Разработка режимов предварительной и окончательной термической обработки стальных валков холодной прокатки

Полушин, Александр Александрович

Металловедение и термическая обработка металлов

автореферат диссертации по металлургии, 05.16.01, диссертация на тему:Разработка режимов предварительной и окончательной термической обработки стальных валков холодной прокатки

кандидата технических наук: Полушин, Александр Александрович
город: Орск
год: 2009
специальность ВАК РФ: 05.16.01

Диссертация по металлургии на тему «Разработка режимов предварительной и окончательной термической обработки стальных валков холодной прокатки»

Автореферат диссертации по теме "Разработка режимов предварительной и окончательной термической обработки стальных валков холодной прокатки"

На правах рукописи

Полушин Александр Александрович

РАЗРАБОТКА РЕЖИМОВ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЙ И ОКОНЧАТЕЛЬНОЙ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ СТАЛЬНЫХ ВАЛКОВ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ

05.16.01. - Металловедение и термическая обработка металлов

2 2 ОКТ г-

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Екатеринбург - 2009г.

003480273

Работа выполнена в государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Орский Гуманитарно-Технологический институт», (филиал) ГОУ «Оренбургский государственный университет» и ОАО «МК ОРМЕТО-ЮУМЗ».

Научный руководитель

доктор технических наук, профессор Покровский Алексей Михайлович

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор кафедры термообработки и физики металлов УГТУ УПИ Юдин Юрий Вячеславович

кандидат технических наук, зав. лаб. Екатеринбургского филиала РосНИТИ Битюков Сергей Михайлович

Ведущее предприятие Нижне-Тагильский металлургический комбинат

Защита диссертации состоится 13 ноября 2009 г. в 15 часов на заседании диссертационного совета Д 212.285.04 при ГОУ ВПО «УГТУ - УПИ имени первого Президента России Б.Н. Ельцина» по адресу: 620002, г. Екатеринбург, ул. Мира, 19, корп. 3, ауд. Мт-329.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГОУ ВПО «УГТУ - УПИ имени первого Президента России Б.Н. Ельцина». Телефон: (343) 375-45-74, факс (343) 374-38-84, 375-48-03 e-mail: tofm@mail.ustu.ru Автореферат разослан 12 октября 2009 г.

Ученый секретарь диссертационного совета Д 212.285.04 В.А. Шил

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Бесперебойная работа прокатного стана и получение высокосортной продукции в значительной степени определяется качеством валков. Технические показатели мирового качества накладывают жесткие требования к валкам холодной прокатки, включающие в себя размеры и массу, твердость бочки и глубину активного слоя. Поэтому актуальной проблемой металлургического машиностроения является изготовление опорных и рабочих прокатных валков, отвечающих этим требованиям. Однако валки холодной прокатки, выпускаемые по существующей технологии, значительно уступают по стойкости зарубежным аналогам, прежде всего, по причинам несоответствия химического состава и несовершенства процесса термообработки. Низкое качество термообработки является основной причиной предъявления претензий от потребителей, а также главным препятствием расширения внутреннего и зарубежного рынка сбыта. Несмотря на относительно невысокие затраты (около 20% от общего объема затрат на производство), термическая обработка в первую очередь влияет на весь комплекс физико-механических свойств, характеризующих качество валков и его эксплуатационная стойкость.

Термообработка стальных валков холодной прокатки, целью которой является их упрочнение, сопряжена с рядом трудностей, таких, как образование напряжений. Напряжения при термообработке стальных валков возникают из-за неоднородности температурного поля и объемных деформаций, связанных с протеканием структурных превращений. Возникновение последних объясняется тем фактом, что при термообработке валковых сталей в зависимости от скорости охлаждения аустенит, имеющий гранецентрированную кристаллическую решетку, может превращаться в перлит, бейнит или мартенсит с другой кристаллической решеткой.

Цель работы - повышение эксплуатационных характеристик стальных валков холодной прокатки различными методами термической обработки на основе выбора ирациональных технологических режимов. Создание с этой целью компьютерной модели физико-механических процессов, протекающих при термообработке стальных прокатных валков, позволяющей посредством численного эксперимента варьировать условиями внешнего теплообмена и добиваться формирования необходимой структуры, отвечающей требованиям по твердости бочки, и не приводящей к недопустимо высокому уровню остаточных напряжений.

Для достижения поставленной цели решались следующие задами:

1. Экспериментальное исследование микроструктуры, фазового состава, механических и теплофизических свойств сталей 75Х2СГФ, 9Х2МФ, 9X3 МФ и 9Х5МФ при различных режимах предварительной и окончательной термообработок.

2. Выявление характерных особенностей в поведении теплофизических параметров в процессе термообработки в зависимости от состава и размеров валка.

3. Поиск оптимальных условий проведения термообработки валков холодной прокатки.

4. Численная оценка температур, структур и напряжений в стальных прокатных валках в процессе нагрева и охлаждения методом конечных элементов (МКЭ).

5. Выбор рациональных режимов термической обработки валков посредством анализа результатов экспериментальных исследований и проведенного компьютерного моделирования.

Научная новизна:

1. Разработана двумерная математическая модель для определения температурного, структурного и напряженного состояний при проведении предварительной и окончательной термообработки валков холодной прокатки. Показана адекватность разработанной модели.

2. Определены физико - механические и теплофизические свойства валковых сталей 9Х5МФ, 75Х2СГФ, 9ХЗМФ, необходимые для расчета температурных и структурных полей и напряженного состояния валков при термообработке.

3. На основе анализа кинетики формирования структуры и напряженного состояния валков диаметром 500 ... 1300 мм при спрейерной закалке после нагрева ТПЧ сформулированы критерии выбора оптимальных параметров режимов окончательной термообработки.

Практическая значимость работы:

1. Разработана новая технология термообработки стальных прокатных валков, общий экономический эффект от которой составил 9,5 млн. рублей за 2008 год.

2. Посредством компьютерного моделирования изучен механизм формирования структуры и остаточных напряжений в процессе предварительной и окончательной термообработки валков с точки зрения возникновения в них максимальных напряжений.

3. Выработаны рациональные режимы предварительной термической обработки. Получены результаты экспериментальной оценки целесообразности применения термоциклической термообработки стальных валков.

На защиту выносятся: - новая технология термообработки стальных прокатных валков;

- результаты экспериментального изучения микроструктуры, фазового состава, механических и теплофизических свойств сталей в процессе предварительной и окончательной термообработок;

- математическое моделирование физико-механических процессов при термической обработке валков;

- результаты изучения кинетики формирования структуры, остаточных напряжений и закаленного слоя в валках в процессе индукционной закалки ТПЧ.

Апробация работы. Основные положения работы представлялись на международной научно-технической конференции «Инновационная деятельность предприятий по исследованию, обработке и получению современных конструкционных материалов и сплавов». Результаты работы были обсуждены на заседаниях кафедры «Материаловедение и технология металлов» ОГТИ, кафедры «Термообработки и физики металлов» УГТУ-УПИ. По результатам работы на ОАО «МК ОРМЕТО-ЮУМЗ» внедрен новый технологический режим термообработки стальных валков.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 11 работ, в том числе 5 авторских свидетельств, 2 статьи в ведущих рецензируемых научных журналах, рекомендованных ВАК, 3 статьи в материалах международной конференции, имеются статьи в других журналах.

Структура и объем диссертации. Диссертация включает в себя введение, пять глав, выводы, список использованных источников из 196 наименования, изложена на 171 страницах машинописного текста, включая 70 рисунков и 30 таблиц и приложения.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ.

Во введении дана общая характеристика, сформулированы цель и задачи исследования, показаны научная новизна и практическая значимость работы.

В первом разделе «Особенности изготовления и эксплуатации стальных валков прокатных станов» проведен анализ проблем, возникающих при изготовлении, термообработке и эксплуатации стальных прокатных валков, а также представлен обзор методов математического моделирования физико-механических процессов при термообработке стальных деталей.

Для изготовления рабочих и опорных валков листовых станов холодной прокатки применяются стали перлитного класса с содержанием углерода в среднем около 0,90%. В качестве основного легирующего элемента, упрочняющего а-фазу, является хром. При наличии хрома в валковых сталях образуются карбиды, количество которых тем больше, чем выше содержание углерода. Однако существует предельное значение содержания углерода, обеспечивающее оптимальные свойства валка. В зависимости от состава стали подбирается режим термообработки, в результате которого валок приобретает необходимую твердость поверхностного слоя и вязкую сердцевину, и в то же время допустимый уровень остаточных напряжений.

Большой вклад в решение задач о термической обработке валков внесли В.В.Абрамов, М.В.Гедеон, В.А.Ломакин, Н.П.Морозов, В.П.Полухин, Ю.В.Юдин, В.А.Николаев, А.М.Легун, В.Г.Лешковцев, A.M. Покровский, В.Т.Фирсов, И.М.Борисов, В.С.Морганюк, В.Е.Лошкарев, Н.А.Адамова (Немзер), Н.И.Загряцкий, А.С.Киселев,T.Inoe, K.Tanaka, H.-Y.Yn, Z.-G.Wang, S.Denis, A.Bakota, S.Iskierka, J.Rodrigues, P.Martins, M.Ehlers, H.Muller, D.Lohe и др.

Во втором разделе, «Экспериментальные методы исследования физико - механических свойств валковых сталей при термообработке», рассмотрена методика исследования. В табл.1 приведен химический состав исследованных сталей.

Таблица 1.

Химический состав валковых сталей

№ п/п Предмет анализа Элементы Р S А1

С Мп Мо V Si Сг Ni Си

1 9Х2МФ 0,91 0,41 0,22 0,13 0,31 1,89 0,28 0,12 0,019 0,010 0,022

2 75Х2СГФ 0,75 0,55 0,03 0,07 0,50 2,11 0,21 0,14 0,020 0,018 0,020

3 9ХЗМФ 0,9 0,46 0,2-0,3 0,3 3,0 0,50 0,25 0,025 0,018 0,1-0,2

4 9Х5МФ 0,92 0,53 0,2 0,1 0,6 4,97 0,23 0,15 0,021 0,005 0,033

Химический состав сталей определялся современными приборами, включая электронный растровый микроскоп 18М-6460ЬУ, рентгенофлуоресцентную установку СРМ-25, фотоэлектрокалориметр КФК-2МП, АН-7932М, АН-7529, газовый анализатор. Микроструктуру исследовали светооптическим методом на микроскопах МИМ-8М, МЕОРОТ-32, твердость определяли по Бринелю, Роквеллу, Виккерсу. Применялся электронный программируемый твердомер ТЭМП-2. Микроструктуру и твердость проверяли после каждого вида термообработки. Механические свойства определяли в соответствии с ГОСТ. Анализ фазового состава проводился на приборе ДРОН-2.

