автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Повышение эксплуатационной надежности, прочности и износостойкости прокатных валков при горячей прокатке хромистых сталей

ГУЗЕНКОВ СЕРГЕЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ

ПОВЫШЕНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ НАДЕЖНОСТИ, ПРОЧНОСТИ И ИЗНОСОСТОЙКОСТИ ПРОКАТНЫХ ВАЛКОВ ПРИ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКЕ ХРОМИСТЫХ СТАЛЕЙ

Специальность: 05.02.13 «Машины, агрегаты и процессы (металлургия)»

1 7 НОЯ 2011

Автореферат диссертации на соискание учёной степени кандидата технических паук

Москва, 2011 г.

005001198

Работа выполнена в ГОУ ВПО Московский государственный вечерний металлургический институт на кафедре «Металловедение и обработка металлов давлением».

Научный руководитель: доктор технических наук, профессор

Кохан Л.С.

Официальные оппоненты: Заслуженный деятель науки РФ

доктор технических наук, профессор Чиченев H.A. кандидат технических наук Лебедев H.H.

Ведущая организация: ГОУ ВПО «Московский

государственный открытый Университет»

Защита состоится «22 »декабря 2011 г. в 14 часов 00 минут на заседании диссертационного совета Д.212.127.01 при ГОУ ВПО Московский государственный вечерний металлургический институт по адресу: 111250, г. Москва, ул. Лефортовский вал д. 26, ауд. 206,телефон: (495) 361-14-80; факс: (495) 361-16-19; e-mail: mgvmi-mail@tntu-net.ni

Ваши отзывы об автореферате в двух экземплярах, заверенные печатью, просим направлять по вышеуказанному адресу.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского государственного вечернего металлургического института.

Автореферат разослан «0£у, Н 2011г.

Учёный секретарь

диссертационного совета ----^—

— —

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность работы

Проблема ресурсосбережения в металлоемких отраслях производства связана с продлением ресурса прокатных валков и созданием рациональных конструкций для обеспечения качества металлопродукции. По нормативным требованиям при износе поверхностного рабочего слоя бочки, толщина которого составляет 5-7 % от первоначального диаметра и 13-14 % от массы валка, к дальнейшей эксплуатации валок становится непригодным. Кроме эксплуатационного износа немалая часть валков списывается из-за выкрашивания, сколов, отслоений, разгарных трещин и других дефектов, связанных с напряженно-деформированным состоянием. Технологический процесс получения готового проката является завершающей и наиболее ответственной частью металлургического производства, поэтому совершенствование методики проектирования валков для прокатки новых высокопрочных хромистых сталей является актуальной задачей.

Валки прокатных станов представляют собой сменный инструмент, не только осуществляющий процесс пластической деформации металла, но и конструкционно влияющий на параметры прокатки. Профилировка и тепловой режим валков оказывают влияние на устойчивость технологического процесса, а шероховатость поверхности валков - на все явления в очаге деформации.

Износ поверхности прокатных валков также влияет на технологические процессы последующей прокатки слябов. Поскольку качество полосы закладывается в черновой группе клетей, то исправление полученных дефектов в чистовых клетях трудоемко, а иногда невозможно. В свою очередь, от режимов и условий самой прокатки зависят коррозионно-механический износ, расход валков, качество металлопродукции и экономические показатели прокатного производства в целом.

Особенности работы валков со сложной нагрузкой требуют проведения теоретических и экспериментальных исследований для установления влияния технологических режимов обработки давлением - скорости режимов прокатки, обжатия, давления, температуры на эксплуатационную надежность и долговечность работы валков. В этом направлении большой вклад внесли отечественные и зарубежные ученые Целиков А.И., Королев A.A., Полухин П.И.,Громов Н.П., Сафьян М.М., Крагельский И.В., Хрущов М.М., Павлов И.М., Колмогоров В.Л.,Чекмарев А.П., Грудев А.П., Гарбер Э.А.,Гаркунов Д.Н., Богатое A.A., Григорьев А.К., Белосевич В.К., Колесников А.Г., Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С., Роберов И.Г., Арчард Дж.Ф, Орован Е,.О.и др.

Несмотря на успехи в области теории и практики прокатного производства, многие задачи, связанные с выбором оптимальных характеристик и эксплуатационной надёжности, прочности и износостойкости прокатных валков остаются нерешенными.

В настоящей работе на основе трудов отечественных и зарубежных ученых исследованы способы повышения долговечности работы валков за счет оптимизации технологии режима работы валков, химического состава валков, уточнения методов расчета температурного поля, и научно обоснованного выбора натяжения полосы, рационализации охлаждения валков для снижения термических и остаточных напряжений.

Цели и задачи исследования

Целью диссертационной работы является оптимизация методов проектирования валков прокатных станов при прокатке хромистых сталей с целью повышения их эксплуатационных надежности, прочности и долговечности.

Для достижения поставленной цели сформулированы и решены следующие задачи:

1. Анализ и обобщение существующих в отечественной и зарубежной практике технических решений по совершенствованию методики проектирования валков прокатных станов для прокатки хромистых сталей.

2. Разработка установки для исследования коррозиопно-механического процесса износа валковых материалов и экспериментальное установление энергосиловых и технологических параметров коррозионно-механического износа. Выбор вида и состава применяемых смазок для уменьшения коррозионного и механического износа.

3. Теоретические исследования возможности снижения контактных, рабочих, термических и остаточных напряжений в валках за счет оптимального выбора конструкции валков и технологического режима прокатки.

4. Оптимизация режима давления прокатки путем уточнения величины натяжения полосы и соответствующего снижения напряжений.

5. Экспериментальная оценка в лабораторных условиях коррозионно-механического износа прокатных валков из хромистых сталей.

Научная новизна

1. Обоснована и усовершенствована аналитическая методика проектирования современных конструкций валков прокатных станов для горячей прокатки хромистой стали по параметрам прочности и износостойкости.

2. Установлены и экспериментально проверены аналитические зависимости для расчета температурного поля валков при прокатке хромистых сталей.

3. Установлены теоретические зависимости для определения коэффициентов абразивного износа и долговечности валков.

4. Разработана математическая модель расчета оптимального технологического режима работы прокатного оборудования, позволяющая уменьшить температурные, остаточные и рабочие напряжения.

5. Установлено влияние симметричного и несимметричного натяжений для снижения среднего давления и уменьшения рабочей нагрузки на валки и повышения износостойкости.

6. Значительное повышение износостойкости стали 4X13 достигается введением в охлаждающую воду ализаринового масла, образующего на поверхности стального валка плотную защитную пленку с высоким сопротивлением деформации. Практическая значимость

1. Отработаны особенности выбора валков для горячей прокатки и предложен их химический состав для прокатки высокохромистых сталей, значительно повышающие эксплуатационную стойкость валков.

2. Разработана установка для исследования новых марок валковых сталей на износ.

3. Разработанные количественные методики для оптимизации энергосиловых параметров режимов прокатки высокохромистых сталей проверены на ОАО ММЗ «Серп и молоте, и установлена их практическая пригодность для расчета эксплуатационной надежности валков.

4. Отработана методика расчета валков на контактную прочность, термические н остаточные напряжения и стойкость рабочих валков в условиях горячей прокатки нержавеющих сталей.

5. Экспериментально и теоретически установлено, что увеличение содержания хрома до 13% в валковой стали для горячей прокатки повышает ее износостойкость не менее, чем на 20% в охлаждающей воде.

Апробация работы

Основные результаты работы были доложены и обсуждены на конференциях:

• Конференции «Экология, ресурсосбережение, материаловедение в производстве высококачественных металлов."Московский государственный вечерний металлургический институт, июнь 2008 г.

• Международной научно-технической конференции «Современные автомобильные материалы и технологии» (САМИТ-2009), г.Курск, ноябрь 2009.

• IV Всероссийской научно-практической конференции «Студенчество в науке — инновационный потенциал будущего» ,г. Набережные Челны, НГТТИ, апрель 2011

• Материалы диссертационной работы используются в учебном процессе. Публикации. Основное содержание диссертации отражено в 5 опубликованных работах, в т.ч. 3 - в изданиях, рекомендованных ВАК РФ и 1 патент. Структура и объем работы

Диссертация состоит из введения, шести глав, выводов и списка использованных литературных источников из 121 наименования. Изложена на 139 страницах машинописного текста, содержит 49 рисунков, 22 таблицы.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность проведенных исследований, сформулированы цели и задачи работы.

В первой главе «Состояние проблемы износостойкости и прочности прокатных валков» выполнен обзор научно-технической литературы теоретических исследований по материалу, конструкциям и технологиям изготовления прокатных валков. Прокатка хромистых сталей, общим для которых является легирование Сг, Мо, V, "П, N1 и др. элементами, предъявляет повышенные требования к качеству и свойствам прокатных валков и соблюдению технологических режимов обработки. Детально рассматриваются расчетные методики снижения энергосиловых параметров прокатного оборудования. Приведены данные по коррозионно-механическому износу прокатных валков из легированных сталей и способам его снижения. В заключение главы указывается на необходимость проведения дальнейших экспериментально-аналитических расчетов, направленных на повышение износостойкости и прочности валков станов горячей прокатки.

