭСА в значительной мере зависит от калибровки и конструкции технологического инструмента. Они должны обеспечивать технологичность процесса, минимальные напряжения растяжения в продольных кромках деформируемого материала, устойчивость полосы при ее движении в последовательном ряде калибров, получение трубы с заданными геометрическими размерами и прочностью сварного продольного соединения.

Основными дефектами трубной заготовки, проявляющимися в ходе процесса непрерывной валковой формовки, являются гофры (волнистость),

смещение и плохая выформовка кромок, которые в дальнейшем не позволяют получить стабильный качественный шов при сварке. Гофрообразование происходит в результате потери кромками продольной устойчивости из-за остаточных продольных деформаций. "Крыша" кромок обусловлена недостаточной выформовкой трубной заготовки в области кромок полосы. Смещение полок в горизонтальной плоскости приводит к наличию непроваров, а гофры - к смещению кромок по вертикали, вследствие чего в зоне шва образуется утонение и ослабление сварного соединения.

Исследованию проблемы формоизменения полосы и расчету калибровок валков для процесса непрерывной валковой формовке на трубоэлектро-сварочном агрегате посвящено большое количество работ, из которых следует ее актуальность и сложность. Актуальность обусловлена очевидной экономической заинтересованностью предприятий в отыскании оптимальных схем калибровок валков, а сложность - отсутствием в настоящее время эффективной методики расчета калибровки формовки труб, обеспечивающей снижение гофрообразования и получение стабильного высокого качество сварного соединения по всей длине трубы.

Анализ напряженно-деформированного состояния полосы при формовке показывает, что основное влияние на качество готовых прямошовных электросварных труб, т.е. на возникновение дефектов формовки (гофрообразование, смещение кромок) оказывает величина продольной деформации кромок трубной заготовки в очаге формовки; эффективное управление величиной и характером продольных деформаций достигается за счет реализации процесса холодного редуцирования трубной заготовки в закрытых калибрах с разрезной шайбой.

В литературе отсутствуют четкие положения и рекомендации по расчету калибровки валков с учетом распределения величины деформации трубной заготовки при ее редуцировании в процессе непрерывной валковой формовки труб малого и среднего диаметров.

В связи с вышеуказанным было проведено исследование влияния режимов деформации трубной заготовки в закрытых формовочных и сварочном калибрах на качество сварного соединения и разработана методика расчета калибровки валков на основе учета требуемого режима распределения деформаций трубной заготовки по клетям трубоэлектросварочного агрегата.

Экспериментальные исследования режимов деформации трубной заготовки в процессе непрерывной формовки электросварных прямошовных труб проводились на сортаменте труб, производимом на ТЭСА «19-50», «50-76» и профипегибочном агрегате (ПГА) «2-8x100-600» цеха гнутых профилей ОАО «Северсталь». Основной сортамент электросварных труб вышеуказанных станов представляет собой «Сварные прецизионные трубы» (DIN 2394), «Трубы стальные электросварные» (ТУ 14-105-566-93), «Трубы стальные электросварные прямошовные для производства металлических конструкций» (ТУ 14-105-611-98), «Стальные водогазопроводные трубы» (ГОСТ 3262-75) размерами 0 17-159x1.0-6.0 мм, а также «Сварные прецизионные прямоугольные и квадратные трубы» (DIN 2395), «Электросварные квадрат-

ные трубы» (ГОСТ 8639-82), «Электросварные прямоугольные трубы» (ГОСТ 8645-68).

5.1. Экспериментальное исследование распределения продольных деформаций полосы по клетям трубоформовочного стана

Результаты измерения продольной деформации трубной заготовки по клетям стана показали следующее:

1) общая вытяжка по группе клетей с открытыми калибрами не превышает 0.13%;

2) вытяжки, применяемые в сварочной клети и формовочных клетях с закрытыми калибрами на трубоэлектросварочном агрегате, носят случайный характер в зависимости от диаметра готовой трубы, номера клети, т.е. заранее не установлены на этапе расчета калибровки и целенаправленно не устанавливаются вальцовщиком на стане. В целом ряде профилеразмеров вытяжка в отдельных закрытых калибрах и сварочной клети отсутствует.

Полученные экспериментальные данные хорошо согласуются с оценкой качества труб на основе анализа претензий потребителей. Наиболее «проблемным» по качеству является сортамент, где вытяжки минимальны или отсутствуют, либо там, где вытяжки полосы достигают своих максимальных значений /л > 3.5%. Это полностью соответствует представлениям о механизме устранения вышеописанных дефектов формовки.

Формовка полосы в первом открытом калибре для большинства используемых схем калибровок валков, имеет большое значение. Его функции несколько отличаются от остальных открытых калибров, так как он предназначен для формирования радиуса скругления кромок. Как правило, радиус скругления верхнего и нижнего валков рассчитывается исходя из средней толщины трубной заготовки данного размера. Поэтому в рамках проведения данных исследований была предложена новая конструкция валков первого калибра, исключающая раскатку кромок при обеспечении их выформовки для различных толщин стенок трубы. Новая конструкция валка для первого формовочного калибра защищена патентом РФ [69] и была внедрена на ПГА «2-8x100-600» цеха гнутых профилей ОАО «Северсталь».