Построены изотермические диаграммы переохлажденного аустенита для исследуемых сталей. Описана методика проведения закалки ТПЧ, дается расчет глубины закаленного слоя.

В третьем разделе «Результаты исследования механических свойств стальных валков при различных видах термообработки», приведены основные экспериментальные результаты, описана новая технология проведения первичной термической обработки.

Сопоставление механических свойств исследованных сталей после различных режимов термической обработки показывает, что наиболее низкий их уровень во всех случаях имеют стали 9ХМФ и 75Х2СГФ. С

увеличением температуры нормализации предел прочности возрастает, а относительное удлинение и вязкость несколько уменьшается. Увеличение предела прочности для сталей 9Х2МФ, 9ХЗМФ и 9Х5МФ обусловлено содержанием хрома. Хром существенно влияет на повышение предела прочности. Пластичность и вязкость, естественно, уменьшаются при всех температурах. Прочностные характеристики стали 75Х2СГФ близки к стали 9Х2МФ. Подобные закономерности наблюдаются для твердости. Ударная вязкость с увеличением хрома уменьшается. Это имеет место для всех температур нормализации. Повышение предела прочности с температурой связано, с интенсивным растворением карбидов и увеличением дисперсности их распределения. Это обеспечивает дополнительное упрочнение стали и повышенную вязкость, что подтверждается микроструктурными исследованиями.

С целью получения зависимости твердости и вязкости исследуемых сталей от температуры нормализации и отпуска проводилось планирование эксперимента. Получены уравнения регрессии. Адекватность проверялась с помощью критерия Фишера. Обработка экспериментальных данных позволила получить следующие зависимости, адекватно описывающие процесс при уровне значимости а = 0,1. Для твердости

9Х2МФ НВ = 381+0,415Т„-0,633То, 9ХЗМФ НВ = 394 + 0,477Т„ - 0,678То, 9Х5МФ НВ = 254 + 0,562Т„ - 0,556То, 75Х2СГФ НВ =393 + 0,431Т„ - 0,656То. где Тн - температура нормализации, Т0 ■

Разработка технологии предварительной термообработки и последующей закалки ТПЧ осуществлялась в соответствии с изотермической диаграммой переохлажденного аустенита.

Разработку режимов термической обработки проводили с учетом положения критических точек, рассмотрения и анализа термокинетических диаграмм. Исследовали влияние температурно - временных параметров при термической обработке сталей на твердость, структуру, количество остаточного аустенита, содержание и состав карбидной фазы. В качестве примера на рис. 1 приведена микроструктура стали 9Х2МФ после первичной термообработки образца, взятого на глубине И> радиуса валка.

жар

Для ударной вязкости (кДж/м ) 9Х2МФ КСи=73 -0,077ТН+ 0,175Т0, 9X3 МФ КСи=114—0,123Тн+0,165Т0, 9Х5МФ КШ=115-0,123Тн+0,150То, 75Х2СГФ КСи=90-0,092Тн+0,110То, температура отпуска.

шшшж

ИиМИшиг

ышШШтШмш

х100 х500

Рис.1. Микроструктура стали 9Х2МФ после первичной термообработки

Однако анализ микроструктуры темплетов валков после данной термообработки обнаруживает в них разнозернистость, сохранение крупных карбидных включений. От размеров зерна зависят механические свойства. Грубые скопления карбидов, их пограничное распределение охрупчивают материал валка. Подобные недостатки удалось устранить использованием более сложной процедуры предварительной термической обработки. Сначала производится первичная термообработка с двумя перекристаллизациями при температуре 940 - 960°С и отпуском при 670 - 690°С. Далее производится черновая обработка поковок валков перед вторичной термообработкой. Копеж при температуре 300 - 350°С обеспечивает выравнивание температуры по сечению поковки, формирование структуры перлит + карбиды. При нагреве до 1160 - 1200 С происходит образование аустенита из перлита. При охлаждении до температуры 350 - 400°С на воздухе происходит распад аустенита и образование перлита. Выдержка при этой температуре служит для выравнивания ее по всему сечению и завершения превращений. Далее проводится термоциклирование, состоящее из трех циклов - нагрев до 840 - 860°С, охлаждение до 650°С, нагрев - охлаждение, нагрев - охлаждение до 350 - 400°С, высокий отпуск при 670 - 690°С (рис. 2). За счет ускоренного нагрева и небольшой выдержки рост зерна аустенита не происходит. При ускоренном охлаждении на воздухе до 650°С происходит измельчение зерна и образование перлита. Микроструктура после третьего цикла сорбит + карбиды. После термоциклирования проводится высокий отпуск при температуре 670 - 690°С для увеличения сопротивляемости материала ударным нагрузкам. В процессе отпуска происходит образование структуры сорбит отпуска + карбиды за счет медленного охлаждения до 400°С. В результате термоциклирования происходит постепенное накопление изменений в структуре валка, что позволяет исправить структуру стали, в результате чего происходит измельчение действительного зерна, уменьшение разнозернистости, обеспечивается высокая дисперсность распределения карбидов, значительно улучшаются механические свойства не только в его объеме, но и в поверхностном слое. Структура металла становится более однородной и лучше подготовленной к закалке токами промышленной частоты.

Разработка усложненной схемы предварительной термообработки в сочетании с закалкой ТПЧ и последующим низким отпуском в масло позволяет улучшить механические и технологические свойства валков, обеспечивая высокую твердость поверхностного слоя и вязкую сердцевину.

Твердость поверхности бочки валка является основной характеристикой валка. В табл. 2 приведены значения твердости по поверхности при использовании старой и новой технологий. Как видно, в случае новой технологии разброс значений не превышает 1 - 2 НБО, что указывает на однородность структуры. Твердости валков, изготовленных из сталей 9Х2МФ, 75Х2СГФ и 9ХЗМФ различаются не значительно. В случае стали 9Х2МФ она несколько меньше, а для 9Х5МФ - больше.

"О

¡4)

си

тз

н а

а о

"О КС

2 о С я •а а/

к Зэ

рэ

к ■а

•о я

о в

и о

(Я и

Я Сг1

к я

к О

КС

а\

■а

сз

СТ1

Копеж

N1 N1

Нагреб

Выробнибание Выдержка

Охлаждение на Воздухе

Выдержка

Нагреб Выдержка

Охлаждение на боздухе

Нагреб

Выдержка

Охлаждение ан базлухе

Нагреб

Выдержка

Охлаждение ан базлухе

Выдержка

Нагреб выравнивание

Выдержка

Охлаждение Охлаждение

Таблица 2

Значения твердости по длине бочки рабочих валков холодного проката _ после окончательной термообработки_

Марки стали Значения твердости на поверхности бочки, НвБ

по старой технологии по новой технологии

9Х2МФ 96 98 96 94 95 95 94 93 96 98 97 98 98 97 98 98

75Х2СГФ 97 97 96 94 97 96 96 98 97 98 98 96 98 97 97 98

9ХЗМФ 96 98 96 100 96 99 98 97 99 9910010098 100100 99

9Х5МФ 95 97 95 100 96 101 98 97 100 100 102 101 102 101 102 101

В четвертом разделе «Математическая модель физико-механических процессов, протекающих при термической обработке прокатных валков» представлены основные положения методики численного вычисления температурного, структурного и напряженного состояний при термообработке валков.

В работе использовали шаговый метод расчета, при котором имелась возможность на каждом шаге по времени решать задачи определения температур, структур и напряжений независимо друг от друга. На произвольном временном шаге сначала решается задача теплопроводности с теплофизическими характеристиками, соответствующими значениям температур и структур на предыдущем шаге. Затем моделируются превращения аустенита и определяется структурное состояние, после чего вычисляется суммарный коэффициент линейного расширения, учитывающий чисто температурные деформации и деформации, связанные со структурными превращениями. Полученное температурно-структурное состояние на данном шаге является исходным для определения напряжений.

Для определения температурного поля в валке на каждом временном шаге осуществлялось интегрирование дифференциального уравнения нелинейной нестационарной теплопроводности

1 д (, дА

^дт г дг) дг\ дг) ^

где ¿(г, 2, г) - температура; г, г - координаты, направленные по радиусу и оси соответственно; г - время; с - коэффициент теплоемкости; X -коэффициент теплопроводности; р - плотность; - мощность источников энерговыделения.

Для аппроксимации производной по времени в этом уравнении применялась центральная разностная схема Кранка-Николсона. Использовались граничные условия третьего рода, позволяющие наиболее полно отобразить условия теплообмена при сложных режимах термообработки валков. Суммарный коэффициент теплоотдачи, учитывал теплообмен конвекцией и излучением. Решение проводилось методом

конечных элементов (МКЭ), в котором минимизация функционала, описывающего задачу теплопроводности, сводится для ансамбля конечных элементов к матричному уравнению

+ = , (2)

где: [С] , [К\ - глобальные матрицы теплоемкости и теплопроводности соответственно; {?} - вектор-столбец температур в узлах конечно-элементной сетки; {/<"} - вектор-столбец тепловой нагрузки в узлах.

Полученная система линейных алгебраических уравнений с ленточной матрицей относительно температур в узлах конечно-элементной сетки решалась методом Гаусса. Учитывались зависимости теплофизических коэффициентов от температуры и структурного состояния, а также тепловыделение при превращениях аустенита и поглощение тепла при аустентиизации.

В основу математического моделирования превращений аустенита в перлит и бейнит положена теория изокинетических реакций, согласно которой переход от изотермической кинетики превращений аустенита к неизотермическим условиям осуществляется на основании правила аддитивности. При этом на каждом шаге по времени для каждого конечного элемента вычисляли вектор структурного состояния У={ УЕ, V,., У5, Км}, компонентами которого являлись удельные доли аустенита, перлита, бейнита и мартенсита соответственно.

Изотермическое превращение аустенита в перлит или бейнит описывали с помощью уравнения Колмогорова-Джонсона- Мейла -Аврами

К(т)= 1-ехр[-К(0тп(г)] ^ (3)

где V» - доля новой структуры (перлита или бейнита), Кип- зависящие от температуры коэффициенты, определяемые по изотермическим диаграммам превращений переохлажденного аустенита.

Согласно теории изокинетических реакций уравнения для определения удельной доли новой структуры на и-ом шаге имеют вид

-А!п{1„)

1п (

К (О

Кн(г„Н1-ехр

-К(0(т„ +Аг„)и('л)

(4)

у;

(5)

где гп — приведенное время, которому соответствует доля новой структуры, накопленная на предыдущем шаге, в предположении, что превращение протекает при температуре данного шага /„ ; К„/; - доля аустенита, сохранившегося к началу бейнитного превращения. Для перлитного превращения он равен единице.