Вторая глава посвящена вопросам повышения износостойкости валков горячей прокатки. Проведена оценка влияния содержания хрома и других легирующих элементов в валковой стали и добавок поверхностно-активного вещества ализаринового масла в охлаждающую воду на коррозионно-механический износ. Выполнен расчет, исходя из экспериментальных данных, расходных коэффициентов для валков из новых составных материалов в зависимости от % содержания Сг, и показана на примерах эффективная возможность его применения для расчета износа валков на действующих прокатных станах, полученные регрессионные зависимости подтвердились результатами экспериментов. Предложен эквивалентный коэффициент, учитывающий влияние на износ различных легирующих элементов. Экспериментально установлено, что при постоянной нагрузке Р=> 86 К Г и скорости вращения контртела из стали 40Х,равного 720 об/мин, увеличение содержания хрома в стали до 13% снижает величину

коррозионно-механического износа до 11,2-10"2Г/см2-ч по сравнению со сталью 45, износ которой составляет 31,1610'2Г/см2ч.

Причиной снижения коррозионно-механического износа при введении хрома в сталь является образование плотных оксидных пленок, замедляющих коррозионный процесс. Введение ализаринового масла, поверхностно-активного вещества, замедляющего коррозионный процесс сталей в нейтральной среде, снижает величину коррозионно-механического износа хромистой стали из-за образования на поверхности плотной адсорбционной пленки, одновременно замедляющей коррозионный процесс и обладающей высоким сопротивлением деформации и смазывающей способностью. Таким образом, сочетание достаточного высокого содержания хрома в прокатных валках (не менее 12% масс) и введение ализаринового масла в охлаждающую воду значительно понижает коррозионно-механический износ и одновременно повышает качество поверхности стального листа.

Как правило, валки полосовых станов горячей прокатки хромистых сталей изготавливают из сталей 45ХНМ,60ХН,9ХМФ,70ХМ и др., чугунов, а также используют составные валки с поверхностным слоем из быстрорежущих сталей или чугунов и с осевым слоем - из чугунов с шаровидным графитом. В табл.1 приведен состав некоторых из этих материалов, их твердость, стойкость в относительных единицах производства металла к износу, а также износ валка при одной перевалке.

Анализируя данные по новым конструкциям составных валков, можно сказать, что на износостойкость наряду с другими факторами влияет содержание хрома, вольфрама, молибдена, ванадия и титана. Одним из ведущих металлов, от которых зависит механический износ, является хром. Тогда по величине износа Д Ь при одной перевалке, значению допустимого износа валка ДН последовательно устанавливаются число перевалок Ппер-АН/ЛЬ и стойкость валка Сга, равная полной массе проката М (тыс.т), отнесенной к числу перевалок ППСр и износу Д Ь:

На рис.1.приведены зависимости предельного износа от содержания хрома и числа перевалок, исходя из заводских данных. С увеличением процента содержания хрома износ линейно уменьшается от 0,53 мм при 0.8% содержания хрома до 0,4 мм при 20 % содержания хрома. Анализ графической зависимости износа от содержания хрома определяет ее линейный характер. В соответствии с проведёнными расчётами по заводским данным приведен график стойкости валков Ст в зависимости от содержания

хрома (рис.2). Обработка графика методом наименьших квадратов определила величину стойкости Сга = 3,5 + 0,115-Сг,

мм

Таблица 1

Состав и твердость современных рабочих валков

Материалы валков Химический состав шя Стойкость тыс .т/мм Тоннаж при одной перева лке, т -

С Сг ЛЧ-Мо У+Т1

Черновые клети

1 Чугун с шаровидным графитом 3-3,4 <1,1 0,1-1,2 50-70 3,90 0,053

2 Высокохромистый чугун 2,5-2,8 16-18 2-3 0,4 65-75 5,6 0,405

3 Хромистая сталь 1,3-2 10-12 2-8 0,4 68-78 4,1 0,42

4 Быстрорежущая сталь ШЭ 1,2-1,8 6,5-8,5 4-10 <0,4 70-90 4,42 0,51

Чистовые клети

5 Высокохромистый чугун 2,5-3,2 16 -20 2-3 60 -85 4,53 0,42

6 Хромистая сталь 1,3-2 10 -12 2-8 <0,4 68 -78 4,3 0,4

7 Быстрорежущая сталь НБЭ 1,5-2 4 -8 8-16 4-8 75 -90 4,4 0,53

8 Улучшенный 1СОР 2,5-3,2 16 -20 2-6 <3 75 -85 5,61 0,43

тыс.т

Так, для валка из хромистой стали при 11 % Сг стойкость С„ = 3,5 + 0,115-11=4,765 .Для хромистой стали по заводским данным Ст ~ 4,3 ТЫС'Т и отличие составит

мм 4,765-4,3

100 = 9,7%.

4,765

Приведенные выше данные по заводам ОАО Северсталь, ОАО НКМК и другим ведущим фирмам позволяет установить стойкость для валков из новых составных материалов (отметим, что предложенный подход применим к валковым материалам, где основным карбидообразующим элементом является хром).

Рис.2 Зависимость стойкости валка Ст от содержания хрома ( % масс)

Для материалов с высоким содержанием вольфрама, молибдена и ванадия, нами проведено исследование по ранжированию влияния их на износ. Был предложен эквивалентный коэффициент, учитывающий влияние на износ группы легирующих элементов Кэкв.. Для рассматриваемых элементов на основании имеющихся статистических данных и наших исследований установлено:

К№, = 2(%Сг)+4(%\У)+8(%Мо)+30(%У) Полученные результаты приведены в табл.2 Введение эквивалентного коэффициента Кзкв позволяет оценить влияние не только хрома, но и других карбидообразующих элементов: вольфрама, молибдена, ванадия.

Таблица 2

Расчётные значения Кэкв и стойкости для валков из различных износостойких

материалов.

Материал валков Кэкв Стойкость,тыс.т/мм

Высокохромистый чугун 96 4,53

Хромистая сталь 82 4,3

Быстрорежущая сталь 87 4,4

Улучшенный 1СБР 147 г, а

Из анализа статистических данных нами предложена зависимость Сш от Кэкв

Ст=2^+0,022Кэкв

На рис.3 приведён график стойкости валка Ст от эквивалентного коэффициента К3

Кэкв

Рис.З.Зависимость стойкости валка Ст от эквивалентного коэффициента К:

Для высокохромистого чугуна Ст=2,3+0,022-96=4,412, отличие от заводских данных 4 53-4412

составляет ' ^ ---100= 2,60% . Для хромистой стали Ст=2,3+0,022-82=4,104,

4 3-4 104

отличие от заводских данных составляет - ^--100 = 4,6%. Для НЭЗ-сталей

4 4-4 214

Ст=2,3+0,022-87=4, 214 отличие от заводских данных составляет —-;--100 = 4,22%

4,4

. Для улучшенного 1СЭР Ст=2,3+0,022-147=5,534 отличие от заводских данных

составляет ^^—^^--100 = 1,35% ,что полностью соответствует техническим 5,61

требованиям при проектировании конструкций валков.

Т.е. на основании проведенных исследований устанавливается методическое обоснование выбора валковых материалов с целыо повышения их износостойкости и эксплуатационной долговечности. Экспериментальные данные, полученные в данной работе на нашей лабораторной установке, подтверждают выполненные расчеты (рис.4).

Г м"

11зо

6 ? I * 20

-ф~Кизн-10г,г/с мг-ч(водоп роводная вода)

-Кизн-10г,г/с м2-ч(водоп роводная вода с добавкой ализаринов ого

10 12 14 масла ,3%

содержание хрома,%масс масс)

Рис 4. Влияние содержания хрома на коррозионно-механический износ стали в водопроводной воде (1) и водопроводной воде с добавкой ализаринового масла 3 % масс (2) при нагрузке на образец 8,6кг и скорости вращения контртела 720 об/мин.

Проведённые нами исследования показывают, что одним из основных факторов,

влияющих на износ, является работа трения. Была рассмотрена работа трения и износ с

уточнением контактного упругого давления. По исследованиям И.В. Крагельского

основной причиной абразивного износа является работа трения в упругой области:

а^К-Атр. (2)

Используя полученные выше зависимости (¡), уточним известную формулу максимального контактного давления между валком и полосой:

У(1-у)3+Г- ут-

Ог коп.макс =--V ( * - X (3)

4Ягп1п (- V

,где Е- модуль упругости, V- коэффициент Пуассона и 1- коэффициент трения. В этой

формуле среднее давление определяется следующей зависимостью:

„Е1 л/0 -")г + (1 а, с, — 0,25--™----(41

Яшт 1-У ' '

где из наших исследований й«,» я 0,921? и (. = -УНо г-й. = /?,

Но

Окончательно среднее контактное будет рассчитываться по формуле:

„„„ еМ -у)2 + Г- /нТ ср=о.ЭТ --(5>

Проверка данной методики проводилась с использованием исследований Сафьяна М.М.