Результаты исследования влияния на качество труб вытяжки в сварочной клети, полученные после оптимальной настройки положения индуктора при неизменных токовых и скоростных параметрах сварки, приведенные на рис. 27, показали, что зависимость величины раздачи от вытяжки имеет экстремум [46]. Эксперименты проводили на трубах 021,3x1,5; 063,5x2,5; 045x2,0; 0102x4 на ТЭСА «19-50», «50-76» и ПГА «2-8x100-600». Установлено, что наибольший выход годного достигается для указанного сортамента труб с отношением ^ = 10-40 (Б - диаметр трубы; Б - ширина исходной полосы в диапазоне вытяжки// = 1,008-1,012. Деформация трубной заготовки с величиной вытяжки в указанном диапазоне обеспечивает необходимые сжимающие напряжения и не приводит при этом к потере устойчивости и сме-

щению кромок. При вытяжке менее 1,008 кромки трубной заготовки недостаточно обжимаются, вследствие чего в отдельных случаях наблюдается образование непроваров, прочность шва недостаточна. При вытяжке в сварочной клети более 1,012 наблюдается повышенный пилообразный грат, потеря устойчивости кромок, их смещение друг относительно друга, что приводит к смещению кромок и ослаблению прочности шва.

40

35

¿г зо

I 25

I 20

а

« 15

х

т 10

I 5

Рис. 27. Влияние деформации трубной заготовки в сварочной клети на прочность сварного шва.

Найденные параметры получения бездефектной трубы за счет регулирования положения индуктора и вытяжки в сварочном калибре были оформлены в виде изобретения [70]. Кроме того, был предложен и внедрен новый способ получения трубы [71], регламентирующий форму калибра шовона-правляющей и шовообжимной клетей, обеспечивающий максимальное усилие сжатия кромок при сохранении их устойчивости.

Иссчедование деформации трубной заготовки в закрытых формовочных клетях

Деформацию трубной заготовки в закрытом калибре определяли по формуле

е = (1——)100%, (38)

А

где // - коэффициент вытяжки. По экспериментальным данным построена зависимость рациональной деформации трубной заготовки от среднего периметра трубы при формовке в закрытых калибрах. Для обработки данных эксперимента и решения задачи отыскания математической зависимости величины деформации штрипса в закрытых калибрах е, соответствующей наилучшим показателям качества сварного шва, от размеров готовой трубы (среднего периметра) е= f(P) по имеющимся парам наблюдений (г, Р,). (ег Л), , (£'„, Рп) применялся метод регрессионного анализа, известный как метод наименьших квадратов (МНК). Характер распределения точек в координатах е-Р близок к экспоненциальному виду.

С помощью метода наименьших квадратов получена следующая функциональная зависимость рациональной деформации трубной заготовки от размера готовой трубы

£ = 0.938 е-°т1Р, (39)

где Р - средний периметр готовой трубы, представленная на рис. 28.

Средний периметр готовой трубы, мм

Рис. 28. Зависимость деформаций трубной заготовки при формовке в закрытых калибрах от размеров готовой трубы.

Изменение продольных деформаций в очаге гиба носит знакопеременный характер. На участке внеконтактной деформации (перед калибром) происходит резкое изменение угла гиба и кромка сначала продольно растягивается (е„), а затем на участке контактной деформации (в калибре) продольно сжимается (-£„). Причем оба этих процесса вызывают продольную пластическую деформацию, то есть максимальное значение деформации растяжения или сжатия в продольном направлении может превышать в несколько раз величину упругой деформации е„ > 0,2%.

Очевидно, что на участке возрастания продольной деформации растяжения (во внеконтактной зоне) потери устойчивости кромкой не произойдет (даже если е„ > 0,2%). Гофрообразование возможно на участке упругой разгрузки, в случае если полоса, выйдя из калибра (в котором она продольно сжимается), подойдет к этому участку, имея продольные деформации (растягивающие или сжимающие), превышающие упругие.

Поперечные деформации при растяжении или сжатии пропорциональны продольной деформации = реп (сужение в поперечном направлении вызывает удлинение в продольном). Поэтому возникающие в калибре продольные сжимающие деформации (-£„), компенсируются (перераспределяются) в нем за счет продольных растягивающих деформаций (г„), которые в свою очередь возникают благодаря сжатию трубной заготовки в поперечном

направлении (-£„). Осуществляя процесс редуцирования (поперечного сжатия) мы обеспечиваем выравнивание продольных деформаций сжатия в очаге гиба за счет продольных деформаций удлинения, возникающих вследствие поперечного сжатия трубной заготовки.

Полученное уравнение (39) позволяет оценить величину продольных деформаций трубной заготовки е в группе клетей с закрытыми калибрами, которые обеспечивают отсутствие процесса гофрообразования. При осуществлении процесса редуцирования с величиной относительной продольной деформации равной е, (рис. 29) максимальная величина продольной деформации в клети не превышает упругой за счет выравнивания продольных

деформаций сжатия деформациями растяжения, получаемыми в результате поперечного сжатия.

Схх.%

0.9 Об 03

--

i i

Р Средний периметр трубы, им Зона внеконтактной деформации

Зона контактной деформации

|£П 1ÍT

5- А £.2 t

5-р /

5-- — / >>

— с П * /

\ i 7

|£П

Длин! очага формовки, мм

Рис. 29. Изменение величины продольной деформации при различных режимах редуцирования

В случае возникновения в трубной заготовке завышенных поперечных деформаций сжатия (регистрируются значительные продольные деформации £,) имеем в результате продольные деформации растяжения, максимальная величина которых значительно превышает упругие деформации > 0,2%.