Моделирование превращения аустенита в мартенсит производили с -использованием температурной эмпирической зависимости, так как

кинетика мартенситного превращениия зависит от переохлаждения относительно температуры Мн.

Определение напряжений проводили посредством решения задачи термоупругопластичности для материала с нестабильной структурой. В основу решения был положен шаговый метод дополнительных (начальных) деформаций. В этом случае приращение тензора полной деформации можно представить в виде суммы

Ас„=Ае;+Де,;+^-Дег , .(б)

где Де'у - приращение упругой и пластической деформации

соответственно; Дег - приращение свободной деформации, учитывающей температурные и структурные изменения объема. ¿¡0 - символ Кронекера.

Согласно методу дополнительных деформаций решение задачи термоупруговязкопластичности сводится к последовательному решению задачи термоупругости.

Принцип расчета термонапряжений заключался в итерационном уточнении приращений деформаций пластичности на шаге, включенных в состав дополнительной деформации, при которых. Задачу термоупругости также, как и температурную задачу, решали МКЭ с использованием симплекс-элементов. Конечно-элементные сетки обеих задач совпадали. Величину свободной деформации, остающуюся постоянной на п-м шаге по времени в каждом /-ом конечном элементе, определяли по формуле

д^;, = а;,А<;,, (7)

где а'„ и д- суммарный коэффициент линейного расширения и изменение температуры на п-м шаге в /-ом конечном элементе соответственно. Для решения полученной системы линейных алгебраических уравнений на каждом шаге по времени применялся метод Гаусса с раздельными операциями факторизации и обратного хода. Использование данного метода позволяло при итерационном уточнении упругопластического решения на каждом шаге по времени один раз проводить операцию факторизации, а на итерациях осуществлять только процедуру обратного хода, что значительно экономило время счета.

В пятом разделе «Результаты компьютерного моделирования процесса термообработки валков» представлены результаты компьютерного моделирования физико-механических процессов, протекающих при предварительной термообработке и многопроходной индукционной закалке ТПЧ рабочего валка диаметром 500 м из стали 75Х2СГФ и опорного валка диаметром 1350 мм из стали 9X3МФ.

Компьютерное моделирование показало, что при предварительной термообработке как временные напряжения, так и остаточные напряжения не высокие. Установлено, что наиболее опасными являются осевые напряжения, причем временные напряжения, имеющие место непосредственно в процессе самой термообработки, выше остаточных. Например, при двойной нормализации с отпуском рабочего валка диаметром 500 мм из стали

75Х2СГФ временные осевые напряжения изменяются от-180 до +140 МПа, а остаточные лежат в интервале от -27 до +60 МПа. На рис. 4 приведено распределение остаточных осевых напряжений. Зона опасных с точки зрения хрупкой прочности растягивающих напряжений (+60 МПа) располагается в осевой области вблизи шеек, что доказывает необходимость использования в расчете двумерной модели.

Рис. 3. Распределение остаточных осевых напряжений (в МПа) по продольному сечению валка

Несмотря на то, что остаточные напряжения от предварительной термообработки невелики, для более точного вычисления их необходимо задавать как начальные. Численный расчет показал, что пренебрежение остаточными напряжениями от предварительной термообработки приводит к погрешности в вычислении остаточных напряжений от окончательной термообработки приблизительно на 10 %.

Компьютерное моделирование многопроходной индукционной закалки показало, что временные и остаточные напряжения при этом виде термообработки достаточно высокие, что связано с интенсивными режимами нагрева и охлаждения. На рис. 4 представлено распределение температур и осевых напряжений для закалочного прохода индуктора при закалке после нагрева ТПЧ с 4-мя предварительными подогревами валка диаметром 500 мм из стали 75Х2СГФ.

Максимальные растягивающие осевые напряжения, достигающие 600 МПа, возникают в зоне, расположенной за спрейером на глубине приблизительно 1/3 радиуса валка, температура в данной области составляет 400°С. На оси валка в этот момент максимальные растягивающие напряжения располагаются под индуктором и составляют 40 МПа, температура этой зоны также около 400°С. Максимальные сжимающие напряжения возникают на охлажденной приблизительно до температуры 100 °С поверхности валка, расположенной за спрейером и составляют 650 МПа.

-27-

3 2

Рис. 4. Распределение температур в °С (а) и осевых напряжений в МПа (б) в продольном сечении валка: 1 - валок; 2 - индуктор: 3 - спрейер

Анализ остаточных напряжений показал, что касательные напряжения в срединном сечении валка значительно меньше других напряжений. Наиболее опасными при закалке ТПЧ цельнокованых валков являются осевые напряжения (рис. 5). В осевой зоне остаточные напряжения растягивающие, а на поверхности сжимающие. Смена знака напряжений происходит на расстоянии приблизительно равном две трети радиуса валка от поверхности. Характер изменения окружных напряжений приблизительно такой же, как и осевых. Однако область сжимающих окружных напряжений шире, чем осевых. Радиальные напряжения, достигающие на оси значения 340 МПа, во всем диапазоне положительные и монотонно снижаются по мере приближения к рабочей поверхности валка.

а;МПа

/Сс IV4

\ \ 1 \ \

1 00 \ \ V \ 2 \ \ \ V 30 г, мм

\\ > V \

а \ \ \ \ \ 1

\ 1 Л'

Рис. 5. Распределение остаточных радиальных (сплошная линия), осевых (штриховая линия) и окружных (штрих-пунктирная линия) напряжений по радиусу для срединного сечения валка На рис. 6 представлено распределение структурного состава по радиусу для срединного сечения валка. На глубине до 20 мм от поверхности структура чисто мартенситная. Далее появляется гетерогенная структура, состоящая из бейнита и мартенсита, на расстоянии 50 мм структура состоит из 25 % перлита, 28 % бейнита и 47 % мартенсита. На расстоянии 59 мм структура чисто перлитная. Глубина закаленного слоя, содержащего 75-100 % мартенсита, до 20 % бейнита и до 5 % перлита и имеющего твердость 9398 ШО составляет около 45 мм для исследованных сталей. Подобные значения глубины активного слоя получены из анализа кинетики мартенситного превращения. Следует отметить, что глубина активного слоя экспериментально может быть установлена только после выхода валка из строя. Проведенные нами расчеты позволяют реально оценить ее в зависимости от теплофизических, механических характеристик и размеров валка.

Л /

)

В V

30 60 |1. мм

Рис. 6. Распределение структурного состава по радиусу для срединного сечения валка: П, Б, М - относительные доли перлита, бейнита и мартенсита; Ь - расстояние от поверхности На рис. 7 представлено распределение остаточных осевых напряжений по сечению валка. Эпюра напряжений практически симметрична

относительно срединной плоскости валка, максимальные растягивающие напряжения наблюдаются в осевой зоне и составляют 550 МПа, вблизи рабочей поверхности валка формируются сжимающие напряжения, достигающие 720 МПа.

Рис. 7. Изолинии остаточных осевых напряжений в продольном сечении прокатного валка (значения указаны в МПа).

Для изучения влияния температуры закалки на глубину закаленного слоя и уровень временных и остаточных напряжений было проведено компьютерное моделирование закалки ТПЧ рабочего валка диаметром 500 мм из стали 75Х2СГФ для температур закалки 900, 940, 980, 1020 и 1060 °С. Результаты расчетов представлены на рис. 8 и 9. Из рис. 8 видно, что по мере возрастания температуры закалки глубина закаленного слоя увеличивается с 38 до 58 мм, причем рост глубины закаленного слоя замедляется после увеличения температуры закалки до значения 970 °С. Анализ напряженного состояния показал (рис. 9), что как временные, так и остаточные напряжения возрастают по мере увеличения температуры закалки, причем в большей степени температура закалки влияет на наиболее опасные остаточные растягивающие осевые напряжения.

К мм.

940 980 1020 /,°с

Рисунок 8. Зависимость глубины закаленного слоя от температуры закалки для рабочего валка диаметром 500 мм.

Временные растягивающие и остаточные сжимающие осевые напряжения менее чувствительны к температуре закалки. За оптимальную температуру закалки следует признать температуру 940 °С. При данной температуре закалки в валке формируется достаточная глубина закаленного слоя 45 мм и в тоже время приемлемый уровень временных и остаточных напряжений.

<7, МПа_

700

600

500

940 980 1020 С

Рисунок 9. Изменение максимальных временных растягивающих (сплошная линия), остаточных растягивающих (штриховая линия) и сжимающих (штрих-пунктирная линия) осевых напряжений в зависимости от температуры закалки для рабочего валка диаметром 500 мм. Результаты расчетов для опорного валка диаметром 1350 мм из стали 9ХЗМФ для температур закалки 920, 960, 1000 и 1040 °С представлены на рис. 10 и 11. Также как и для рабочего валка получилось, что температура закалки наиболее сильно влияет на остаточные растягивающие осевые напряжения (изменение на 39 %). Рост остаточных растягивающих осевых напряжений при увеличении температуры закалки свыше 970 °С усиливается, а рост глубины закаленного слоя наоборот снижается, что позволяет считать данную температуру закалки оптимальной для опорного валка диаметром 1350 мм из стали 9ХЗМФ. Численный эксперимент показал, что при одинаковой температуре закалки равной 940 °С для формирования такого же закаленного слоя в валке диаметром 400 мм индуктор на закалочном проходе должен двигаться со скоростью 1,3 мм/с, а в валке диаметром 600 мм - 0,8 мм/с. Результаты анализа сведены в таблицу 3, из которой видно, что с уменьшением диаметра рабочего валка при одинаковой глубине закаленного слоя в нем наиболее опасные растягивающие как временные, так и остаточные осевые напряжения увеличиваются. Причем временные напряжения в рассматриваемом интервале диаметров валков (400-600 мм) изменяются незначительно примерно на 3 %, а остаточные существенно на 49 %. Значительное увеличение максимальных остаточных растягивающих

напряжений в валке диаметром 400 мм, располагающихся в осевой зоне, до значения 683 МПа свидетельствует о том, что для валка такого диаметра выбрана недопустимо большая относительная глубина закаленного слоя (23 % от радиуса). Сжимающие остаточные осевые напряжения наоборот немного снижаются по мере уменьшения диаметра валка, но не сильно, примерно на 10 % для рассматриваемого диапазона.

920 960 1000 с

Рисунок 10. Зависимость глубины закаленного слоя от температуры закалки для опорного валка диаметром 1350 мм

ст, МПа_

800

600,

400

920 960 1000 с

Рисунок 11. Изменение максимальных временных растягивающих (сплошная линия), остаточных растягивающих (штриховая линия) и сжимающих (штрих-пунктирная линия) осевых напряжений в зависимости от температуры закалки для опорного валка диаметром 1350 мм.