Рассмотрим работу трения при прокатке полосы 10x1400 на стане 1680,с использованием

полученных зависимостей Ст и ДЬ при производительности полосы на выходе из

контакта П = НоВк-Упру3600-10"9 т/ч при скорости прокатки Упр =2200 "7С и П=799,2 т/ч :

где Ч* = 0,5 - плечо момента Я трения для валков из хромистой стали и , тПер=2,72 час. При данной работе трения изнашивается слой Д И=0,456 мм или по весу валка ДОш = 0,000133 МН. Из формулы по зависимости Бт = К ■ А,р или 0,000133 = К • 28239. Откуда К = 4,8- 10'9, 1/м.Установленная нами величина К совпадает со значениями при упругом износе в трудах Крагельского И.В. По данной методике величина К определяется для среднелистовых полос. Для тонколистовых полос по нашим исследованиям установили, что коэффициент пропорциональности возрастает в 3-4 раза. Происходит это из-за уменьшения длины дуги захвата. При переходе от одного вида прокатки к другому с точностью до 10% при • одинаковых диаметрах валков имеет место соотношение

Таким образом, использование среднестатистических данных позволяет уже на этапе проектирования оптимизировать выбор материала валков, величину износа и длительность эксплуатации,

Третья глава посвящена уменьшению рабочих напряжений за счёт оптимизации переднего и заднего натяжений при прокатке, рассчитаны оптимальные величины, применение которых существенно снижает давление при прокатке. Полученные результаты расчетов по оптимизации натяжений подтверждены экспериментальными данными износа валков на ОАО ММЗ «Серп и молот».

Из работ Целнкова А.И., Королёва A.A. известно, что в результате вариации переднего ii и заднего у натяжений достигается снижение давления при прокатке, что приводит к уменьшению расхода энергии и повышению стойкости валков. Для подтверждения были использованы данные, полученные при исследовании на ОАО ММЗ «Серп и молот» тонколистовой прокатки стальной полосы 3x200 мм (Н0хВ0) при 30% обжатии и натяжении С,0 =0,7 и £,„1,0, на стане Дуо 400. Последовательно вычисляем угол захвата а =3,844°.основной параметр 8о=10,418, коэффициент нейтрального сечения Z=l,23, высоту в нейтральном сечении Н„ =2,439, напряжения в нейтральном сечении ао„„=5,097, crOT.n=5,096, среднее давление =2,416, относительный коэффициент нейтрального сечения Ч' = 0,529 и величину основного параметра трения Ч'а ср=1,279. По данной методике исследуем другие натяжения :

при^о =0,7 1,0получим стер =2,416 и ацг -1,279 при=0,8 0,9получим Стер =2,311 и ац/ = 1,259 при io =0,9 Q = 0,75 получим Стер =2,36 и а ц/ = 1,293 и при £ о = Ci =1 установим ст сР =2,892 и ст цг = 1,544 (без натяжения).

Анализ приведенных данных показывает, что основной параметр работы трения о ср Ч* при натяжении уменьшается примерно на 20%.Результаты представлены на рис.5.

Рис.5 Зависимость \|/о ср от соотношения £,(>£, 1 для горячей тонколистовой прокатки(а) и для горячей среднелистовон прокатки (б)

Таким образом, предложенная система расчета энергосиловых режимов подтверждает необходимость для снижения давления на валки и станы применять несимметричное натяжение с соотношением при 0,9 или больше 1,1, а также

симметричное натяжение с соотношением этих характеристик 0,8/0,8 или 0,9/0,9. В этом случае давление на валки снизится, и их износостойкость повысится не менее чем на 1015%.

Четвертая глава посвящена исследованию влияния совершенствования конструкций систем охлаждения валков на температурный режим и расчетам в валках прокатных станов термических, контактных и остаточных напряжений. Решение задачи по определению температурного поля рабочего валка полосового стана горячей прокатки основано на использовании уравнения теплопроводности.

Затем используем метод Фурье: Т = У(1) \¥(г) и определяем решение уравнения для нагрева:

Т( г, т) = ТК01Г (Ти,„- Т0)Ф(А„,.1ое„) (8)

Постоянный коэффициент данного уравнения теплопроводности Ап установим через

V У

функции Бесселя нулевого 1о (//„,—) и первого .1, (//„,— ) порядков:

Я К

Из характеристического уравнения определяются корни в зависимости от критериев

Био В,= — -К и Фурье Р0= —^-г .При охлаждении температура рассчитывается по Я д

зависимости:

Т(г,г) = Т0 - (Тохл - Т0) ¿А. -Мм„ ~)-е = (Том- Т0) Ф(А„Ле„)

,,-) Л

где То - средняя температура валка,Т ом - температура начала охлаждения,а-коэффициент теплоотдачи(Вт/м2 град), Д-коэффициент температуропроводности(м2/ч), X-коэффициент теплопроводчости(Вт/м град), Ф(А„Ле„)- обобщенный параметр времени.

В условиях ОАО ММЗ «Серп и молот» исследован температурный режим валков реверсивного четырехвалкового стана 650/1500x1500, имеющих наружное водяное охлаждение. Измерения выполняли после непрерывной работы стана в течении 3 ч при прокатке из заготовки ( сталь 40X13,ho=40 мм,) за семь проходов листа (h7=2,0 ммД7=700 °С).В процессе прокатки температура поверхности верхнего рабочего валка на выходе из очага деформации изменялась в пределах 115-180 °С, в паузах между проходами на этапе охлаждения понижалась до 45-50°С, в паузах между подачей заготовок за время 10 с до 30-35°С. Вблизи контакта с опорным валком температура верхнего рабочего валка при прокатке составляла 40-70 °С. На основе анализа полученных результатов экспериментов и литературных данных для полосовых станов установлена взаимосвязь между

критериями Фурье F„= ~т и Био В,= Ц-R на этапах нагрева и охлаждения валков в R Я

зависимости от их средней температуры tcp.

При этом наибольший градиент температур при нагреве наблюдается, как правило, в первом периоде, таким образом, первый период является наиболее термически нагруженным.

Для инженерных расчетов температурных полей валков диаметром 500,800,1000 мм нами предложены аппроксимирующие зависимости от критерия Фурье для этапа нагрева: '„,„„(1) = 0,088 + 1,2F0; Ттгр (0,5) = 0,025 + 0,833F0;f„^(0) = 0,0107 + 0,535/-;; для этапа охлаждения:

'„(О = 0,130 + 0,08/^,(0,5) = 0,075-0,875/^,(0) = 0,0625 + 0,0625F„; 1}

Таким образом, разработана уточненная методика расчета температурных полей рабочих валков, позволяющая выбирать рациональный по эксплуатационной надежности режим работы стана. Исходя из взаимосвязи критериев Фурье и Био была предложена новая схема расположения охладителей с расположением в непосредственной близости в месте выхода валка из очага деформации.

Данный расчет позволяет уточнить расчёт термических напряжений, которые определяются по зависимостям:

радиальные напряжения:

тангенциальные напряжения

ОСрш

ffjt -Тг]

2(1 -у)

продольные напряжения:

2(1-v)

а - а, + а д

В этих формулах средняя объемная температура:

К П

Г

¥

■ [rTdr =а +—Ь— + — \ — „J 3 R 2U

(12);

(13)

(14)

(15)

(16)

Рассчитанные по данным формулам для валков диаметром 1000 мм из стали 9Х2МФ распределения термических напряжений в четвертом периоде прокатки на этапах нагрева и охлаждения показывают, что на этапе охлаждения величина термических напряжений меньше, чем на этапе нагрева (рис.6). Так как при нагреве максимальная и минимальная величины нормальных напряжений соответственно равны 24,7 и 4,44 МПа, то эквивалентное напряжение равно ажв =crZmM - crZmnl = 20,26 МПа, что значительно ниже допускаемых величин по теории прочности Королёва A.A. (450-500 МПа). Для учёта знакопеременных нагрузок с коэффициентом цикла г=а*™у

.проверка прочности

производится по циклическому напряжению:

где

ы-

[ст 1- 1 ]

1^'("-'ЖМ' + Ок,] (17)

0,8ст,

предел усталости при симметричном напряжении для сталей, сг+1 =-- и при

кзап - 1,5 величина [<т+1] = 0,53ов,ст, - предел прочности,[а,] - предел выносливости при асимметричном напряжении, [0.1] = 0,4ов. При величине предела прочности валков для горячей прокатки а. = 800 МПа величина [см] = 0,53-800= 425 МПа и [с.1] = 0,4-800 = 320 МПа, г= 0,18. С полученными результатами [<тг] = = 374,6 МПа. Максимальное напряжение аг тах = 24,7 МПа, минимальное сг га,„ = 4,44 МПа и амплитуда

- = 14,6 . Тогда коэффициент запаса по циклическим напряжениям к„

= кмп= ТГГ = 25> 6 > = 1,5. стгт 14,6

10

о,МПа &

о

-5 -10 -15 -20 -25

«„»ч» "«•>*'

\\ Л 2

\

— об -1 --- —2

-24,7

0,5

Г/*

10

а,МПа 5

о

-5 -10 -15 -20 -25

0,5

г/1*

Рис.б.Распределение термических напряжений валков диаметром 1000 мм при 4-м периоде прокатки на этапах а -нагрева, б -охлаждения.