В случае реализации процесса редуцирования с относительной продольной деформацией , т.е. приложения к полосе недостаточных поперечных деформаций сжатия, в результате получаем значительные продольные

деформации, максимальная величина которых по модулю также превышает упругие |гГх|>0,2%.

Для последних двух случаев процесс формовки сопровождается гофро-образрованием на кромках трубной заготовки. Кроме того, чрезмерное поперечное сжатие трубной заготовки приводит к искривлению (смещению) кромок и подрезанию их торцов боковыми плоскостями разрезной шайбы.

Негативные факторы формовки, возникающие по причине неправильно выбранного режима редуцирования трубной заготовки в закрытых калибрах, отрицательно сказываются на последующем процессе высокочастотной сварки, обуславливают неравномерное обжатие кромок по толщине и, как следствие, ослабление сечения шва и непровары.

Соотношение (39) может быть использовано в методике расчета калибровки валков для формовки труб и позволяет осуществлять выбор параметров редуцирования по величине относительной продольной деформации для различных размеров труб. Учитывая, что деформация и вытяжка связаны между собой соотношением (38), зная требуемую величину деформации существует возможность при расчете валков задавать необходимую величину обжатия (поперечного сжатия) в закрытом калибре за счет изменения средних периметров калибров. Величина обжатия трубной заготовки по периметру в закрытом калибре в этом случае выражается как

р -Р р 1 е=° ''=1- '=1-', (40)

Р0 Р0 V

где ц = Р° - вытяжка трубной заготовки при ее холодном редуцировании в за-

Р\

крытом калибре по средней линии толщины стенки;

Р„ и Р, - средние периметры трубной заготовки до и после редуцирования соответственно.

На основе проведенных исследований и экспериментальных данных была разработана новая методика расчета калибровки валков для формовки труб.

В основу расчета калибровки формующих валков положена двухради-усная схема формовки. Расчет калибровки производится против хода формовки по следующей схеме: калибровочная группа -» сварочная группа -» 2-я формовочная группа -> 1-я формовочная группа и эджерная группа валков.

Предварительно все приводные и неприводные клети (вертикальные и горизонтальные) трубоэлектросварочного агрегата условно разделим на группы по видам калибров и их функциональному назначению: 1. Первая формовочная группа валков - приводные горизонтальные формовочные клети с открытым калибром. В данной группе выделяются валки трех типов калибров:

а) 1 тип - двухрадиусный калибр;

б) 2 тип - однорадиусный калибр с выпуском;

в) 3 тип - однорадиусный калибр без выпуска.

2. Вторая формовочная группа валков - приводные горизонтальные формовочные клети с закрытыми калибрами.

3. Сварочная группа валков - последняя формовочная клеть с закрытым овальным калибром, неприводные шовонаправляющая и сварочная клети.

4 Калибровочная группа валков - приводные горизонтальные клети с одно-радиусными калибрами (на большинстве ТЭСА используется 4 калибровочных клети).

5. Группа вертикальных неприводных валков - неприводные вертикальные клети с калибрами трех типов:

а) 1 тип- двухрадиусный калибр;

б) 2 тип - однорадиусный овальный калибр;

в) 3 тип - однорадиусный круглый калибр.

Расчет ширины исходного штрипса будем производить с учетом заданного режима распределения деформации трубной заготовки в соответствующих группах клетей по формуле

(41)

где е10 - диаметр готовой трубы, мм;

5, - толщина стенки готовой трубы, мм;

е, - величина деформации при редуцировании трубной заготовки в соответствующей (¡-ой) группе клетей, %;

к - коэффициент, учитывающий деформацию трубной заготовки в открытых калибрах, вертикальных валках и потерю металла на образование грата, (£ = 1,08);

п - количество групп клетей, обеспечивающих редуцирование трубной заготовки (и = 3 - 2-я формовочная, сварочная и калибровочная группы клетей);

; - индекс соответствующей группы валков.

Величина деформации трубной заготовки в формовочных калибрах с разрезной шайбой (вторая формовочная группа) определяется по установленной зависимости (39). Численное значение обжатия трубной заготовки по периметру в сварочной клети принимается в соответствии с установленным ранее диапазоном значений: е = 0,5 -1,2%. В калибровочных клетях трубо-электросварочных станов величина обжатия по диаметру принимается обычно равной 1.1-2.3 %.

Расчет геометрических параметров, исходя из изложенных принципов, подробно описан в работах [31, 32], а схема алгоритма приведена на рис. 30.

Для установления работоспособности калибровки валков, рассчитанной с помощью предложенной методики проведено ее сравнение с калибровками валков, рассчитанными по традиционной схеме.

Рис. 30. Алгоритм расчета калибровки валков

Известно, что для объективного сравнения калибровок валков недостаточно простого сравнения геометрии калибров. Для этого требуется провести сопоставление основных технологических параметров работы закрытых калибров.

Проведенные сравнительные расчеты показали, что для традиционного формовочного калибра с разрезной шайбой характерен рост абсолютных обжатий по толщине стенки от наружной к внутренней поверхности, достигающий ~ 540%. Для усовершенствованной схемы калибровки абсолютные обжатия сначала возрастают от наружной к срединной поверхности, а затем убывают по направлению к внутренней. При этом перепад (от срединной поверхности к внутренней) в 2,2 раза меньше, чем в обычном закрытом калибре. Максимальный перепад деформаций в закрытом калибре, рассчитанном по модели в 23,4 раза меньше, чем в традиционном. Таким образом, можно заключить, что параметры закрытого калибра, полученного по усовершенствованной схеме, предпочтительнее.