Таблица. 3.

Влияние размеров рабочего стального валка на уровень временных и остаточных осевых напряжений

Диаметр валка, мм 400 500 600

Максимальные временные растягивающие напряжения, МПа 617 600 596

Максимальные остаточные растягивающие напряжения, МПа 683 550 458

Максимальные остаточные сжимающие напряжения, МПа 673 720 740

Для изучения влияния размеров стальных опорных валков на распределение временных и остаточных напряжений при закалке ТПЧ с четырьмя предварительными подогревами было проведено аналогичное компьютерное исследование, как для рабочих валков. Анализировалось напряженное состояние в опорных валках из стали 9ХЗМФ диаметром 1150, 1200 и 1350 мм. Скорость движения индуктора на четырех предварительных проходах индуктора и температуры поверхности бочки в расчетах валков диаметром 1150 и 1200 мм принимались такими же, как для валка диаметром 1350 мм и составляли соответственно 4,5; 3; 2,5; 2,5 мм/с и 420, 660, 780, 840 °С соответственно. На закалочном проходе скорость движения индуктора для валка диаметром 1050 мм задавалась равной 1,4 мм/с, а для валка диаметров 1200 мм - 1,2 мм/с. Данные значения были подобраны путем численного эксперимента для получения такой же глубины закаленного слоя, равной 50 мм, как в расчетах валка 1350 мм при температуре закалочного прохода 970 °С. Результаты сравнительного анализа сведены в табл. 4.

Таблица. 4.

Влияние размеров опорного стального валка на уровень временных

и остаточных осевых напряжений

Диаметр валка, мм 1050 1200 1350

Максимальные временные растягивающие напряжения, МПа 478 465 460

Остаточные растягивающие напряжения в осевой зоне валка, МПа 130 90 60

Максимальные остаточные растягивающие [апряжения, МПа 482 452 430

Максимальные остаточные сжимающие напряжения, ЛПа 898 873 850

Из табл. 4 видно, что с уменьшением диаметра опорного валка из стали 9ХЗМФ при условии одинаковой глубины закаленного слоя в нем наиболее опасные осевые напряжения увеличиваются, причем как временные, так и остаточные. При уменьшении диаметра приблизительно на 20 % меньше всего увеличиваются максимальные временные растягивающие напряжения

на 4%, максимальные остаточные сжимающие напряжения увеличиваются немного больше на 6 %, еще больше на 12% увеличиваются максимальные остаточные напряжения, располагающие немного глубже закаленного слоя. Но сильнее других, более чем в два раза, увеличиваются остаточные растягивающие напряжения в осевой зоне валка.

Для рабочих валков диаметром 500 мм из стали 75Х2СГФ были проведены расчеты для отпуска в масляной ванне в течение 50 часов при температуре 110, 140 и 170°С, а для опорных валков диаметром 1350 мм из стали 9ХЗМФ для отпуска в электропечи в течение 60 часов при температуре 310, 360 и 380 °С. В табл. 5 представлены значения только наиболее опасных максимальных растягивающих осевых напряжений для этих вычислений.

Таблица 5.

Влияние температуры отпуска на уровень остаточных осевых напряжений в рабочих и опорных стальных валках

Рабочий валок диаметром 500 мм

Температура отпуска, °С 110 140 170

Максимальные растягивающие остаточные осевые напряжения, МПа 573 550 520

Опорный валок диаметром 1350 мм

Температура отпуска, °С 320 360 400

Максимальные растягивающие остаточные осевые напряжения, МПа 469 430 380

Из табл. 5 видно, что повышение температуры отпуска приводит к снижению максимальных растягивающих осевых напряжений в валках. Для рабочего валка диаметром 500 мм увеличение температуры отпуска со 140 °С на 30 °С приводит к снижению максимальных растягивающих осевых на 5,5 % , а уменьшение на 30 °С к увеличению на 4,2 %. Для опорного валка диаметром 1350 мм увеличение температуры отпуска с 430 °С на 40 °С приводит к снижению максимальных растягивающих осевых на 11,6 %, а понижение на 40 СС к увеличению на 9,1 %.

Результаты расчета и анализа полученных экспериментальных данных были учтены при производстве валков, производимых на ОРМЕТО ЮУМЗ. Качество их стало заметно лучше и по многим показателям они соответствуют требованиям мирового стандарта. В частности, валки из сталей 9Х2МФ и 75Х2СГФ поставляются в различные страны мира, где ими оснащены действующие прокатные станы. Эксплуатационная стойкость прокатных валков в сопоставлении с подобными зарубежными аналогами приведены в таблице 6.

Как видно из этой таблицы, для сталей 9Х2МФ и 75Х2СГФ эксплуатационная стойкость валков находится на уровне мировых

требований качества. Что касается 9ХЗМФ, то производство валков из этой стали находится в начальной стадии.

Таблица 6.

Эксплуатационная стойкость валков холодной прокатки __(между переточками)._

№ п/п Предприя тие Вид валка, размеры Марка стали Поставщик Средняя стойкость , т/валок

1 ммк РВХП, 500x1200 9Х2МФ ЮУМЗ (старые) 12953

9Х2МФ ЮУМЗ (новые) 20071

18Cr5S, (5% Сг) «Акегэ» 10463

2 ммк РВХП, 500x2500 60Х2СМФ ЮУМЗ (старые) 73410

60Х2СМФ ЮУМЗ (новые) 105511

3 ммк ОВХП, 1350x1200 90ХФ ЮУМЗ (старые) 151493

9X3 МФ ЮУМЗ (новые) 334074

5%Сг «Акеге» 216262

5%Сг "0Р" 236708

4 ммк РВХП, 450x1950 9Х2МФ ЮУМЗ (старые) 49101

75Х2СГФ ЮУМЗ (новые) 85027

3%Сг «Шеффилд» (Англия) 59569

5 Северстал ь ОВХП, 1300x1700 75ХМФ ЮУМЗ (старые) 436859

75Х2СГФ ЮУМЗ (новые) 1185936

AST 80Х (5% Сг) »ер« 1236656

5CrMoV, (5% Сг) «Шеффилд» (Англия) 1185034

UREK 70VA, (3%Сг) «Акеге» 270935

6 Северстал ь РВХП, 600x1700 75ХМФ к)УМЗ (старые) 54650

9X3 МФ ЮУМЗ (новые) 101562

3CR-341, (3% Сг) «Шеффилд» (Англия) 91889

18CR3S, (3% Сг) «Акеге» 103430

3% Сг 'Сиденор" 75442

Основные результаты и выводы

1. Разработана двумерная математическая модель физико-механических процессов, протекающих при термической обработке стальных прокатных валков, позволяющая предсказать распределение температур по сечению валка в каждый момент времени, прогнозировать кинетику формирования структуры, временных и остаточных напряжений.

2. Расчетным путем обоснована и экспериментально подтверждена возможность изготовления стальных валков холодной прокатки, соответствующих техническим показателям мирового качества: твердость бочки 90 - 102 ЩО, глубина активного слоя 30 - 50 мм, разброс значений твердости по бочке 1 - 2 ШВ.

3. Разработан и научно обоснован усовершенствованный технологический процесс предварительной термообработки стальных валков

холодной прокатки, позволяющий обеспечить мелкозернистую структуру перлита при сохранении относительно высоких значений ударной вязкости на уровне 100 кДж/м2.

4. Проведено компьютерное моделирование предварительной термообработки и спрейерной закалки после нагрева ТПЧ стальных валков. Максимальные растягивающие осевые временные напряжения при закалке ТПЧ возникают в области перехода от шейки к бочке валка и достигают 450 МПа. Неучет остаточных напряжений после предварительной термообработки приводит к погрешности в их определении приблизительно на 10%.

5. Определена оптимальная глубина активного слоя валков диаметром 500 ... 1300 мм при закалке ТПЧ, позволяющая максимально снизить уровень временных и остаточных напряжений.

6. Посредством компьютерного моделирования установлено, что наиболее чувствительны к температуре закалки остаточные растягивающие осевые напряжения в стальных прокатных валках. По мере увеличения температуры закалки от 900 до 1050°С значения этих напряжений могут увеличиваться на 40 - 45%. Значительно меньше на 5 - 10% возрастают при этом временные растягивающие и остаточные сжимающие осевые напряжения. Влияние температуры закалки как на временные, так и на остаточные напряжения снижается по мере увеличения диаметра валка.

7. Для снижения уровня растягивающих остаточных осевых напряжений при закалке ТПЧ на 20-30% целесообразно выбирать скорость движения индуктора и его мощность на закалочном проходе таким образом, чтобы глубина нагрева до температуры аустенизации превышала не более чем на 30 - 35% предельную глубину закаленного слоя для данного типоразмера валка, марки стали и температуры закалки. Предельную глубину можно определить экспериментально или посредством компьютерного моделирования.

8. Численный эксперимент показал, что при уменьшении диаметра стального валка при сохранении глубины закаленного слоя временные и остаточные растягивающие осевые напряжения увеличиваются. При уменьшении диаметра валка на 20 - 30 % остаточные растягивающие осевые напряжения могут увеличиваться на 10 - 50 %, причем, чем больше диаметр валка, тем увеличение меньше. Временные растягивающие и остаточные сжимающие осевые напряжения изменяются при этом значительно меньше на 3-10%.

Основные результаты диссертации опубликованы в следующих работах:

1. A.A. Полушин, A.M. Дьяков и др. Способ тепловой обработки бандажей/ Авторское свидетельство 2134306 от10.09.1999г.

2. А.А.Полушин, В.Д.Егоров и др. Устройство для закалки шаров/ Авторское свидетельство 11204 от16.09.1999г.

3. А.А.Полушин, Ю.С.Комратов и др. Способ получения высококачественной стали/ Авторское свидетельство 2139943 от 20.10.1999г.

4. А.А.Полушин, С.К.Носов и др. / Авторское свидетельство 2200198 от 10.03.2003г.

5. А.А.Полушин, С.К.Носов и др. Способ производства бандажей из заэвтектоидных сталей/ Авторское свидетельство 2203968 от 10.05.2003г.

6. В.И.Грызунов, А.А.Полушин, Е.В.Пояркова, Л.С.Диньмухаметова Термодинамические параметры оценки эксплуатационной стойкости валков при прокатке штрипсов для труб нефтегазовых магистралей // Мировое сообщество: проблемы и пути решения: Сборник научных статей-Уфа: Издательство УГНТУ, 2008г.,№24 с.49-53.