Контактные напряжения деформируют нагружаемую поверхность валков, поэтому приводят к циклическому изменению напряжений и выкрашиванию поверхностного слоя. При прокатке полос из-за их жесткости происходит сплющивание формы валка на контакте, изменяющее его профиль. Одновременное действие нормальных и касательных напряжений нами оценивается с помощью уравнения Штаермана И.Я, его решение приводится ниже:

р(х) - Е(1-у)2Уй2 -дг2 0,9Р(х + х )(1 - у)/0 Vа2 -х2

4/?(1 -V2)(1 -V)2 + /02 ш%1-у)2+/2 } (2())

где Хс-0,1125 Ж!_f"a - координата максимального давления, -половина

(1 -V)1 +

контакта, равная а = ао лА1 ~ *)' + /.' = 1.545 Ря™ - полуширина контакта по Г.

Герцу

при у= 0,25. Окончательно наибольшая величина контактного напряжения будет равна: „ У(' ~ у)г + /о

(21)

При горячей прокатке: у= 0,25 и Г= 0,35, тогда

=1,1035<т,„„ и а = 1,1035 а 0 Расчет максимальных контактных напряжений проводили на примере прокатки полосы из стали 20 с сечением I ЬхЯ(, = 200x200 мм валками из стали 9ХФ диаметром 1000 мм, при обжатии 20 % без натяжения по формуле Г. Герца:

= 0,4.8 = 96,22^- = 9 (>2,2 МПа

V В, •■»„,„ V 250-483,8 лш -

С учетом трения ако„ = 1,1035-962,2 = 1061,8 МПа.

По данным Королева А. А. допустимое контактное давление стальных валков составляет 2300-2400 МПа, т.е. коэффициент запаса прочности превышает кшп = 2,26 .Предложенная

нами методика позволяет уточнить расчет контактного напряжения с учетом поперечных нагрузок и смятия валков на 3-4%.

Для более точной оценки среднего рабочего давления по методике Целикова А.И. и нашим данным предлагаются аналитические формулы давления. С этой целью вычисляются средние давления в зонах отставания и опережения:

(V,-Г ]

er — L------

¿.(l + j.Xi-ipQ-i + i)

где60,81-основной параметр в зонах отставания и опережения;г-обжатие; kl,k2,ke -коэффициенты упрочнения по зонам и выходном сечении.

Общее среднее давление по дуге захвата: у = ^ (| - L.) + g- . L. ~ 1157

'' а '" а

Отличие аналитического результата от численного по методике Королёва A.A. составляет

Л о",,, = 2,07 % и подтверждает правильность предлагаемого подхода.

Дальнейшие расчеты контактных напряжений по известным соотношениям теории упругости с учётом их распределения внутри валка для радиального , продольного и тангенциальных напряжений с учетом эквивалентного напряжения определили значение максимального контактного напряжения для валков диаметром 1000 мм,равное 115МПа. В таблице 3 представлены рекомендуемые допустимые значения напряжений.

1,3237 (22)

1-1 л., 4

Таблица 3

Допустимые напряжения

Твердость Допускаемое максимальное контактное напряжение [öl™], МПа Допускаемое эквивалентное напряжение [сгакв], МПа Допускаемое нормальное давление [ст]„„р, МПа

по Шору по Бринеллю по Роквеллу

30 170 17 1800 300-350 500

40 250 28 2400 400-500 650

60 350 39 3200 600-700 800

80 550 50 4500 800-900 1000

100 600 65 7200 1200- 1400 1300

115 750 80 8000 1500- 1600 1650

По Гарберу Э. А. и Целикову А. И. эквивалентные напряжения [аэкв] связаны с твердостью по Шору [сэкв] = 10HShp, МПа. Тогда при твёрдости по Шору 80 величина [о.кв] ~ 800МПа и соответствует табличному значению. При технической норме твердости валков по Шору HShp не менее 40, коэффициент запаса прочности по контактному 450

напряжению составит кт = jj^j = 3,22, где 450МПа-среднее допускаемое эквивалентное

напряжение (табл.3) и 139,7 МПа - определённое выше общее (термическое и контактное) максимальное продольное напряжение на валках в нашем примере. Таким образом, расчёт по максимальному продольному напряжению показывает достаточный запас прочности при данных условиях нагружения и нагрева.

Следующим фактором, определяющим прочность валков при горячей прокатке хромистых сталей являются остаточные напряжения. После снятия рабочих и вызванных ими упругих напряжений в валках остаются остаточные напряжения, обусловленные термообработкой валков. Остаточные напряжения после термической обработки возникают в закаленном поверхностном слое hs в результате формирования структур , отличающихся по свойствам от внутренних слоев R-hs.

Опираясь на результаты трудов Вафина Р.К., Королева A.A., Полухина П.И. и др.выделяют три основные причины возникновения остаточных напряжений: структуры с разными плотностями из-за различного состава, упругая раздача, зависящая от внешней нагрузки, различие модулей упругости новых структур из-за термообработки. Исследования показывают, что в верхней пластической зоне возникают радиальные аг, тангенциальные сте и осевые az остаточные напряжения.

Проверка существующих расчетных методик показала существенные расхождения экспериментальных величин относительных напряжений на поверхности прокатного

валка. Для более точного решения выбрана наиболее приближенная к эксперименту аппроксимационная зависимость радиального напряжения

сг=г (А+Вг) (23)

и следующие краевые условия при соотношении Ипр/К. <т, =Дст;

д

при г=0 и г=Я напряжение ст,=0. Находим В =--;

Л- Л<Т Л

л л

Отсюда радиальное напряжение принимает вид

Лс • (1 — )

Д й при Д>г> Ддг

"лр Ддр, ^ ;

Л Л

Тангенциальные напряжения в упругой области:

_дст /^ЛР

а- Д п/'^при^гЖ-Ь, (25)

Я1

Я

и в упруго - пластической области:

СТ„= —-&-(1 + -^-)

" Л (26)

Осевые напряжения: ал=аг+со. Для нахождения остаточных напряжений рассмотрим три

причины, их вызывающие.

1.После термообработки получаются структуры с неодинаковыми плотностями из-за

различного состава по сечению но содержанию мартенсита, перлита, троостита, бейнита.

Используя методику Вафина Р.К. .получим:

Р=Ро(1+Зе) (27)

где е-свободная деформация гетерогенной структуры, по Вафину получим

для перлита еПЕР = 7,Ог-Ю"10^+1,25-10-57'-2,510 3 (28)

дляаустеиита ¿^ = 7,02КГ'Г2 +],28-10'Т-4,34-103 (29)

для мартенсита вшр= 7,02-10"'°Г2 + 1,25-10~!Г-9,5-10 (30)

При горячей прокатке в поверхностном слое валков (контакт с раскатом, температура в среднем 800 °С), с пер =0,0119528 и по формуле (27) ртР = 7,583 г/см3у раус = 7,529 г/см3 и у мартенсита р„пр = 7,685 г/см3.

По Вафину Р.К рве™ = Рмвр - 7,685 г/см3.По этим данным определяем относительные плотности по отношению к плотности железа.

Рпер = = = 0,972 рШР = рЕЕЙН = 0,98 = 0,965

рллр '.о

По опытным данным показатель пористости композиционного уравнения п = 3,0 и по правилу композита (работы МГВМИ) в поверхностном слое сопротивление пластической деформации: атов = стпш> • Утр ■ р",,№ + сгТБЕЙН ■ Кш)„ ■ р" ш?н (31)

Аналогично определяем огглуб- Градиент остаточных напряжений будет составлять: Аст] = отпм- отГЛуб =728,57 - 711,20 = 17,46 МПа

2.Вторая причина напряжения валка - упругая раздача, зависящая от рабочей нагрузки. В поверхностном слое напряжение раздачи: <уразт= -автм (32)

где коэффициент Пуассона определяется по правилу смеси (МГВМИ)

,. _ Р'чср . Р ,, ПЧЧ

Далее определяем для фаз в глубине валка аРА1ГЛУБ = аГГЛУБ - у • ста„ув (34)

И находим Аег,=а '.-а пчл

2 разгяуб ртпип Ч-5-3/

3.Третья причина- различие после термообработки модулей упругости новых структур. По исследованиям Вафина Р.К. отношение коэффициента термического расширения перлита и мартенсита не превышает 1-2%. Поэтому принимаем, что величина коэффициента расширения а для данного материала постоянна, модули упругости находим по экспериментальным данным, полученным Вафиным Р.К.

^■ауст ~~ = 1,82-105 Ет/,=2,0-105 Е№;?„= 1,67-105 Ешр =1,60-105 ,МПа

Относительная температурная деформация^ =аТ Далее рассчитываем модули упругости для поверхности: Е„ов = Епер ■ УПЕР + ЕСШ1 ■ УБЕЙН (36)

аналогично для границы зоны прокаливаемости Еф .Находим термонапряжение на поверхности етГ£Гю4=Ет- £, И на границе а „рГр. =Е,Т -Ст .