Для закрытых калибров перепад деформаций в виде их первоначального возрастания от наружной поверхности в срединной, а затем убывания к внутренней не имеет особенного значения, так как главным показателем является величина обжатий. Однако для сварочного калибра это служит весьма важным фактором, так как для достижения равнопрочности шва по длине трубы необходимо обеспечение осадки кромок трубы, одинаковой по толщине стенки. Поэтому последняя формовочная клеть с закрытым калибром должна максимально соответствовать вышеуказанному требованию.

Анализ деформации в сварочной клети показал, что перепад абсолютных обжатий для предлагаемой схемы калибровки меньше в 2,2 раза (на 55%), а относительных - в 2,4 раза (на 58%) по сравнению с существующей.

Таким образом, из приведенного сравнения технологических параметров работы закрытых калибров и сварочного узла следует, что схема калибровки валков, выполненная согласно предложенной модели имеет явные преимущества перед традиционными схемами построения калибровок валков закрытых калибров и сварочной клети.

Трубы являются длинномерными изделиями и их качество определяется точностью и стабильностью настройки и функционирования технологического процесса на протяжении производства заданной партии продукции и от партии к партии. Было выполнено исследование точности и стабильности технологического процесса производства электросварных труб в условиях ОАО «Московский трубный завод ФИЛИТ». Анализ точности технологических процессов заключался в определении поля рассеяния показателя качества и сопоставлении его с полем допуска по величине и взаимному расположению. Анализ стабильности технологических процессов заключался в определении статистических характеристик показателя качества и оценке их изменения во времени [47]. Показано, что использованные в работе статистические методы предоставляют возможность оперативного управления технологическим процессом путем ввода корректирующих воздействий, что обеспечивает получение продукции заданного качества. Указанный подход может

быть эффективно реализован при анализе условий производства длинномерной металлургической продукции.

Основные выводы

1. Выполнен анализ развития металлургических технологий на примере прокатного производства. Установлены основные тенденции и предложены критерии, которые использованы при прогнозировании совершенствования технологии производства длинномерных изделий методами обработки металлов давлением. Показано, что металлургические технологии подчиняются образному закону развития. Одной из основных современных тенденций является объединение отдельных операций в единый непрерывный технологический процесс. В качестве критерия оценки эффективности технологии использованы совокупные удельные трудозатраты и энергозатраты. Рассмотрены существующие в настоящее время разрывы непрерывного технологического процесса получения длинномерной продукции в черной металлургии. Показа' но, что повышение эффективности промышленных металлургических технологий идет по пути создания непрерывных процессов и преодоления существующих ныне разрывов между переделами.

2. Обобщены результаты технологических решений в области горячей листовой прокатки углеродистых сталей Проведена унификация типоразмеров слябов при прокатке горячекатаных листов в условиях толстолистового стана 2800/1700, что позволило вдвое уменьшить число типоразмеров слябов без сокращения сортамента готовой листовой продукции.

Разработаны статистическая и металлофизическая модели формирования свойств горячекатаного проката в условиях непрерывного широкополосного стана, позволяющие регулировать режимы нагрева, деформации и охлаждения металла для получения заданного комплекса механических свойств с учетом химического состава стали, на основе которых были разработаны новые режимы горячей прокатки на НШС 2000 листов из стали СтЗсп с повышенной на 20% прочностью и высокими вязкостными свойствами и из стали 09Г2С с пределом текучести 350-400 Н/мм2 при относительном удлинении более 21%.

Проведен анализ способов ускоренного охлаждения рулонов, показавший, ♦ что наиболее эффективное охлаждение достигается при охлаждении водой.

Ускоренное охлаждение позволяет дополнительно повысить уровень и равномерность свойств горячекатаной листовой стали

Исследовано влияние условий формирования окалины на стане горячей ' прокатки на скорость травления полос, показано, что скорость травления глав-

ным образом зависит от концентрации металлического железа в составе окалины. Определены температурные режимы горячей прокатки полос из стали 08Ю в зависимости от толщины подката и его назначения, обеспечивающие максимальные скорости травления.

3. Предложен новый способ получения длинномерных компактных порошковых фабрикатов методом горячей прокатки в калибрах капсул с распыленным порошком легированной стали. Установлены закономерности уплот-

нения порошкового материала в зависимости от геометрических параметров очага деформации при прокатке. Разработана модель формоизменения капсул различной геометрии со свободно засыпанным порошком на начальных этапах прокатки на гладкой бочке и в калибрах. По разработанной технологии в условиях Московского металлургического завода «Серп и Молот» произведены промышленные партии длинномерных прутков из быстрорежущей стали 10Р6М5-МП диаметром 17-19 мм. Из полученных прутков изготовлен режущий инструмент, испытанный в условиях предприятия ЗИЛ и показавший повышение стойкости в 1,3-2,5 раза по сравнению с быстрорежущей сталью, полученной по традиционной технологии.