7. А.М.Покровский, А.А.Полушин Расчет термонапряжений в стальных прокатных валках при индукционной закалке ТПЧ // Производство проката, 2009, № 5, с.32-40 (рецензируемое издание, рекомендованное ВАК РФ).

8. В.И.Грызунов, А.А.Полушин, С.В.Каманцев, М.Ю.Минаков Анализ температурного режима прокатного валка в процессе термообработки/ Металловедение и термическая обработка металлов 2009, №8, с.42-45 (рецензируемое издание, рекомендованное ВАК РФ).

9. В.И.Грызунов, В.И.Барбаев, В.А.Лысов, М.Ю.Минаков, А.А.Полушин Моделирование распределения температуры по сечению прокатного валка в процессе термообработки/ Сборник международной конференции «Инновационная деятельность предприятий по исследованию, обработке и получению современных конструкционных материалов и сплавов» М., Машиностроение, 2009г., с.342-350.

10.В.И.Грызунов, А.А.Полушин, С.В.Каманцев, М.Ю.Минаков Механические свойства углеродистых и легированных сталей выплавляемых на ОАО «МК ОРМЕТО-ЮУМЗ»/ Сборник международной конференции «Инновационная деятельность предприятий по исследованию, обработке и получению современных конструкционных материалов и сплавов» М., Машиностроение, 2009г., с.359-365.

11.В.И.Грызунов, А.А.Полушин, С.В.Каманцев, М.Ю.Минаков Термическая обработка валков холодной прокатки/ Сборник международной конференции «Инновационная деятельность предприятий по исследованию, обработке и получению современных конструкционных материалов и сплавов» М., Машиностроение, 2009г., с.381-389.

Подписано в печать 23.09.2009 г. Формат60Х84 1/16 Бумага для офисной техники 80 гр./м!

Печать офсетная Тираж 100 экз. Заказ 818

462403, г. Орск, пр. Мира, 12 Группа производства полиграфической продукции ОПТД ОАО «МК ОРМЕТО-ЮУМЗ»

Оглавление автор диссертации — кандидата технических наук Полушин, Александр Александрович

ВВЕДЕНИЕ.

1 Особенности изготовления и эксплуатации стальных валков прокатных станов.

1.1 Общая характеристика сталей, применяемых для изготовления валков листопрокатных станов.

1.2 Технология изготовления валков.

1.3 Применяемые режимы термообработки валков.

1.4 Влияние термообработки на физико-механические и эксплуатационные свойства валков.

1.5 Анализ методов моделирования физико-механических процессов при термообработке стальных прокатных валков.

1.6 Причины выхода из строя валков в процессе производства и эксплуатации.

1.7 Задачи исследования.

2 Экспериментальное исследование физико-механических свойств валковых сталей.при термообработке.

2.1 Химический состав сталей, используемых для производства валков.

2.2 Микроструктурный анализ.392.3 Механические испытания и определение твердости:.

2.4 Выбор режима термической обработки.

3 Результаты исследований стальных валков при различных видах тер

• мообработки.

3.1 Термодинамические и кинетические факторы и их влияние на свойства прокатных валков.

3.2 Исследование механических и эксплуатационных свойств валков в зависимости от режимов их термообработки.

3.3 Изучение влияния термической обработки валковых сталей на микроструктуру.

3.4 Технологические схемы термообработки прокатных валков.

4 Математическая модель физико-механических процессов, протекающих при термической обработке прокатных валков.

4.1 Методика расчета температурного поля в валке.

4.2 Численное прогнозирование структуры стали при термообработке.

4.3 Математическое моделирование процесса формирования остаточных термонапряжений в валках.

5 Результаты компьютерного моделирования процесса термообработки прокатных валков.

5.1 Исследование температурно-структурного и напряженного состояний при предварительной термообработке.

5.2 Изучение формирования структуры и остаточных напряжений при индукционной закалке ТПЧ.

5.3 Зависимость эксплуатационных свойств прокатных валков от режимов термообработки.

Введение 2009 год, диссертация по металлургии, Полушин, Александр Александрович

Бесперебойная работа мощного прокатного стана и получение высокосортной продукции в значительной степени определяется качеством валков. Поэтому актуальной проблемой металлургического машиностроения является изготовление крупногабаритных опорных и рабочих прокатных валков с диаметром более двух и длиной до пяти метров, отвечающих мировому уровню. В настоящее время крупногабаритные прокатные валки производятся цельноковаными, бандажированными или композитными с наплавкой из высоколегированного сплава. Для изготовления цельнокованых валков применяются, в основном, высокопрочные валковые стали 9ХФ, 60Х2СМФ, 75ХМФ, 75Х2СГФ, 75ХЗМФА, 9ХМФ, 9Х2МФ, 9ХЗМФ, 9Х5МФ и другие. Наиболее широко применяемым методом упрочнения крупногабаритных прокатных валков, достигающих веса 100 т, является термическая обработка. Несмотря на относительно невысокие затраты (около 20% от общего объема затрат на производство), тер-ш мическая обработка в первую очередь влияет на весь комплекс физикомеханических свойств, характеризующих качество валков и их эксплуатационную стойкость.

Термическая обработка крупногабаритных прокатных валков производится в два этапа [32]. Вначале осуществляется предварительная термическая обработка, цель которой сформировать свойства сердцевинной части валка и создать условия для механической обработки поверхностных слоев. После механической обработки с припусками по бочке до 3 мм, а по шейкам 5-10 мм [16] производится окончательная термическая обработка, при которой формируется активный слой, во многом определяющий качество готового валка.

После предварительной термообработки валки подвергаются окончательной термообработке. Особые требования по твердости и прочности предъявляются к поверхностным слоям валков, по которым происходит контактирование. В связи с этим в качестве окончательной термообработки часто применяют не объемную, а поверхностную закалку. Особенно это относится к крупногабаритным прокатным валкам, осуществить объемную закалку которых не • всегда представляется возможным. Одной из разновидностей поверхностной закалки является индукционная закалка токами промышленной частоты (ТПЧ). После закалки обычно следует отпуск, цель которого снижение хрупкости закаленного слоя валка.

Основным параметром, определяющим качество прокатного валка, является его стойкость, то есть количество металла прокатанного им до списания. Очевидно, что стойкость стального кованого валка в первую очередь зависит от того, какая для него использовалась термическая обработка. Если, с одной стороны, режимы окончательной термообработки были недостаточно жесткими и на рабочей поверхности валка не сформировалась структура, отвечающая требованиям по твердости, валок быстро истирается и выкрашивается. С другой стороны, если режимы термообработки были излишне жесткими и в валке возникли значительные остаточные напряжения, близкие к предельным, то валок быстро разрушается за счет интенсивно протекающих усталостных явлений при эксплуатации.

Таким образом, важной проблемой при изготовлении стальных кованых прокатных валков является выбор рациональных режимов предварительной о окончательной термической обработки. При неправильном выборе режимов термообработки в валке возникают остаточные термонапряжения, недопустимо высокого уровня, которые могут привести к зарождению и росту трещин, и как следствие к разрушению валка, иногда даже до начала эксплуатации. Напри-хмер, на Южно-Уральском машиностроительном заводе (МК «ОРМЕТО-ЮУМЗ") зарегистрирован случай, когда разрушение рабочего валка произошло при шлифовке после закалки ТПЧ. Также случаи самопроизвольного разрушения крупногабаритных валков при хранении после окончательной термообработки неоднократно фиксировались на ЗАО "Новокраматорский машиностроительный завод" (Украина).

Экспериментальные методы исследования формирования структуры и термонапряжений с целью рационализации режимов термической обработки валков малоэффективны, так как разрушающие методы предусматривают повреждение валка, представляющего собой уникальную дорогостоящую деталь, а неразрушающие методы обладают, как правило, высокой погрешностью. К тому же экспериментальные методы не позволяют определить временные напряжения, имеющие место непосредственно в процессе термообработки, а они в ряде случаев бывают выше остаточных [35]. В связи с этим на первый план выходят методы компьютерного моделирования физико-механических процессов, протекающих при термообработке стальных прокатных валков, позволяющие проследить всю кинетику формирования структуры и остаточных напряжений по сечению валка, и выработать на этой основе рациональные режимы технологии термической обработки.

Напряжения при термообработке стальных валков возникают из-за неоднородности температурного поля и объемных деформаций, связанных с протеканием структурных превращений. Возникновение последних объясняется тем фактом, что при термообработке валковых сталей в зависимости от скорости охлаждения аустенит, имеющий гранецентрированную кристаллическую решетку, может превращаться в перлит или бейнит, у которых ферритная основа имеет объемно-центрированную решетку, или в мартенсит с тетрагональной решеткой [3]. Это структурное превращение сопровождается увеличением объема, так как гранецентрированная решетка более плотно упакована. В связи с этим метод расчета термонапряжений должен включать в себя решение трех задач: нелинейной нестационарной теплопроводности, моделирования формирования структуры и собственно вычисления напряжений. Причем указанные задачи оказываются взаимосвязанными, так как теплофизические коэффициенты и физико-механические характеристики стали, зависят не только от температуры, но и от структуры. Кроме этого в процессе самих структурных превращений происходит поглощение тепла при а —> у превращении и выделение тепла при у —> а превращении.

Большой вклад в исследование процессов формирования структуры и остаточных напряжений при термической обработке валков внесли В.В.Абрамов, М.В.Гедеон, В.А.Ломакин, Н.П.Морозов, В.П.Полухин, Ю.В.Юдин, В.А.Николаев, А.М.Легун, В.Г.Лешковцев, В.Т.Фирсов,

И.М.Борисов, В.С.Морганюк, В.Е.Лошкарев, Н.А.Адамова (Немзер), Н.И.Загряцкий, А.С.Киселев,ТЛпое, К.Тапака, Н.-У.Уп, Z.-G.Wang, ЗЛЗешБ, А.Вако1а, Э.^Иегка, ШосЫ^еБ, Р.Магйш, М.ЕЫеге, Н.МиИег, Б.ЬоЬе и др.

Несмотря на значительные успехи отечественных и зарубежных ученых в этом направлении, данная проблема, в силу своей сложности, еще не является в настоящее время до конца исследованной. Решение задачи в значительной степени осложняется протеканием структурных превращений, оказывающих большое влияние на физико-механические [63] и теплофизические [64] характеристики, а также приводящие к выделению скрытой теплоты структурных превращений [85]. Значительные градиенты температур, особенно при индукционной закалке ТПЧ, приводят к формированию пластических деформаций, поэтому задачу определения термонапряжений необходимо решать в упруго-пластической постановке для материала с нестабильной структурой.