И находим общий градиент термонапряжения Дст5 = ОтЕРгр-Огерпо» Далее находим суммарное значение градиента Да = Д а! +Д а2 + Д Оз (37)

и по формулам (24-26) определяем распределение остаточных радиальных, тангенциальных и осевых напряжений по радиусу валка. В качестве приложения была исследована по нашей методике величина остаточных напряжений для валков из стали 9Х диаметром 400 мм с распределением по радиусу перлита, бейнита, мартенсита представленного на рис.7. Так при оценке величины градиента сопротивления пластической деформации между поверхностью валка со структурой 90% мартенсита и

10% бейнита и глубиной слоя прокаливаемости — =0,92, последовательно определяем Ь8=400-0,092=36,8 мм, объемное содержание бейнита и мартенсита соответственно

составит 70 и 30% . Для контактной температуры 800 ОС с учетом свободной деформации, пористости, плотности структурных составляющих прочность поверхности валков составит о тго, = 807,54МПа, а на глубине слоя прокаливаемости а тгоуб =778,9 МПа. Отсюда градиент сопротивления пластической деформации составит Дс,=28,64 МПа

80

и

70 Ц 60 50 40 30 20 10

Рис-?. Рис. 8.

Распределение фазового состава (рис.7) и распределение остаточных напряжений и твердости(рис.8) по радиусу валков стали 9Х с диаметром 400 мм.

Для установления остаточных напряжений из-за раздачи и различия термических напряжений на поверхности валка и на границе зоны прокаливаемое^ с учетом коэффициента Пуассона были получены соответствующие значения До2 =13,62 МПа и Лаз = 1,2МГ1а. С общим градиентом Да=44,16 МПа устанавливаем поле остаточных напряжений, представленные на рис.8. Анализ графика показывает, что радиальные напряжения на поверхности отсутствуют, а затем увеличиваются к среднему сечению и уменьшается к оси валка. Тангенциальные и продольные остаточные напряжения на поверхности являются сжимающими, к среднему сечению меняют знак и несколько уменьшаются к центру. Общий запас прочности от действия остаточных напряжений превышает допустимый запас прочности по работам Целикова А.И.,Королева A.A., Гарбера Э.А.

Исследования по другим валкам и маркам стали показали, что общий характер остаточных напряжений не изменяется в зависимости от материала и размера валков , что согласуется с исследованиями Вафина Р.К., Покровского A.M., Лешковцева В.Г. Таким образом, проведенные уточняющие прочностные исследования позволяют подготовить обоснованный конструкторский подход к решению основной задачи -созданию условий уменьшения поверхностных напряжений для повышения износостойкости контактных слоев валка.

Пятая глава посвящена отработке методики проектирования валков при прокатке хромистых сталей на коррозионно-механический износ. Описаны силовые и скоростные

параметры работы валков, применяемые реактивы, коррозионные среды и оборудование для количественной оценки коррозионно-механического износа. Подробно описаны фотометрический и гравиметрический методы оценки коррозионно-механического износа, позволяющие оценить потери от износа металлической поверхности валков в результате электрохимической коррозии в ходе испытаний. Рассмотрена математическая обработка результатов фотометрического анализа на содержание ионов железа (III) в коррозионной среде. В заключительной части главы описана техника анализа поверхности валковых сталей после коррозионно-механических испытаний с помощью стереоскопической бинокулярной лупы МБС-10.

Таким образом, в данной главе разработана методика количественной оценки коррозионно-механического износа валков для прокатки хромистых сталей.

Шестая глава посвящена описанию способа и выбору условий испытаний на коррозионно-механический износ сталей для валков. На способ испытаний получен патент РФ на изобретение №2431820 «Способ испытаний металлических материалов на коррозионный износ» от 20.10.2011.

Результаты исследований пары сталей 40Х - 40Х показали , что с увеличением скорости вращения контртела при постоянной нагрузке на образец, величина износа Ктн после испытаний в течение 1 час возрастает (рис.9). В области нагрузок до 10,7 кГ величина износа линейно возрастает во всем изученном интервале скоростей вращения контртела (от 580 до 1790 об/мин). При нагрузках более 10,7 кГ и скоростях вращения контртела выше 1260 об/мин на зависимостях «Km„ - скорость вращения контртела N» происходит отклонение от линейной зависимости, сопровождающееся значительным увеличением величины износа и резким увеличением температуры исследуемого образца.

Проведённые металлографические исследования характера коррозии показали, что коррозионные поражения при испытаниях при нагрузках 10,7 кГ и меньше равномерно распределяются по всей поверхности образцов»

Кроме того, при нагрузках 14,7 и 20,7 кГ и скоростях вращения более 890 об/мин в воде обнаруживаются металлические частицы размеро/ц менее 1 мм, что свидетельствует о возрастании доли механического износа в суммарной величине коррозионно-механического износа. Результаты приведены на рис.9-10.

Возрастание доли механического износа подтверждается результатами фотометрического определения снижения содержания ионов железа (III), перешедшими в дистиллированную воду в результате электрохимической коррозии, с возрастанием нагрузки и скорости вращения контртела.

120

24

Нагрузка Р.нг

Рис.Ю.Зависимость коррозионно-механического износа Киз„ (а) и температуры Т(б) от

нагрузки Р

500 1000 1500

скорость вращения контртела N,об/мим

Рис.9 Зависимость коррозионно-механического износа К „,„ стали 40Х от скорости вра1д_мия ко1пр1ела N (а) и нагрузки Р (б) 120

6 8 10 12 14 16 18 20 22 Нагрузка Р,кг

1-890об/мин, гравиметрия — Г-890об/мин, фотометрия ""Лг«» 2-1790о6/мин,гравиметрия

^=890об/

20 25

нагрузка Р,кг

При этом доминирующая роль в коррозионно-механическом износе принадлежит нагрузке, увеличение которой вызывает экранирование поверхности от доступа коррозионной среды и изменяет режим износа (схема на рис.11).

Рис.11. Схема влияния нагрузки на коррозионно-механический износ валковых

сплавов.

В области небольших нагрузок независимо от скорости вращения контртела реализуется коррозионно-механический износ, интенсивность которого определяется природой коррозионной среды. С дальнейшим увеличением нагрузки величина износа определяется свойствами контактирующих материалов, и износ в этих условиях переходит в режим механического износа при незначительном влиянии коррозионной среды. Подобная схема позволит выделить область коррозионно-механического износа (переходная область не имеет чётких границ) различных контактирующих пар в зависимости от условий эксплуатации и будет полезна для практических мероприятий по защите от коррозионно-механического износа путем рационального проектирования режима прокатки и выбора смазочных материалов.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Усовершенствованы методики проектирования валков для горячей прокатки хромистых сталей на контактную прочность, остаточные и рабочие напряжения, что позволяет повысить ресурс работы и проектировать прокатные валки с требуемыми техническими характеристиками.

2. Обоснована методика выбора состава современных валков для прокатки хромистых сталей по параметрам износостойкости и прочности в зависимости от содержания основных легирующих карбидообразующих элементов.

3. Предложен комплексный подход к оптимизации энергосиловых режимов прокатки хромистых сталей, заключающийся в уточнении расчетных зависимостей напряжений прокатных валков. Усовершенствована методика проектирования валков станов горячей прокатки на термическую прочность, позволяющая снизить технологические нагрузки и напряжения и повысить эксплуатационную износостойкость и долговечность.

4. Разработана установка для оценки эксплуатационной надежности валков станов горячей прокатки и установлены количественные параметры испытаний на коррозионно-механический износ.

5. Проведены исследования по оценке влияния содержания хрома в валковой стали на коррозиоино-мехаиический износ прокатных валков в охлаждающей воде. Показано, что повышение содержания хрома в валковой стали приводит к снижению коррозионно-механического износа и при содержании хрома 12,5 % масс величина коррозиопно-механического износа стали 4X13 на 40 % меньше по сравнению со сталью, не содержащей хрома. Наблюдаемое снижение коррозионно-мсханического износа связано с образованием поверхностных защитных оксидных пленок.

6. Установлено, что введение в охлаждающую воду поверхностно-активного вещества ализаринового масла значительно снижает коррозионно-механический износ валковой стали 4X13 по сравнению с испытаниями в охлаждающей воде, что обусловлено формированием поверхностной пленки сложного состава с высокими защитными свойствами и сопротивлением деформации.

7. Выполненные в работе исследования по оптимизации межклетевого симметричного и несимметричного натяжений позволяют повысить стойкость валков черновой клети до ISIS0/» .

Основное содержание диссертации отражено в следующих публикациях

1. Алдунин A.B., Кохан Л.С., Гузенков С.А., Бслелюбский Б.Ф. Температурный режим рабочих валков полосовых станов горячей прокатки/Изв.ВУЗов, Черная металлургия,2009, №9, с.37-40

2. Иванов С.С., Логачев К.А., Гузенков С.А, Кохан Л.С. Износ и электрохимическая коррозия металлических сплавов. В сб. статей 1-Международной научно-технической конференции «Современные автомобильные материалы и технологии» (САМИТ-2009), г.Курск, ноябрь 2009,с.106-108

3. Патент РФ на изобретение №2431820 от 20.10.2011 «Способ определения коррозионного износа металлических материалов»/ Иванов С.С., Логачев К.А., Гузенков С.А., Логачев А.П., Кохан Л.С.Опубликовано: 2011.,Бюл. № 29.