4. Разработаны температурно-деформационные условия прокатки, экструзии, винтовой прокатки и волочения, позволяющие получать без разрушения длинномерные изделия в виде полосы, прутка, проволоки и трубы из деформируемого высокопрочного чугуна с шаровым графитом заданного химического состава. Показано, что повышение пластичности ВЧШГ достигается путем введения в чугун модификаторов, изменяющих форму графита. Получены в опытно-промышленных условиях из ВЧШГ лист с минимальной толщиной 1,8 мм, проволока с минимальным диаметром 3 мм, трубы и прутки диаметром 20-60 мм. Показано, что пластическая деформация необратимо изменяет глобулярную форму графитных включений. Установлено, что ВЧШГ в процессе деформации весьма склонен к структурной анизотропии. При листовой прокатке ВЧШГ достигнута степень деформации 95%. Деформированные изделия из чугуна обладают повышенной коррозионной стойкостью по сравнению с литыми изделиями.

5. Исследованы закономерности продольной деформации при непрерывной формовке электросварных труб малого и среднего диаметра. Установлено, что вытяжка в сварочном калибре и закрытых формовочных калибрах определяет качество сварного соединения. Определен диапазон рациональной продольной деформации трубной заготовки по клетям ТЭСА, обеспечивающий максимальную прочность шва. Предложена новая методика расчета калибровки, учитывающая распределение рациональных вытяжек трубной заготовки по клетям стана Новая методика расчета калибровок валков внедрена в цехе гнутых профилей ОАО «Северсталь» на ТЭСА «19-50», «50-76», «25-60», «10-25», «10-38», «12-63» и ПГА 2-8x100-600. Внедрена новая конструкция первой формовочной клети с открытым калибром на ПГА 2-8x100-600 для формовки труб при двухрадиусной схеме сворачивания. Внедрена новая конструкция последней формовочной клети с овальным калибром на ТЭСА «19-50» и «5076» Внедрение вышеуказанных мероприятий позволило получить экономический эффект 5,7 млн. руб. в 2002-2004 гг. на агрегатах цеха гнутых профилей ОАО «Северсталь» в результате уменьшения времени настройки ТЭСА, снижения расходного коэффициента и увеличения производительности агрегатов.

Основные положения диссертации опубликованы в монографии

1. Обработка давлением металлических материалов / Пименов А.Ф., Трайно А И., Ефремов Н.И., Шелест А.Е., Тарасевич Ю.Ф., Лешкевич Г.Г., Па-новко В.М., Юсупов В С. и др. М.: Наука, 1990. 239 с.

в статьях

2. Капустина Е.П., Пановко В.М., Тарасевич Ю.Ф., Гусев Д.И., Юсупов B.C. Сортовая прокатка свободно засыпанных порошков на заводе «Серп и Молот» // Сталь, 1983, № 11, с. 70-71.

3. Юсупов B.C., Пановко В.М. Коэффициенты деформации при обработке порошковых материалов в оболочке // Порошковая металлургия, 1984, № 1, с. 7-9.

4. Горюшина М.Н., Пановко В.М., Дубровский C.B., Тарасевич Ю.Ф., Юсупов B.C. Свойства стали 10Р6М5-МП, полученной методом прокатки // МиТОМ, 1984, №1, с. 26-27.

5. Пановко В.М., Шелест А.Е., Юсупов B.C. Особенности формоизменения и расчет уширения при прокатке цилиндрических капсул с порошком на гладкой бочке // Известия АН СССР, Металлы, 1985, № 3, с 107-110.

6. Юсупов B.C. Пановко В.М., Вязмитинова Л.Г. Определение коэффициентов деформации составляющих при прокатке порошковых заготовок в оболочке. Деп. ВИНИТИ, № 7872-В86,1986,14 с.

7. Пановко В.М., Юсупов B.C. Деформация и уплотнение порошковых заготовок на начальных этапах сортовой прокатки // Порошковая металлургия, 1987, №9, с. 98-100.

8. Пановко В.М., Юсупов B.C., Корчунова В.А. Прокатка распыленных быстрорежущих порошков в капсулах // В сб.: Пластическая деформация конструкционных материалов. М.: Наука, 1988, с. 120-137.

9. Юсупов B.C., Потапова О.Б. Влияние формы калибра на коэффициенты деформации капсул с порошком // В сб.: Пластическая деформация конструкционных материалов. М.: Наука, 1988, с. 137-142.

10. Трайно А.И., Юсупов B.C., Абрамов А.Н., Мерзляков A.B., Покидышев В.В., Булатников Е.И. Повышение эффективности травления в линиях HTA // Черная металлургия. Бюлл. ин-та «Черметинформация», 1989, № 2, с. 71-72.

11 Тарасевич Ю.Ф., Юсупов B.C., Семенова Э.М. Использование метода определения твердости по Бринеллю для изучения компактируемости порошков при прокатке в калибрах // Деп. рук. в ВИНИТИ №4230-В90 от 25.07.90, 13 с.

12. Юсупов B.C., Тарасевич Ю.Ф., Пановко В.М., Семенова Э.М. Исследование компактируемости распыленного порошка стали 10Р6М5 при прокат-

ке в калибрах // Деп. рук. в ин-те «Черметинформация» №5607 от 10 10.90, 12 с.

13. Терентьев В.Ф., Пойда И.В., Трайно А.И., Юсупов B.C., Калинина С.М. Влияние структуры низкоуглеродистой стали на распространение малых и длинных усталостных трещин. // Тр. XI междунар. коллоквиума «Механическая усталость металлов», 1992, т. 1,с. 107-111.