Целью настоящей диссертации является исследование влияния термообработки на физико-механические свойства стальных прокатных валков и разработка на этой основе рациональных технологических режимов. Проведение работы связано с экспериментальным исследованием физико-механических свойств и микроструктуры стали после ковки, а также после предварительной и окончательной термообработок. Кроме экспериментального исследования в диссертации создана компьютерная - модель физико-механические процессов, протекающих при термообработки стальных прокатных валков, позволяющая посредством численного эксперимента варьировать условиями внешнего теплообмена и добиваться формирования в валке необходимой структуры, отвечающей требованиям по твердости бочки, и не приводящей с другой стороны к недопустимо высокому уровню остаточных напряжений. В качестве основных объектов исследования были выбраны рабочий валок диаметром 500 мм из стали 75Х2СГФ и опорный валок диаметром 1350 мм из стали 9ХЗМФ.

На защиту выносятся следующие основные результаты диссертационной работы:

1. Результаты экспериментального исследования микроструктуры сталей 75Х2СГФ, 9Х2МФ, 9ХЗМФ, 9Х5МФ при различных режимах предварительной и окончательной термообработок.

2. Результаты экспериментального исследования механических и эксплуатационных свойств валков в зависимости от режимов их термообработки

3. Результаты экспериментального исследования влияния термодинамических параметров на температурный режим прокатного валка в процессе термообработки.

4. Методика расчета температурного поля в прокатных валках с учетом зависимости теплофизических коэффициентов от температуры и структуры и выделения скрытой теплоты структурных превращений, основанная на методе конечных элементов.

5. Методика расчета кинетики формирования структуры в сталях 75Х2СГФ и 9ХЗМФ при различных видах термической обработки.

6. Методика расчета остаточных напряжений в валках при термообработке, основанная на решении задачи тсрмоупругопластичности для материала с нестабильной структурой, при использовании численной процедуры метода конечных элементов.

7. Разработка рекомендаций по совершенствованию режимов термообработки прокатных валков.

Диссертационная работа выполнена на кафедре «Материаловедение и технология металлов» Орского государственного технологического института (ОГТИ) в соответствии с планом научных исследований кафедры. Основные положения и результаты диссертации включены в научно-технический отчет по хоздоговорной теме 41X2834, а также по госбюджетным темам ОГТИ.

В ходе выполнения диссертационной работы результаты исследования докладывались на Международной конференции «Инновационная деятельность предприятий по исследованию, обработке и получению современных конструкционных материалов и сплавов», а также на научных семинарах кафедр «Материаловедение и технология металлов» ОГТИ в 2007-2009 годах. Основные положения диссертации опубликованы в 12 работах и авторских свидетельствах.

Заключение диссертация на тему "Разработка режимов предварительной и окончательной термической обработки стальных валков холодной прокатки"

Основные результаты и выводы

2. Расчетным путем обоснована и экспериментально подтверждена возможность изготовления стальных валков холодной прокатки, соответствующих техническим показателям мирового качества: твердость бочки 90 — 102 НЭО, глубина активного слоя 30 — 50 мм, разброс значений твердости по бочке 1-2 Н8Б.

3. Разработан и научно обоснован усовершенствованный технологический процесс предварительной термообработки стальных валков холодной прокатки, позволяющий обеспечить мелкозернистую структуру перлита при сохранении относительно высоких значений ударной вязкости на уровне 100 кДж/м2.

5. Определена оптимальная глубина активного слоя валков диаметром 500 . 1300 мм при закалке ТПЧ, позволяющая максимально снизить уровень временных и остаточных напряжений.

7. Для снижения уровня растягивающих остаточных осевых напряжений при закалке ТПЧ на 20 - 30% целесообразно выбирать скорость движения индуктора и его мощность на закалочном проходе таким образом, чтобы глубина нагрева до температуры аустенизации превышала не более чем на 30 -35% предельную глубину закаленного слоя для данного типоразмера валка, марки стали и температуры закалки. Предельную глубину можно определить экспериментально или посредством компьютерного моделирования.

8. Численный эксперимент показал, что при уменьшении диаметра стального валка при сохранении глубины закаленного слоя временные и остаточные растягивающие осевые напряжения увеличиваются. При уменьшении диаметра валка на 20 — 30 % остаточные растягивающие осевые напряжения могут увеличиваться на 10 - 50 %, причем, чем больше диаметр валка, тем увеличение меньше. Временные растягивающие и остаточные сжимающие осевые напряжения изменяются при этом значительно меньше на 3 - 10 %.

Библиография Полушин, Александр Александрович, диссертация по теме Металловедение и термическая обработка металлов

1.Башнин Ю.А., Цурков В.Н., Коровина В.М. Термическая обработка крупногабаритных изделий. М.: Металлургия, 1985 — 347с.

2. Башнин Ю.А., Цурков В.Н., Палсов А.Н. Термическая обработка крупных поковок. М.: Металлургия, 1973 176с.

3. Гуляев А.П. Металловедение. М.: Металлургия, 1978. 647 с.

4. Гультяев A.M. MATLAB. Имитационное моделирование в среде Windows. С-Пб. : Корона принт, 1999. 542 с.

5. Вол А.Е. Строение и свойства двойных металлических систем. М.: ГИФ- МЛ, 1979.-Т 1,756 с.

6. Боровик Л.И. и др. Причины выхода из строя валков станов холодной прокатки. Сталь, 1961, № 8, с. 716 719.

7. Jonel F. Hardenet Steel rois and Coal .1962, 185, № 4910, с. 354 360.

8. A.C. 564359 (СССР). Сталь для валков. Ефимов В.А., Спок Ю.А. и др.

9. Melloy G.F. Development of an Improved Forged Hardened Steel Roll Composition. Iron and Steel Enginier. 1965, 42, № 5, с. 117 126.

10. Гедеон M.B., Башнин Ю.А., Пономарева С.П. Сталь с пониженным содержанием углерода для изготовления валков холодной прокатки. Сб. тр. Перм. ПИ. № 148. Структурные превращения и свойства стали и сплавов. Пермь, 1974, с. 85-91.

11. Гедеон М.В., Башнин Ю.А., Пономарева С.П., Трейгер Е.И. Стойкость рабочих валков из стали 75ХСМФ непрерывного стана 450. НИИИН-ФОРМТЯЖМАШ, 1972, № 14 72 - 2, с. 3 - 6.

12. Гедеон М.В., Башнин Ю.А., Пономарева С.П. Сталь 75ХСМФ для изготовления рабочих валков непрерывного стана холодной прокатки 1200, НИИИНФОМТЯЖМАШ, 1972, № 14 72 - 2, с.6 - 9.

13. Гедеон М.В., Башнин Ю.А., Пономарева С.П., Титаренко И.А. Рабочие валки непрерывного стана холодной прокатки 1700 из стали 75ХСМФ. Сталь, 1973, №4, с. 344-351.

14. Гедеон М.В., Паисов И.В., Томсинский B.C., Пономарева СП. M и ТОМ, 1972, №1, с.66-67

15. Гедеон М.В., Башнин Ю.А., Пономарева СП. О кинетике изотермического распада переохлажденного аустенита валковых сталей 75ХСМФ, 75ХС и 75ХВ. Сб. тр. НИИПТмаш, №12,г.Краматорск, 1972, с. 152-157

16. Гедеон М.В., Соболь Г.П., Паисов И.В. Термическая обработка валков холодной прокатки. М., Металлургия, 1973, 344 с.

17. Форисенков С.А., Лисицын СП. Сталь для валков холодной прокатки. Авт.свид. № 186697. Бюлл. Изобр. и тов. знаков, 1966, № 19, с.84

18. Астафьев A.A., Санина А.П. Новая термически устойчивая марка стали для валков холодной прокатки, в кн.: Труды ЦНИИТМАШ, вып. 15, 1959, с.6-12

19. Морозов Н.П., Николаев В.А., Полухин В.П., Легуи A.M. Производство и эксплуатация крупных опорных валков,- М.: Металлургия, 1977 г, 128 с.

20. Волосникова A.B., Вяткин С.А., Сорокин В.Г. Марочник сталей и сплавов.- М.: Машиностроение, 1999 г, 640 с.

21. Воробьев Н.И., Токовой O.K., Мокринский A.B. и др. Влияние содержания серы и неметаллических включений в стали на флокенообразование в крупных поковках \\ Известия ВУЗов. Черная металлургия, 2003, № 2, С. 18 — 20.

22. Дерябин A.A., Горшенин И.Г., Матвеев В.В. и др. Влияние элементарного состава стали на флокеночувствительность рельсов в условиях производства НТМК. \\ Труды Седьмого конгресса Сталеплавильщиков. М.: Черметин-формация, 2003, С., 172 176.

23. Дерябин A.A., Горшенин И.Г., Матвеев В.В. и др. Флокеночувствительность железнодорожных рельсов производства НТМК \\ Сталь, 2003, № 11, С. 88-91.

24. Чучмарев С.К., Сторчак В.Г., Барг Л.Г. и др. Влияние неметаллических включений на окклюзию водорода сталью в напряженном состоянии. \\ Известия АН СССР., Металлы, 1972, 3 1, С. 42 44.

25. Гельд П.В., Рябов P.A. Водород в металлах и сплавах. М., Металлургия, 1974, 272 с.

26. Гельд П.В., Рябов P.A., Колес Е.С. Водород и несовершенства структуры металла. М., Металлургия, 1979, 221 с.

27. Воробьев Н.И., Мирзаев Д.А., Токовой O.K. и др. Сульфиды в поковках конструкционной стали 40ХГМ. \\ Металлы, 2006, № 2, С. 28 35.

28. Crucible Versasteel Air oif-hardeninq tool Steel. «Allou Did», 1973, June.

29. Гедеон M.B., Дзюба B.A., Башнин Ю.А., Пономарева С.П. Применение стали 75ХСМФ для изготовления рабочих валков 20-валковых станов. М и ТОМ, 1978, №4, с.69-71

30. А.Н. Крылов. О некоторых дифференциальных уравнениях математической физики, имеющих приложение в технических вопросах. М.-Л. Гостехиз-дат, 1950г., 237с.

31. Барон И. М., Квят Э. Ю. и др. Краткий справочник физико-химических величин. М. Химия, М.-Л., 1965г., 137с.

32. Третьяков A.B. Валки обжимных, сортовых и листовых станов. М.: Интернет инжиниринг, 1999, 80 с.

33. Шанявский A.A. Моделирование усталостных разрушений металлов. Синергетика в авиации. Уфа: ООО «Монография», 2007. - 500 е., ил.

34. С.Д. Пономарев, В.Л. Видерман, К.К. Лихарев. Расчеты на прочность в машиностроении. -М., Машгиз, 1959г., 450с.