4. Кохан Л.С., Белелюбский Б.Ф., Гузенков С.А. Абразивный износ рабочих валков прокатных станов/Технология металлов,2010,№6 с.5-8

5. Кохан Л.С., БелелюбскийБ.Ф., Лаптева М.И., Гузенков С.А. Влияние натяжения на силовой режим прокатки и стойкость валков прокатного оборудования/ Технология металлов, 2011,№9 с12-15

Формат 60 х 90 716 Тираж 100 экз. Объем 1,5 п.л. Заказ 3358

Отпечатано с готовых оригинал-макетов в типографии Издательского Дома МИСиС, 119049, Москва, Ленинский пр-т, 4 Тел. (499) 236-76-17, тел./факс (499) 236-76-35

ВВЕДЕНИЕ.

1.ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР. СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ И ПРОЧНОСТИ ПРОКАТНЫХ ВАЛКОВ.,.

1.1.Материалы прокатных валков.

1.2.Конструкции и технологии изготовления валков.

1.3.Коррозионно-механический износ валковых сталей.

1.4.3адачи исследования.

2.ПОВЫШЕНИЕ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ ВАЛКОВ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ.

2.1.Общий обзор вопросов износостойкости валков.

2.1.1.Причины выхода валков из строя.

2.1.2.Анализ факторов, влияющих на износ опорных и рабочих валков.»-.

2.2.Усовершенствование методики проектирования валков прокатных станов горячей прокатки на износостойкость.

2.3.Экспериментальные исследования влияния содержания хрома в валковой стали на коррозионно-механический износ в различных средах.

3.ПОВЫШЕНИЕ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ ВАЛКОВ ПРИМЕНЕНИЕМ НАТЯЖЕНИЯ ПОЛОСЫ.

4.ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНО-АНАЛИТИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРОЧНОСТНОЙ СТОЙКОСТИ ВАЛКОВ СТАНОВ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ.

4.1 .Температурное поле сплошных однородных рабочих валков станов горячей прокатки.

4.2.Термические напряжения в валках при горячей прокатке.

4.3.Контактные напряжения в валках при горячей прокатке.

4.4.0статочные напряжения.

4.4.1.Математические модели описания остаточных напряжений.

4.4.2.0статочные напряжения в валках, определяемые термообработкой.

4.4.3.Примеры определения остаточных напряжений в стальных валках.

5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ КОРРОЗИОННО

МЕХАНИЧЕСКОГО ИЗНОСА ПРОКАТНЫХ ВАЛКОВ.

5.1 .Объекты исследования.

5.2.Коррозионные среды, растворы, реактивы при исследовании валков.

5.3.Количественная оценка коррозионно-механического износа прокатных валков.

5.3.1.Гравиметрический и фотометрический методы.

5.3.2.0бработка результатов измерений.

5.4.Металлографические исследования поверхности сталей.прокатных валков.

6.РАЗРАБОТКА СПОСОБА И ВЫБОР УСЛОВИЙ ИСПЫТАНИЙ

НА КОРРОЗИОННО-МЕХАНИЧЕСКИЙ ИЗНОС ВАЛКОВЫХ СТАЛЕЙ.

6.1 .Особенности испытаний металлических материалов прокатных валков на коррозионно-механический износ.

6.2.0писание установки для коррозионно-механических испытаний прокатной валков.

6.3.Экспериментальные результаты и их обсуждение.

Проблема ресурсосбережения в металлоемких отраслях производства связана с продлением ресурса прокатных валков и созданием рациональных конструкций для обеспечения качества металлопродукции. При износе поверхностного рабочего слоя бочки, толщина которого составляет 5-7 % от первоначального диаметра и 13-14 % от массы валка, валок становится непригодным к дальнейшей эксплуатации. Кроме эксплуатационного износа немалая часть валков списывается из-за возникновения выкрашивания, сколов, отслоений, трещин разгара и других дефектов. Технологический процесс получения готового проката является завершающей и наиболее ответственной частью металлургического производства.

Увеличение количества проката и повышение его качества на металлургических заводах в значительной степени зависят от работоспособности валков прокатки. Валки прокатных станов представляют собой сменный инструмент, не только осуществляющий процесс пластической деформации металла, но и влияющий на параметры прокатки. Профилировка и тепловой режим валков оказывают влияние на А устойчивость процесса, а шероховатость поверхности валков — на все явления в очаге деформации.

Износ поверхности прокатных валков влияет на технологические процессы последующей прокатки слябов. Поскольку качество полосы закладывается в черновой группе клетей , то исправление полученных дефектов в чистовых клетях трудоемко, а иногда невозможно. В свою очередь, от режимов и условий самой прокатки зависят коррозионно-механический износ и расход валков, а, следовательно, качество металлопродукции и экономические показатели прокатного производства в цедом.

Таким образом, говоря о роли прокатных валков и задачах, связанных с обеспечением их высокой надежности и долговечности, всегда следует иметь в виду всю технологическую схему "прокатный стан — валки — готовая металлопродукция". Особенности работы валков со сложной нагрузкой требуют проведения теоретических и экспериментальных исследований для установления влияния технологических режимов обработки давлением - скорости режимов прокатки, обжатия, давления, температуры на эксплуатационную надежность и долговечность работы валков. В этом направлении большой вклад внесли отечественные и зарубежные ученые Целиков А.И.у Королев A.A., Полухин П.И.,Громов Н.П., Сафьян М.М., Крагельский И.В., Хрущов М.М., Павлов И.М., Колмогоров В.Л.,Чекмарев А.П., Грудев А.П., Гарбер Э.А.,Гаркунов Д.Н., Богатов A.A., Григорьев А.К., Белосевич В.К., Колесников А.Г., Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С., Роберов И.Г., Арчард Дж.Ф, Орован Е.О.и др.

Несмотря на успехи в области теории и практики прокатного производства многие задачи, связанные с расчетами оптимальных характеристик и повышением эксплуатационной прочности и износостойкости прокатных валков остаются нерешенными.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Усовершенствованы методики проектирования валков для горячей "прокатки хромистых сталей на контактную прочность, остаточные и рабочие напряжения, что позволяет повысить ресурс работы и проектировать прокатные валки с требуемыми техническими характеристиками.

2. Обоснована методика выбора состава современных валков для прокатки хромистых сталей по параметрам износостойкости и прочности в зависимости от содержания основных легирующих карбидообразующих элементов.

3. Предложен комплексный подход к оптимизации энергосиловых режимов прокатки

•V хромистых сталей, заключающийся в уточнении расчетных зависимостей напряжений прокатных валков. Усовершенствована методика проектирования валков станов горячей прокатки на термическую прочность, позволяющая снизить технологические нагрузки и напряжения и повысить эксплуатационную износостойкость и долговечность.

4. Разработана установка для оценки эксплуатационной надежности валков станов горячей прокатки и установлены количественные параметры испытаний на коррозионно-механический износ.

5. Проведены исследования по оценке влияния содержания хрома в валковой стали на коррозионно-механический износ прокатных валков в охлаждающей воде. Показано, что повышение содержания хрома в валковой стали приводит к снижению коррозионно-механического износа и при содержании хрома 12,5 % масс величина коррозионно-механического износа стали 4X13 на 40 % меньше по сравнению со сталью, не содержащей хрома. Наблюдаемое снижение коррозионно-механического износа связано с образованием поверхностных защитных оксидных пленок.

6. Установлено, что введение в охлаждающую воду поверхностно-активного вещества ализаринового масла значительно снижает коррозионно-механический износ валковой стали 4X13 по сравнению с испытаниями в охлаждающей воде, что обусловлено формированием поверхностной пленки сложного состава с высокими защитными свойствами и сопротивлением деформации.

7. Выполненные в работе исследования по оптимизации межклетевого симметричного и несимметричного натяжений позволяют повысить стойкость валков черновой клети до 13-15% .

1. Радюкевич JI.B. Состояние и основные направления развития прокатного производства черной металлургии России в 2007-2010 гг.//Сталь. № 1. 2011 с. 42-47

2. Синнаве М.Новые марки прокатных валков и тенденции развития их производства //Сталь". № 7. 2003 С. 15-23

3. Полезн. мод. 35606 РФ, МПК В21В 27/02. Составной прокатный валок /Морозов A.A., Тахаутдинов P.C., Белевский Л.С. и др. (РФ) №2003128756/20; заявл. 30.09.2003; опубл. 27.01.2004. Бюл. №3.

4. Пат. 2991648 РФ, МПК В21В 27/03. Составной прокатный валок /Полецков П.П., Фиркович А.Ю., Тишин C.B. и др. (РФ) №2001114313/02; заявл. 24.05.20^1; опубл. 27.10.2002. Бюл. №30.

5. Полезн. мод. 12991 РФ, МПК В21В 27/02. Составной валок /Полецков ПЛ., Фиркович А.Ю., Антипенко А.И. и др. (РФ) №99118942/20; заявл. 01.09.99; опубл. 20.03.2000. Бюл. №8.

6. Салганик В. М., Полецков П. П., Кожушков Е.Ю., Кухта Ю. Б. Прогнозирование профиля износа опорных валков клетей чистовой группы стана горячей прокатки // Производство проката. 2008. № 11. С. 36 39.