14 Ефименко С.П., Юсупов B.C. Некоторые проблемы прогнозирования развития металлургической технологии // Сталь, №10,1995 г., с. 69-73.

15. Тюляпин А.Н., Тюрин Ю.Н., Трайно А.Н., Юсупов B.C. Электролитно-плазменная закалка дисковых пил // МиТОМ, 1998, №1, с. 9-11.

16. Трайно А.И., Сергеев Е.П., Чащин В.В., Юсупов B.C. Ускоренное охлаждение горячекатаных полос // Черная металлургия. Бюлл. НТИ, 1997, вып. 9-10, с. 30-35.

17. Ефименко С.П., Шелест А.Е., Пановко В.М., Тарасевич Ю.Ф., Миляев И.М., Карелин Ф.Р., Трайно А.И., Юсупов B.C. Научная деятельность лаборатории пластических материалов // Сб. науч. тр. «Институту металлургии и материаловедения им.А.А.Байкова 60 лет», М.: ЭЛИЗ, 1998, с. 477-506.

18. Ефименко С.П., Трайно А.И., Юсупов B.C. Производство горячекатаных листов с повышенным комплексом механических свойств // Сб. науч. тр. «Институту металлургии и материаловедения им.А.А.Байкова 60 лет», М.: ЭЛИЗ, 1998, с. 506-517.

19. Трайно А.И., Кугушин A.A., Юсупов B.C. Технология производства проката их высокопрочного чугуна с шаровидным графитом // Производство проката, 1999, №3, с. 41-46.

20. Титов В.А., Тишков В.Я., Трайно А.И., Юсупов B.C., Чурюлин В.А., Тарасов П.А. Определение граничных параметров при обжатии слябов в вертикальной клети // Производство проката, 1999, № 12, с. 14-18.

21. Тишков В.Я., Чурюлин В.А., Трайно А.И., Юсупов B.C., Гарбер Э.А., Титов В.А. Расчет скорости и пути скольжения металла в очаге деформации при тонколистовой прокатке. Производство проката, 2000, № 3, с. 2-4.

22. Тарасевич Ю.Ф., Ефименко С.П., Юсупов B.C. Влияние литейно-прокатных агрегатов на структуру производства и рынок тонколистовой стали // Производство проката, 2000, № 5, с. 33-42.

23. Трайно А.И., Юсупов B.C., Кугушин A.A. Формирование микроструктуры и свойств при деформационно-термической обработке высокопрочного чугуна с шаровидным графитом // МиТОМ, 1999, №11, с. 21-25.

24. Traino А.1., Yusupov V.S., Kugushin A.A., Efimenko S.P. Application of de-formable cast iron for manufacture of sheets, profiles and tubes. // V Russian-Chines International symposium "Fundamental Problems of Developing Advanced Materials and Processes of the XXI Century", July 27-August 1, 1999, Baikalsk-Chines, p. 256-257.

25. Настич В.П., Ветер B.B., Трайно А.И., Юсупов B.C., Кугушин A.A., Ефименко С.П. Горячая прокатка листов из высокопрочного чугуна с шаро-

видным графитом // Черная металлургия. Бюллетень НТИ, 2000 г., вып. 12, с. 47-51.

26. Трайно А.И., Ефименко С.П., Юсупов B.C. Производство листов, профилей и труб посредством деформирования чугуна с шаровидным графитом // Second International Congress. Mechanical Engineering Technologies' 99 Sofia, 1999, v.8, p. 6-9.

27. Титов B.A., Тишков В.Я., Трайно А.И., Юсупов B.C. Краев А.Д., Тарасов П.А., Осинин В.Ю. Редуцирование слябов в черновых клетях стана 2800/1700 // Черная металлургия. Бюллетень НТИ, 1999 г., вып. 1-2, с. 5356.

28. Трайно А.И., Кугушин А.А., Юсупов B.C. Технология производства листов и гнутых профилей из высокопрочного чугуна с шаровидным графитом // Черная металлургия. Бюллетень НТИ, 1999, вып. 1-2, с. 56-58.

29. Трайно А.И., Кугушин А.А., Юсупов B.C. Технология производства прутков и проволоки из ВЧШГ // Черная металлургия. Бюллетень НТИ, 1999, вып. 3-4, с. 49-50.

30. Настич В.П., Ветер В.В., Трайно А.И., Юсупов B.C., Кугушин А.А., Ефименко С.П. Горячая прокатка листов из высокопрочного чугуна с шаровидным графитом // Труды третьего конгресса прокатчиков, Липецк, 1922 октября 1999, Москва, 2000, с. 66-70.

31. Барабанцев Г.Е., Тюляпин А.Н., Григорьев М.И., Колобов А.В., Трайно А.И., Юсупов B.C. Расчет калибровки валков стана 2-8x100-600 для формовки труб. 4.1 // Производство проката, 2001, № 6, с. 24-33.

32. Барабанцев Г.Е., Тюляпин А.Н., Григорьев М.И., Колобов А.В., Трайно А.И., Юсупов B.C. Расчет калибровки валков стана 2-8x100-600 для формовки труб. Ч.Н // Производство проката, 2001, № 8, с. 23-27.