35. Вафин Р.К., Покровский A.M., Лешковцев В.Г. Прочность термообраба-тываемых прокатных валков . — М., Изд, МГТУ им Н. Э. Баумана, 2004г., 264с.

36. Казачков Е.А. Расчеты по теории металлургических процессов, М., Металлургия, 1988 г.,288с.

37. Боровский И.Б., Гуров К.П., Марчукова И.Д., Угасте Э.Ю. Процессы взаимной диффузии в сплавах, М., Наука, 1973 г., 359 с.

38. Склюев П.В. «Расчет антифлокенной термической обработки», МиТОМ, 1962, №5, с. 12-18

39. Склюев П.В. «Водород и флокены в крупных поковках», М., Металлургия, 1963г., 198с

40. Zankau G. Выкрашивания валков холодного проката, их образование и объяснение причин их возникновения. Neue Hütte, 1966, Bd. II, №7, c.404-409

41. Ушаков В.Г., Гончар B.H., Шилкова Т.С. и др. Склонность к хрупкому разрушению конструкционных сталей после различных режимов термической обработки. В сб. научных трудов Челябинского политехнического института, №78, 1970, с. 176-181

42. Кобрин М.М., Шишокина К.В. Замедленное разрушение бандажей опорных валков холодной прокатки. Металловедение и обработка металлов, 1958, №5, с.43-48.

43. Кобаско Н.И. Образование трещин при закалке стали. Металловедение и термическая обработка металлов, 1970, №11, с.5-6.

44. Зайцев Г.З. Влияние остаточных напряжений на уменьшение пластических деформаций при циклическом нагружении деталей машин. Металловедение и термическая обработка металлов, 1966, №3, с. 10-13

45. Цуцуми Сабуро, Хара Сэнри, Иосии Седзо. Остаточный прогиб составных опорных валков. Fetsu to hagane. J. Iron and Steel Inst. Japan. 1971, 57, 5, p. 818 -822.

46. Геллер Ю.Н., Моисеев В.Ф., Околович Г.А. Основы легирования сталей холодного деформирования обрабатываемых на вторичную твердость. М и' ТОМ, №2, с. 9-13

47. Фарслоу С. Уравнения с частными производными для научных сотрудников и инженеров: пер. с англ. М.: Мир, 1985, 384 с.

48. Боровик Л.И. Эксплуатация валков станов холодной прокатки. Металлургия, 1968, с. 130-131

49. Производство крупных опорных валков и пути повышения их стойкости/. П.И.Полухин, Г.А. Пименов, В.А. Николаев и др. М, НИИИНФОРМ-ТЯЖМАШ, 1974, №2, 48 с.

50. Третьяков A.B., Гарбер Э.А. Расчет и исследование валков холодной прокатки. Машиностроение. М, 1966, 197 с.

51. Петров Б.Д., Моисеева Е.Г., Ожиганов А.Г. Труды ЦНИИТмаш, М. 1970, №95, с. 31-38.

52. Шмыков A.A. Справочник термиста. -М.: Машгиз, 1961, 390 с.

53. Гудремон Э. Специальные стали, т. I, Мелаллургиздат, М., 1959, с. 684.

54. Меськин B.C. Основы легирования стали. Металлургиздат, 1959, 688 с.ил.

55. Петров Б.Д., Гилева М.П. Термически устойчивые стали и сплавы с повышенной твердостью для рабочих валков листопрокатных станов,- В сб. " Производство крупных машин". НИИТЯЖмаш, УЗТМ, М., "Машиностроение", 1966, вып. 13, с. 105-122.

56. Плагов И.М., К вопросу о деформации литейных металлических форм в условиях теплосмен.- В кн. : Вопросы прочности машиностроительных конструкций, Вып. 45. Челябинск, 1968, с. 61-67

57. Штейнберг М.М., Смирнов М.Н., Коммисаров А.И., и др. Кинетика образования карбидной сетки в стали ШХ15. М и ТОМ, 1971, №1, с.39-44

58. Вязников Н.Ф. Легированная сталь. М, Металлургиздат, 1963, 272 с ил.

59. Лошкарев В.Е. К вопросу об изменении предела текучести стали в процессе распада аустенита //Металловедение и термическая обработка металлов. — 1988.- 1.-С. 59-60.

60. Кобаско Н,И. Исследование с помощью ЭВМ тепловых процессов при закалки стали, Металловедение и термическая обработка металлов. 1976, 10, С. 8- 13.

61. Боровский И.Б., Рыдник В.И. Локальность ренгеноспектрального микроанализа Сб. Аппаратура и методы ренгеновского анализа. Л. 1969 г., с. 141153.

62. Зейтц Ф. Современная теория твердого тела. Гостехиздат 1949 г., 596 с.

63. Металловедение и термическая обработка стали: \ Под ред. М.Л. Берн-штейна, А.Г. Рахштадта.- М.: Металлургия, 1983, Т. 2, 386 с.

64. Иванов Ю.Ф., Козлов Э.В. Взаимопревращения карбидных фаз при высокотемпературном отпуске стали 38ХНЗМФА. Изв. Вузов. Черная металлургия, 1994, № 12, С. 26-28.

65. Рыбин В.В., Малышевский В.А., Олейник В.Н. и др. Структурные превращения при вторичном твердении низкоуглеродистых легированных сталей. ФММ, 1976, Т. 41, № 4, С. 796 804.

66. Голиков И.Н., Масленков СБ. Дендритная ликвация в сталях и сплавах. -М.: Металлургия, 1977. 224с.

67. Баландин 1 .Ф. Основы теории формирования отливки. М.: Машиностроение, 1998.-335с.

68. Ершов Г.С., Позняк Л.А. Микронеоднородность металлов и сплавов. М.: Металлургия, 1985. - 214с.

69. Винокур В.В., Бейнисович Б.Н., Геллер А.Л., Натансон М.Э. Легирование машиностроительной стали. М.: Металлургия, 1977. - 200с.

70. Могутнов Б.М., Томилин И.А., Шварцман Л.М. Термодинамика железоуглеродистых сплавов. -М.: Металлургия, 1972 323 с.

71. Kozlov P.V., Popova N.P., Ivanov Ju.F. et all. Structure and Sources of long-range Stress Fields in Ultrafme-Grained Copper // Ann. Chim. Fr. 1996. -№21. -P.427-442.9146

72. Koneva N.A., Kozlov E.V., Trishkina L.I. Internal field sources, their screening and the flow stress // Materials Science and Engineering. 2001. - V.A319-321. -P.156-159.

73. Конева H.A. Внутренние поля напряжения и их роль в эволюции мезо-структуры //Вопросы материаловедения. 2002. - №1 (29). - С. 103-112.

74. Смирнов A.M., Козлов Э.В. Субструктура, внутренние поля напряжений и проблема разрушения паропроводов из стали 12Х1МФ. Кемерово: Куз-бас-свузиздат, 2004. - 163с.

75. Арутюнов В. А., Бухмиров В. В., Крупенников С. А. Математическое моделирование тепловой работы промышленных печей. М: Металлургия, 1990.-497с.

76. Бернштейн Н. Л., Рахштадт А. Г. Металловедение и термическая обработка стали М.: Металлургия, 1983. - 370 с.

77. Новиков И. И. Теория термической обработки металлов. М.: Металлургия, 1986. - 480 с.

78. Вишневецкий Я. С. Свободная ковка М.: Высшая школа, 1968. -1 70 с.

79. Глинкин Н.М. Ковка на молотах и прессах М.: Высшая школа, 1968, 256 с.

80. Ефимов В. А. Разливка и кристаллизация стали М.: Металлургия, 1976. 552 с.

81. Ефимов В. А. Проблемы стального слитка, Наукова думка.: 1998. -168с.

82. Камнев П. В. Совершенствование ковки крупных поковок. Л.: Машиностроение, 1975. - 344 с.

83. Тайц Н.Ю. Технология нагрева стали. М.: Металлургия, 1962, 568 с.

84. Скобло Т.С., Воронцов Н.М., Рудюк С.И. и др. Прокатные валки из высокоуглеродистых сплавов.- М.: Металлургия, 1994, 336 с.

85. Панасюк В.В. Механика квазихрупкого разрушения материалов. Киев: Наукова думка, 1991, 416 с.

86. Астафьев A.A., Алешечкина Г.Н., Монина В.Я. Термическая обработка валков прокатных станов. Термическая и химико-термическая обработка и покрытие металлов. М.: НИИинформтяжмаш, 1976, 38 с.

87. Производство и эксплуатация валков на металлургическом предприятии.: Р.С.Тахаутдинов, В.М.Салганик, А.Ю.Фиркович и др. Магнитогорск: Изд. МГТУ им Г.И.Носова, 1999/Г.2, 174 С.

88. Лыков A.B. Теория теплопроводности. М., Высшая школа, 1967, 600 с.

89. Коздоба Л.А. Методы решения нелинейных задач теплопроводности. — М.: Наука, 1975, 228 с.

90. Сегерлинд Л. Применение метода конечных элементов: Пер. с англ. — М.; Мир, 1979, 392 с.

91. Шабров H.H. Метод конечных элементов в расчетах деталей тепловых двигателей. Л.: Машиностроение, 1983, 212 с.

92. Грибанов В.Ф., Паничкин Н.Г., Песков Ю.А. Некоторые вопросы численного решения нелинейных задач нестационарной теплопроводности// Проблемы механики и теплообмена в космической технике. М.: Машиностроение, 1982, С. 242-249.

93. Кристиан Дж. Теория превращений в металлах и сплавах: Пер. с англ. М.: Мир -Ч. 1: Термодинамика и общая кинетическая теория, 1978, 808 с.

94. Абрамов В.В. Напряжения и деформации при термической обработке стали. Киев Донецк, Вища школа, 1985, 133 с.

95. Малинин H.H. Прикладная теория пластичности и ползучести. М.: Машиностроение, 1975, 400 с.

96. Биргер И.А., Шорра Б.Ф. Термопрочность деталей машин .- М.: Машиностроение, 1975, 456 с.

97. Inoe T.,Ranieski В. Determination of thermal hardening stress in steels by use thermoplasticity theory// Journal of the mechanics and physics of solid. - 1978, Vol. 26, N3, p. 187-212.

98. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике: Пер. с англ. М.: Мир, 1975, 543 с.

99. Пономарев С.Д., Бидерман B.JL, Лихарев К.К. и др. Расчеты на прочность в машиностроении. М.: Машгиз, 1958, т.2, 974 с.

100. Волков Е.А. Численные методы. М.: Наука, 1982, 256 с.

101. Самойлович Ю.А., Немзер Г.Г., Кабаков З.К. Математическая модель процесса охлаждения стальных изделий с учетом распада аустенита Металловедение и термическая обработка металлов. - 1979, N 9, С. 12-14.