7. Салганик В. М., Полецков П. П., Кухта Ю. Б. Программное обеспечение "Прогнозирование износа опорных валков широкополосного стана горячей прокатки (ИзВал-ШСГП2500)" // Регистрационный номер 50200901089 М. : ВНТИЦ, 2009.

8. Пашинский В.В.Рябцев А.Д., Горбатенко В.В., Пашинская Е.Г.Особенности структуры перспективных материалов для валков горячей прокатки // Сталь. No5.2003.C. 73-75.

9. Пашинский В.В. Взаимосвязь структуры и свойств материалов для твердосплавных прокатных валков дискового типа // Металл и литье Украины. Nol2.2002.C.33-36.

10. Труханов C.B., Сидоренко Д.Г., Пашинский В.В. Прокатные валки дискового типа для чистовых прокатных блоков проволочных станов. Особенности технологии производства // Металл и литье Украины. No7-9.2001 .С.64-67.

11. А.Г. Маншилин, В.В. Назаренко, C.B. Труханов Отдельные аспекты организации производства твердосплавных прокатных валков дискового типа методом горячего вакуумного прессования / Металл и литье Украины. No5-6. 2000.С.38-40.

12. Валок с бандажом из спеченого карбида вольфрама металла. Kimura Hiroyuki. Японск. патент. 7В 21В 2700. JP 3291143 В2 8155507А, 29.11.94.

13. Маншилин А.Г.,Пашинский В.В.,Кулик А.И. и др.Разработка и внедрение эффективных технологий производства твердосплавных прокатных валков. //Сталь. № 8. 2002. 72-74

14. Бяков А.П.Некоторые тенденции развития инструментального хозяйства предприятия и повышения эксплуатационных показателей прокатных валков. // Сталь.-No7.2010.C. 96

15. Королёв А.А.Механическое оборудование прокатных цехов чёрной и цветной металлургии.М. :Металлургия. 1976,544с.

16. K.H.Ziehenberger,M.Windhager State of the art work rolls for hot rolling flat products. CONAC 2007- 3rd Steel Industry Conference and Exposition 11th to 14th November,2007-Centro Convex, Monterrey,N.L.,Mexico

17. Мартини Ф.,Гостев К.А.Эксплуатационные особенности прокатных валков фирмы «Гонтерманн-Пайперс»//Сталь. ,№4.1998.С.47-50.

18. Шлугер.М.А,Ажогин Ф.Ф.,Ефимов Е.А. Коррозия и защита металлов. М. : Металлургия, 1981-252с.

19. Герасимов В.В Коррозия сталей в нейтральных водных средах.М.Металлургия-192с.

20. Колотыркин Я.М.Металл и коррозия.М.: Металлургия ,1985-315с.

21. Круман Б.Б. Крупицина В.А. Коррозионно-механический износ оборудования. М.: Машиностроение ,1968-104 с. *

22. Воробьева Г.Я. Коррозионная стойкость материалов в агрессивных средах химических производств. М.: Химия, 1975-816 с.

23. Материалы в машиностроении. Справочник под общ. Редакцией Кудрявцева И.В., т.З.М.:Машиностроение,1968-446 с.

24. Улиг Г.Г,.Реви Р.У.Коррозия и борьба с ней. Введение в коррозионную науку и технику. Пер.с англ.Л.: Химия, 1989-456 с.

25. Жеглов О.С.Окисление контактной поверхности металлов при трении/Физико-химическая механика материалов.№4.1980 с.57-63

26. Качанов Н.Н.,Миркин Л.И. Рентгеноструктурный анализ (поликристаллов).-М.:Машгиз, 1960-213 с.

27. Архаров В.И.Окисление металлов при высоких температурах.-М.:Металлургиздат, 1965-273 с.

28. Виноградов Г.В.Некоторые новые пути получения и исследования смазочных материалов/Труды III Всесоюзной конференции по трению и износу в машинах.т.Ш,Изд-во АН СССР, 1960,с. 165-172

29. Ахматов А.С.Молекулярная физика граничного трения.М.: Физматгиз, 1963-472

30. Виноградова И.Э. Противоизносные смазки к маслам .М.гХимия, 1972-272 с.

31. Панок К.К., Рогозин H.A.Словарь по топливам, маслам, смазкам, присадкам и специальным жидкостям.М.:Химия,1975 — 392с.

32. Синицин В.В .Подбор и применение пластичных смазок.М/.Химия,1974-416с. ЗбЛаташ Ю.В., Медовар Б.И.Электрошлаковый переплав. М.гМеталлургия, 1970.-239 с.

33. Добаткин СВ. Наноматериалы. Объемные металлические нано-и субмикрокристаллические материалы, полученные интенсивной пластической деформацией: Учеб. пособие. М.: МИСиС, 2007. - 36 с.

34. Разработка и внедрение прогрессивных технологий производства твердосплавных прокатных валков / Маншилин А.Г., Пашинский В.В., Кулик А.И.и др. // Сталь. No8. 2002.С. 72-74.

35. Сафьян М.М.Прокатка широкополосной стали.М.: Металлургия, 1969,с.460

36. Галкин В. В., Салганик В. М., Полецков П. П., Кухта Ю. Б., Кожушков Е. Ю. Математическое описание износа опорных валков и его реализация в программном продукте//Сталь. № 1. 2011 г.С 54-58

37. Ковынев М. В., Миллер В. В. Производство листового металла. — М.: Металлургия, 1976, —224 с.

38. Радюкевич Л. В., Мельцер В. В., Салганик В. М. и др. Интенсификация производства листовой стали на широкополосных станах. — М.: Металлургия, 1991. — 176 "с.

39. Полухин В.П., Николаев В.А., Шульман П.Т.и др. Надежность и долговечность валков холодной прокатки М. ¡Металлургия. 1970с .503

40. Гарбер Э.А., Кожевникова И.А.,П.А.Тарасов Новая методика расчета энергосиловых параметров широкополосных станов горячей прокатки //Сталь. № 1.2011 г-С.54-60

41. Найзабеков А.Б., Алешина Л.Н.,Кривцова О.Н. Оценка качества прокатных валков //Сталь. № 6.2011 .С.70-73

42. Гарбер Э.А.,Хлопотин М.В., Кожевников A.B. и др. Стабилизация технологических режимов широкополосных станов для улучшения качества поперечного профиля горячекатаных полос // Сталь. No8.2010.C. 56-60.

43. Гарбер Э.А.,Хлопотин М.В.,Савиных А.Ф. и др.Взаимодействие валков и полосы на широкополосном стане горячей прокатки // Сталь. No3.2008.C. 51-53.

44. Грудев А.П.Теория прокатки. М.: Металлургия 1988, 240 с.

45. Выдрии А. В., Кузнецов В. И., Ананян В. В. Моделирование поведения" смазки в очаге деформации при обработке металлов давлением // Сталь № 5. 201 O.e. 100-102.

46. Грешнов В.М., Боткин A.B., Шолом В.Ю., Абрамов А.Н. Экспериментально -аналитический метод определения напряжений трения в процессах обработки металлов давлением// Известия высших учебных заведений. Черная металлургия. № 11.2002 с.26-29

47. Мазур В. JL, Мазур С. В. Расчет условий поступления смазки в очаг деформации и коэффициента трения при прокатке //Сталь. № 1. 2009 С.58-60

48. Галкин В.В.,Салганик В.М.ДТолецков П.П. и др. Математическое описание износа опорных валков и его реализация в программном продукте//Сталь. №1.201 I.e. 48-49.

49. Пономарева А.Г.,Шенбергер Т.В.,Долженко A.B. Опыт использования технологических смазок при холодной прокатке на стане 1400 // Сталь. №6. 2010.с. 59

50. Саломыкин В.В.,Сапрыкин Е.В.,Щелков М.Н.и др. Оценка эксплуатационной стойкости стальных валков по механическим свойствам// Сталь. No2.2010.C. 46-47.

51. Патент РФ на изобретение №2431820 «Способ испытаний металлических материалов на коррозионный износ» от 20.10.2011.

52. Шарло Г. Методы аналитической химии. Пер. с франц.М.-JI.: Химия, 1965-976с.

53. Бабко А.К., Пилипенко А.Т., Пятницкий И.В., Рябушко О.П. Физико-химические методы анализа. М.: Высшая школа, 1968-336с.

54. Налимов В.В. Применение математической статистики при анализе веществ. М.: Физматгиз, 1960-389с.

55. Лазарев Г.Е., Розенфельд И.Л., Харламова Т.Л., Верейкин В.И., Афанасьев К.И. Абразивное изнашивание стали 0XI8H10T в условиях электрохимической поляризации.-Физико-химическая механика материалов. №2.1981. с.41-45.

56. Коваленко В.С.Металлографические реактивы. Справочник.М.:Металлургия,1970-133с.

57. Жданова Э.И. Влияние поверхностно- активных веществ на коррозию стали в нейтральных средах. Автореф.канд.дисс.канд.хим.наук.М:, 1974-22с.

58. Герасимов В.В. Коррозия стали в нейтральных средах. М.:Металлургия, 1981-192с.

59. Л.С.Кохан, А.Б.Коростелев, Б.Ф.Белелюбский, А.В.Шульгин, Н.А.Мочалов Проектирование современных конструкций валков прокатных станов.Монография.-М.МГВМИ.-2011 .-248с.