33. Traino A.I., Efimenko S.P., Yusupov V.S., Garber E.A. Research structure forming and formation of physical-mechanical properties at thermoplastic processing of spheroidal graphite cast iron // Proceedings of The Sixth Sino-Russian International Symposium on New Materials and Technologies "New Materials and Technologies in 21st Century", October 2001, Beijing China, p. 384

34. Garber E.A., Vinogradov А.1., Kuznetsov C.A., Traino А.1., Yusupov V.S. Investigation of tribology factors in drawing and developing a new process of drawing using a lubrication sublayer // Proceedings of The Sixth Sino-Russian International Symposium on New Materials and Technologies "New Materials and Technologies in 21st Century", October 2001, Beijing China, p. 412.

35. Гарбер Э.А., Наумченко В.П., Трайно А.И., Юсупов B.C. Оптимизация натяжений полосы на непрерывном стане холодной прокатки по критериям устойчивости рабочих валков и долговечности подшипниковых опор // Материалы IX Междунар. конф. по холодной прокатке. 2000, Айзенхют-тенштадт (Германия), объем 6 с. на CD (EKOStahl, Usinor).

36. Трайно А.И., Гарбер Э.А., Гончарский А.А., Петров С.В., Юсупов B.C. Методика промышленного аудита систем охлаждения непрерывных станов для оптимизации теплового режима валков // Материалы IX Между-

нар. конф. по холодной прокатке. 2000, Айзенхюттенштадт (Германия), объем 8 с. на CD (EKOStahl, Usinor).

37. Ефименко С.П., Трайно А.И., Юсупов B.C., Гарбер Э.А. Разработки Института металлургии в области холодной листовой прокатки // Материалы IX Междунар. конф. по холодной прокатке. 2000, Айзенхюттенштадт (Германия), объем 4 с. на CD (EKOStahl, Usinor).

38. Гарбер ЭЛ., Гончарский А.А., Спиричев А.В., Трайно А.И., Ефименко С.П., Горелик П.Б., Юсупов B.C. Основы расчета оптимального оборотного парка и рационального маршрута валков в цехах холодной прокатки // Труды третьего конгресса прокатчиков, Липецк, 19-22 октября 1999 г., Москва, 2000, с. 343-350.

39. Колобов А.В., Тюляпин А.Н., Барабанцев М.Г., Гарбер Э.А., Трайно А.И., Юсупов B.C. Методика расчета формовки электросварных труб // Черная металлургия. Бюллетень НТИ, 2004, вып. 5, с. 30-33.

40. Юсупов B.C., Трайно А.И., Гарбер Э.А., Кузнецов В.В. Современное состояние производства и применения IF-стали // Производство проката, 2003, №5, с. 19-29.

41. Efimenko S., Traino A., Yusupov V., Garber Е. Computer Simulation of the Structure Formation and Properties of Hot Rolled IF Steel // Forum Book. Int. Forum for the Properties and Application of IF Steels. (IF Steels 2003). May 12-14, 2003 / Arcadia Ichigaya, Tokyo, Japan, p.423-426.

42. Traino A., Yusupov V., Garber E., Vinogradov V. Determination of the Form-ability parameters of IF Steel Sheet // Forum Book. Int. Forum for the Properties and Application of IF Steels. (IF Steels 2003). May 12-14, 2003/ Arcadia Ichigaya, Tokyo, Japan, p.427-430

43. Garber E., Shadrunova I., Traino A., Yusupov V. Computer Modelling of the Deformation Cell in Cold Rolling of IF Steels as an Elastic and Plastic Medium with the View of Improving Automobile Sheets Quality // Forum Book. Int. Forum for the Properties and Application of IF Steels. (IF Steels 2003). May 12-14, 2003 / Arcadia Ichigaya, Tokyo, Japan, p.431-434.

44. Garber E., Slavov V., Kuznetsov V., Traino A., Yusupov V. Influence of the Neutral Section position in the Deformation Cell on the IF Steels Texture and Cleanness of the Surface in the Process of Cold Rolling // Forum Book. Int. Forum for the Properties and Application of IF Steels. (IF Steels 2003). May 12-14, 2003 / Arcadia Ichigaya, Tokyo, Japan, p. 435-438.

45. Efimenko S., Traino A. Yusupov V. Research Structure Forming and formation of Physical-Mechanical Properties at Thermoplastic processing of Spheroidal Graphite Cast Iron // Materials of Int. Conf. on Processing and Manufacturing of Advanced Materials (THERMEC'2003). July 7-11, 2003, Leganes, Madrid, Spain, vol. 2, p. 907-912.

46. Колобов A.B., Тюляпин A.H., Барабанцев М.Г., Гарбер Э.А., Трайно А.И., Юсупов B.C. Методика расчета формовки электросварных прямошовных труб // Труды пятого конгресса прокатчиков, Череповец, 21-24 октября 2003 г., Москва, 2004, с. 342-345.

47. Шелест А.Е., Юсупов B.C., Поклонов Г.Г., Дозорцев Ю.К. Оценка статистическими методами точности и стабильности технологического процесса производства электросварных прямошовных труб // Металлы, 2004, № 6, с. 65-72.

48. Юсупов B.C. Некоторые тенденции развития листопрокатного производства // Производство проката, 2005, № 2, с. 32-36.

49. Барабанцев М.Г., Тюляпин А.Н., Колобов A.B., Юсупов B.C. Методика расчета калибровки валков для формовки электросварных прямошовных труб// Производство проката, 2005, № 8, с. 26-29.

50. Барабанцев М.Г., Тюляпин А.Н., Колобов A.B., Юсупов B.C. Совершенствование характеристик нагрева трубной заготовки токами высокой частоты //Труды шестого конгресса прокатчиков, Липецк, 18-21 октября 2005 г., Москва, 2005, с. 450-458.

51. Barabantsev G., Tyulyapin A.,Kolobov A., Yusupov V, Barabantsev M., Traino A. Examination and further improving of the manufacture of longitudinal electric-welded pipes // Journal of Guangdong Non-Ferrous Metals, vol 15, no. 2-3, p. 518-520.

52. Барабанцев M.Г., Тюляпин А.H., Колобов A.B., Юсупов B.C. Расчет ширины исходной заготовки для производства электросварных прямошовных труб // Черная металлургия. Бюллетень НТИ, 2005, вып. 7, с. 49-52.

в изобретениях

53. Авт.св. № 969457 СССР. Способ изготовления деформированных прутков из порошков быстрорежущих сталей / Вязмитинова Л.Г., Лешкевич Г Г., Юсупов B.C., и др. // Опубл. Б.И., 1982, № 40.

54. Авт.св. № 1201057 СССР. Способ изготовления прутков из порошков быстрорежущих сталей. /Вязмитинова Л.Г., Пановко В.М., Юсупов B.C. и др. //Опубл. Б.И., 1985, №48.

55. Авт.св. № 1362566 СССР. Способ изготовления деформированных прутков из порошков быстрорежущих сталей / Братцев В.В , Пановко В M , Юсупов B.C. и др. // Опубл. Б.И., 1987, № 48.

56. Авт.св. № 1373470 СССР. Способ производства листов из порошков металлов и сплавов / Виторский Я.М., Пановко В.М., Юсупов B.C. и др. // Опубл. Б.И., 1987, №6.

57. Авт.св. № 1382589 СССР. Способ изготовления деформированных прутков из порошков металлов и сплавов / Пановко В М., Юсупов B.C., Пого-сян A.B. и др. // Опубл. Б.И., 1988, №11.

58. Авт.св. № 1431895 СССР. Способ изготовления деформированных прутков из порошков быстрорежущих сталей / Юсупов В С., Пановко В.М.

//Опубл. Б.И., 1988,№39.

59. Авт.св. № 1507539 СССР. Способ прокатки порошка в калибрах / Тара-севич Ю.Ф., Пановко В.М., Юсупов B.C., Семенова Э.М. // Опубл. Б.И., 1989, № 34.

60. A.c. № 1733137 СССР. Способ подготовки прокатных валков к работе / Трайно А.И., Юсупов B.C., Тишков В.Я. и др. // Опубл. Б.И., 1992, № 18.

61. Патент РФ № 2137564. Способ изготовления чугунных труб / Трайно А.И., Юсупов B.C., Кугушин A.A., Ветер В.В. // Опубл. Б.И., 1999, № 26.

62. Патент РФ № 2137560. Способ производства листового проката из чугуна / Трайно А.И., Юсупов B.C., Кугушин A.A., Ветер В.В. //Опубл. Б.И., 1999, №26.

63. Патент РФ № 2137563. Способ производства проволоки / Трайно А.И., Юсупов B.C., Кугушин A.A., Ветер В.В. // Опубл. Б.И., 1999, № 26.

64. Патент РФ № 2162381. Способ холодной прокатки прутков / Трайно А.И., Монид В.А., Ефименко С.П., Юсупов B.C. // Опубл. БИПМ 2001, № 3.

65. Патент РФ № 2196015. Способ эксплуатации валков / Барабанцев Г.Е., Тюляпин А.Н., Юсупов B.C. и др. //Опубл. БИПМ, 2003, № 1 (II ч).

66. Патент РФ № 2203333. Способ изготовления валка профилегибочного агрегата / Барабанцев Г.Е., Тюляпин А.Н., Юсупов B.C. и др. // Опубл. БИПМ, 2003,№ 12(11 ч).

67. Патент РФ № 2225764. Линия сортировки и пакетирования труб / Ламу-хин A.M., Барабанцев Г.Е., Юсупов B.C. и др. // Опубл. БИПМ, 2004, № 8.

68. Патент РФ № 2208491. Способ производства прямо,,тольных прямошов-ных сварных труб / Ламухин A.M., Барабанцев Г.Е., Юсупов B.C. и др. // Опубл. БИПМ, 2003, № 20.

69. Патент РФ № 2228813. Валок трубоформовочного стана / Барабанцев Г.Е., Тюляпин А.Н., Юсупов B.C. и др. // Опубл. БИПМ, 2004, № 14.

70. Патент РФ № 2232655. Способ изготовления электросварных прямошов-ных труб / Ламухин A.M., Барабанцев Г.Е., Юсупов B.C. и др. // Опубл. БИПМ, 2004, № 19.

71. Патент РФ № 2240882. Способ изготовления электросварных прямошов-ных труб / Барабанцев Г.Е., Тюляпин А.Н., Юсупов B.C. и др. // Опубл. БИПМ, 2004, № 33.

Формат 60 х 90 '/|6 Бумага офсетная Тираж 100 экз.

Объем. 4,5 п. л. Заказ 942

Отпечатано с готовых оригинал-макетов в типографии Издательства «Учеба» МИСиС, 117419, Москва, ул. Орджоникидзе, 8/9 Тел.: 954-73-94, 954-19-22 ЛР №01151 от 11.07.01

РНБ Русский фонд

2006-4 25742