60. Розенфельд И. Л., Афанасьев К. И. Исследование электрохимического коррозионного поведения свежеобразованных поверхностей металлов в растворах электролитов. — М.: Винити. Коррозия и защита металлов, 1978, вып. 7 с 42 - 59.

61. Романов В. В.Методы исследования коррозии металлов. М.: Металлургия, 1966 с 280.

62. Розенфельд И. Л., Жигалова К. А. Ускоренные методы коррозионных испытаний металлов. — М.: Металлургия, 1966 с 348.

63. Фокин М. Н., Жигалова К. А. Методы коррозионных испытаний. М.: Металлургия, 1986-с 86.

64. Розенфельд И.Л., Афанасьев К. И., Маричев В. И. Влияние ингибиторов коррозии на электрохимическое и коррозионное поведение свежеобразованных поверхностей металлов в растворах электролитов. Защита металлов.№ 6. 1982. с 838 — 842.

65. Tomashov N. D., Vershinina L. Р. Cinética of some electrode processes on a continuously renewed surface of solid metal. Electrochechimica Acta, 1970, v. 15 p.p. 501-517.

66. Гаркунов Д. Н. Триботехника (износ и безызносность): Учебник 4-е издание, перераб. И доп. -М.: «Издательство МСХА», 2001 -с 616.

67. Поляков А. А., Гаркунов Н. Д., Симаков Ю. С. Защита от водородного износа в узлах трения. — М.: Машиностроение, 1980 с 133.

68. Матюшенко В. Я. Износостойкость наводороженных металлов. В кн.: Исследование водородного износа. М.: Наука, 1977 - с 24 - 27.

69. Коррозия. Справочник под редакцией Шрайера Л. А. Пер. с англ. — М.: Металлургия, 1980-с 651.

70. Мороз Л. С., Чечулин Б. Б. Водородная хрупкость металлов. -М.: Металлургия, 1967 -с256. '

71. Тетелман А. С. Водородная хрупкость железа. В кн.: Разрушение твердых тех. М.: Металлургия, 1967 - с 463 - 499.

72. Романов В. В. Влияние коррозионной среды на циклическую прочность металлов. — М.: Наука, 1969-С.312

73. A.C. СССР № 983520. G01 N3/56. Установка для испытания материалов на гидрообразивный и коррозионный износ. / Д. А. Романов, В. П. Малышев, Е. А. Радченко, Н.М. Бацаев. Опубликовано 23.07.86 Бюл. № 27.

74. Патент Р.Ф. 2107277 G01 N3/56. Установка для испытания материалов на износ. / Тимашев С. А., Улыбин В. С., Зотов Ф. П. Опубликовано 20.03.98: Бюл. № 8.

75. Поляков А. А. К вопросу о лабораторных испытаниях материалов узлов трения.// Трение и износ. 1990. т. 11. № 6-е 668 -674. ^^ "

76. Прокопенко А. К. Избирательный перенос в узлах трения машин бытового назначения —М.: Ленпромиздат, 1987-с 101.

77. Голего Н. Л., Алябьев А. Д., Шевеля В. В. Фретгинг- коррозия металлов. М.; Киев, Техшка, 1974-с 269.

78. Уотерхауз Р. Б., Фреттинг коррозия. Л.: Машиностроение, 1976 — с 270.

79. Трение, изнашивание и смазка: Справочник. В 2-х книгах. / Под редакцией И. В. Крагельского, В. В. Алисина-М.: Машиностроение, 1978-Кн. 1,.1978-с400. ЬСн. 2.

80. Камбалов В. С. Методы и средства испытаний на трение и износ. Справочник. — М.: Машиностроение, 2008 с 286.

81. Чигал В. Межкристаллитная коррозия нержавеющих сталей. Л.: Химия, 1969- 232с.

82. ТодтФ. Коррозия и защита от коррозии. М: Химия, 1966-453с.

83. Гутман Э. М. Механохимия и коррозия металлов. М.: Металлургия, 1974- 256с. .;.'•

84. Улиг. Г.Г. Коррозия металлов. М.: Металлургия, 1968-321с

85. Дамаскин. Б. Б., Петрий. О, А., Батраков В. В. Адсорбция органических соединений на электродах. М.: Наука, 1968- 269с.

86. Дерягин Б. Б, Что такое трение? М.: АН СССР, 1963- 269с

87. Вейлер С. Я., Лихтман В. И. Действие смазок при обработке металлов давлением. М.: АН СССР, 1960-232с.

88. Кащеев В. Н. Процессы в зоне фрикционного контакта металлов. М.: Машиностроение 1982- 209с.

89. Рыбакова Л.М., Куксенова Л. И. Структура и износостойкость металла. М.: Машиностроение 1982- 209с . ■

90. Шехтер Ю.Н.,ШкольниковВ.М., БогдановаТ.И.,Милованов В.Д.Рабоче-кон^рвацион ные и смазочные материалы.М.:Химия, 1978- 418с.

91. Li,Hongchun,A study on wear and surface roughness of work roll in cold Rolling, PhD thesis,School of Mechanical,Materials and Mechatronic Engineering,University of Wollongong, 2008.http://ro.uow.edu.au/thesis/125

92. Жданова Э.И. Влияние поверхностно-активных веществ на коррозию стали в нейтральных средах.Автореф.канд.хим.наук,МГПИ им.В.И.Ленина,1974,22с.

93. Кошляков Н.С., Глинер Э.Б., Смирнов М.М. Дифференциальные уравнения математической физики.-М.:Гос.изд-во физ.-матем.лит-ры, 19,62.-767с.f)

94. Лыков А.В.Теория теплопроводности.-МГ:Высш.шк., 1967.-600с.

95. ЮО.Тылкин М.А., Яловой Н.И., Полухин П.И.Температуры и напряжения в деталяхметаллургического оборудования.-М.:Высш.шк.,1970.-428с.

96. Гарбер Э.А.Станы холодной прокатки.М.:ОАО Чсрметинформация,Череповец,2004. -416 с.

97. Лукашкин Н.Д.,Кохан Л.С.,Лебедев Н.Н.Напряжения и деформации в процессах обработки металлов давлением, М.:Академкнига ,2004.-239 с.

98. ЮЗ.Лукашкин Н.Д.Дохан Л.С.Якушев А.М.Конструкция и расчет машин и агрегатов металлургических заводов. М.:Академкнига ,2003.-456 с.

99. Ю4.Штаерман И.Я.Контактные задачи теории упругости .М.:Гостехиздат, 1949,-205 с.

100. Мусхелишвили Н.И. Некоторые основные задачи математической теории упругости. М.: Издательство академии наук СССР, 1954, -648 с.

101. Королёв A.A. Конструкция и расчет машин и механизмов прокатных станов-М.'.Металлургия,1985.-376 с.

102. Кохан Л.С.,Навроцский А.Г.Механическое оборудование цехов по производству цветных металлов. М.Металлургия, 1985-312 с.

103. Беляев Н.М.Сопротивление материалов.М.:Наука., 1965.-620 с.

104. Третьяков A.B., Гарбер Э.А ., Давлетбаев Г.Г. Расчет и исследование прокатных валков.М.:Металлургия,1976.256 с.

105. НО.Целиков А.И.Домленов А.Д.,Зюзин В.И. и др. Теория прокатки. Справочник. -М.:Металлургия,1982.-335с.

106. Ш.Вафин Р.К., Покровский A.M., Лешковцев В.Г. Прочность термообработанных прокатных валков.М.:Изд.МГТУ им.Н.Э.Баумана,2004.-264с.

107. Кохан Л.С., Роберов И.Г., Алдунин A.B., Гостев К.А.Листовая прокатка металлов и заготовок из металлических порошков,М.:МГВМИ,2008.-224с.

108. ПЗ.Феодосьев В.М.Сопротивление материалов.М.:МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1999.-591 с. 1 Н.Соколов Л. Д. Сопротивление металлов пластической деформации.-М:Металлургиздат, 1963 .-284 с.

109. Полухин В.П., Николаев В.А., Шульман П.Т.и др. Надежность и долговечность валков холодной прокатки М.:Металлургия. 1970с .503

110. Пб.Гросвальд И.Г.,Сведе-Швец Н.И.Теория прокатки.М.:Металлургиздат,1962-432с.

111. Крагельский И.В., Виноградова И.Э. Коэффициенты трения. М.: Маш-гиз, 1962. 219 с.

112. Крагельский И.В. Трение и износ. М: Машиностроение, 1978. 480 с.

113. Кохан Л.С.,Белелюбский Б.Ф.,Гузенков С.А. Абразивный износ рабочих валков прокатных станов/Технология металлов.№6.2010 с.5-8

114. Кохан Л.С.,Белелюбский Б.Ф.,Лаптева М.И., Гузенков С.А. Влияние натяжения на силовой режим прокатки и стойкость валков прокатного оборудования/ Технология металлов.№9.2011. с12-15

115. Алдунин A.B., Кохан Л.С, Гузенков С.А., Белелюбский Б.Ф./Температурный режим рабочих валков полосовых станов горячей прокатки. Известия Вузор черная металлургия,№9.2009 с. 14-18