102. Устиловский С.Я., Островский Г.А., Рыскинд A.M. Расчет распределения температур и напряжений при закалке цилиндрических деталей Металловедение и термическая обработка металлов. - 1986, N 10, С. 52 - 55.

103. Варгафтик Н.Б. Тепло физические свойства веществ М.- JL: Госэнер-гоиздат, 1956, 367 с.

104. Неймарк Б.Е. Физические свойства сталей и сплавов, применяемых в энергетике. М.- Л.: Энергия, 1967, 239 с.

105. Хомутин B.C., Серебренников Б.П., Юрьев Б.П. и др. Исследование теплофизических свойств стали ШХ15 в процессе нагрева.//Известия АН, Металлы, 1978, N 4, С. 191 193.

106. Борисов И.А. Исследования теплостойких сталей для валков холодной прокатки.//Металловедение и термическая обработка металлов. 2002, № 11, С. 13-22.

107. Слухоцкий А.Е., Рыскин С.Е. Индукторы для индукционного нагрева. -Л.: Энергия, 1979, 264 с.

108. Попова Л.Е., Попов A.A. Диаграммы превращения аустенита в сталях и Бета раствора в сплавах титана. М.: Металлургия, 1991 г, 504 с.

109. Ш.Черепанов Г.П. Механика хрупкого разрушения. М.: Наука, 1974, 416 с.

110. Жуховицкий A.A., Шварцман Л.А. Физическая химия. М.: Металлургия, 1968 г, 520 с.

111. Н.Максимова О.П. Мартеиситные превращения: история и закономерности.- Металловедение и термическая обработка металлов1999, №8, с.4-22.

112. Юдин Ю.В., Фабер В.М. Особенности кинетики распада переохлажденного аустенита легированных сталей в перлитной области. -Металловедение и термическая обработка металлов,2001,№2, с 3-8.

113. Пб.Крисман Дж Теория превращений в металлах и сплавах. М.:Мир, ч.1, 1978г.,808с.

114. Будников П.П., Кинстмегм A.M. Реакции в смесях твердых веществ. -М.; Стройиздат, 1971г.,278с.

115. Уманский Я.С. Физика металлов. М.; Атомиздат, 1978г., 352с.

116. Кащенко М.П. Волновая модель роста мартенсита при у-а в превращениях в сплавах на основе железа.- Екатеринбург; Наука, 1993г.,224с.

117. Киттель С. Введение в физику твердого тела.- М.; Наука, 1978г., 729с.

118. Миронов В.М, Миронова Т.Ф., Коваль Ю.Н., Герцрикен Д.С.,Алексеева В.В. Диффузионные процессы в металлах и сплавах при мартенситных превращениях. Вестник СамГУ, 2006г.,№3, с.134-146.

119. Покровский A.M. Оценка ресурса прокатных валков с учетом остаточных напряжений от термической обработки.//Производство проката.-2005, №9, С. 26-31.

120. Зарубин B.C. Температурные поля в конструкции летательных аппаратов. М.: Машиностроение, 1978, 184 с.

121. Чернышев А.П. Компьютерное моделирование структурных и фазовых превращений в неизотермических условиях.//Известия Вузов. Черная металлургия. 2001, № 8, С. 27 - 29.

122. Самарский A.A. Введение в численные методы. М.: Наука, 1982, 272с.

123. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике. М.: Мир, 1975, » 543 с.

124. Постнов В.А., Харкурим И.Я. Метод конечных эдементов в расчетах судовых конструкций. JL: Судостроение, 1974, 344 с.

125. Морозов Н.П. Аналитическое исследование процесса формирования остаточных напряжений в стальных закаленных валках: Дис. . канд. тех. наук: 05.16.01. Куйбышев, 1964. - 293 с.

126. Математическая модель процесса охлаждения стальных изделий с учетом распада аустенита / Ю.А. Самойлович, Г.Г. Немзер, З.К. Кабаков // Металловедение и термическая обработка металлов. 1979. - № 9. - С. 12-14.

127. Загряцкий Н.И. Расчет напряженно-деформированного состояния при закалке // Прикладные проблемы прочности и пластичности: Алгоритмизация и автоматизация решения задач упругости и пластичности. Горький: Изд. Горьк. ун-та, 1980.-С. 97-98 с.

128. Загряцкий Н.И., Виноградова Т.П. Исследование напряженно-деформированного состояния при закалке // Тепловые напряжения в элементах конструкций. Киев: Наукова думка, 1980. - № 20. - С. 90-94.

129. Адамова H.A. Теплофизическое обоснование режимов термообработки крупных прокатных валков: Дис. . канд. тех. наук: 05.16.08. Свердловск, 1986.-224 с.

130. Немзер H.A., Немзер Г.Г., Ковалев А.Г. Нормализация отливок в камере водовоздушного охлаждения // Металловедение и термическая обработка металлов. 1994. - № 11. - С. 12-16.

131. Лошкарев В.Е., Немзер Г.Г., Самойлович Ю.А. Определение теплофи-зических характеристик стали из решения обратной задачи теплопроводности // Промышленная теплотехника. 1980. - Т. 2. - № 31. - С. 22-28.

132. Самойлович Ю.А., Лошкарев В.Е. Определение температурных полей изделий при закалке // Металловедение и термическая обработка металлов. -1980. -№ 4. С. 10-13.

133. Лошкарев В.Е. Термонапряжения в закаливаемых стальных изделиях цилиндрической формы с осевым отверстием // Инж.-физ. журнал. 1984. - Т. 46 - № 3. - С. 491-498.

134. Лошкарев В.Е. Регулирование закалочных напряжений в полых цилиндрических изделиях // Изв. вузов. Черн. металлургия. 1984. - № 11. - С. 9094.

135. Лошкарев В.Е. О взаимосвязи закалочных напряжений и структурных превращений стали // Изв. АН. Металлы. 1985. - №5. - С. 86-89.

136. Лошкарев В.Е. Математическое моделирование процесса закалки с учетом влияния напряжений на структурные превращения в стали // Металловедение и термическая обработка металлов. 1986. - № 1. - С. 2-6.

137. Лошкарев В.Е. Расчет закалочных напряжений с учетом пластичности превращения и влияния напряжений на кинетику распада аустенита // Изв. вузов. Черн. металлургия. 1988. - № 1. - С. 111-116.

138. Температурные поля, деформации и напряжения в цельнокатаных вагонных колесах при различных режимах торможения / В.Г.Иноземцев, С.Н.Киселев, А.С.Киселсв и др. // Вестник ВНИИ железнодорожного транспорта. 1994. -№ 7. - С. 13-17.

139. Киселев А.С. Компьютерное моделирование тепловых, структурных и деформационных процессов при термических технологических воздействиях // Заводская лаборатория. 1999. - Т. 65. - № 1. - С. 111-116.

140. Нестеров Д.К., Сапожников В.Е., Дегтярев С.И. Математическая модель температурного поля рельса и многосопловое устройство для индукционной закалки головки рельсов // Металловедение и термическая обработка металлов. 1999. - № 12. - С. 31-35.

141. Темлянцев М.В., Стариков B.C. Расчет температурных полей в призматических заготовках при термоциклировании // Изв. вузов. Черн. металлургия. -2000. № 2. - С. 42-45.

142. Темлянцев М.В., Стариков B.C., Кондратьев В.Г. Моделирование температурных полей и сопротивления деформации в цилиндрических заготовках при нагреве с горячего посада под прокатку // Изв. вузов. Черн. металлургия. -2000.-№6.-С. 51-54.

143. Hsu P., Yang Y., Chen С. A three-dimensional inverse problem of estimating the surface thermal behavior of the working roll in rolling process // Trans. ASME J. Manuf. Sci. and Eng. 2000. - Vol. 122. - N 1. - P. 76-81.

144. Морганюк B.C. Методика расчета теплового и напряженно-деформированного состояния стальных изделий сложной формы // Проблемы прочности. 1982. - № 6. - С. 80-85.

145. Морганюк B.C., Кобаско Н.И., Харченко В.К. О возможности прогнозирования закалочных трещин // Проблемы прочности. 1982. - № 9. - С. 63-68.

146. Inoe Т., Tanaka К. An elastic-plastic stress analysis of quenching considering a transformation // Internation Journal of Mechanical Sciences. 1975. - Vol. 17. -N5.-P. 361-367.

147. Inoe T, Haraguchi K., Kimura S. Analysis of stresses due to quenching and tempering of steel // Transaction of the Iron and Steel Institute of Japan. 1978. -Vol. 1.-N9.-P. 11-15.

148. Левитан JI.M., Борисов И.А. Расчет закалочных напряжений на ЭВМ методом конечных элементов // Организация и механизация инженерного и управленческого труда: Реф. Сб. / ЦНИИТЭИтяжмаш. 1978. - Сер. 9. - Вып. 18.-С. 3-9.

149. Борисов И.А. Термическая обработка ответственных деталей в энергомашиностроении // Металловедение и термическая обработка металлов. 1979. - № 9. - С. 2-6.

150. Борисов И.А., Минков А.Н., Шейко B.C. Регулируемая закалка крупных изделий в водовоздушных охладительных установках // Металловедение и термическая обработка металлов. 1990. - № 2. - С. 2-4.

151. Астафьев А.А., Левитан Л.М. Регулируемая закалка: спрейерное и во-довоздушное охлаждение // Металловедение и термическая обработка металлов. 1999.-№ 2. - С. 9-12.

152. Савченко В.Г Исследование упруго-пластического состояния тел вращения при переменном неизотермическом нагружении с учетом ползучести // Прикладная механика. 1982. - Т. 18 - № 12. - С. 12-17.

153. Ищенко Д.А. Решение осесимметричной задачи термопластичности при циклических нагружениях // Прикладная механика. 1984. - Т. 20 - № 7. - С. 108-111.

154. Горынин Л.Г., Радзиловский В.И., Холмянский А. Исследование нестационарных температурных полей тел вращения МКЭ // Проблемы прочности. 1983. - № 9. - С. 37-39, 47.

155. Desalos Y., Giusti J., Lombry R. Contraintes de trempe superficielle par induction H.F. dans un barreau cylindrique // Revue Generale de Thermique. 1985. -Vol. 1.-N9.-P. 11-15.

156. Zabaras N., Mukherjee S., Arthur W.R. A numerical and experimental study of quenching of circular cylinders // Journal of Thermal Stresses. 1987. - Vol. 10. -N3. - P. 177-191.

157. Анализ причин разрушения поверхности рабочих валков при горячей прокатке цветных металлов / Б.Д.Петров, Л.Л.Цапаева, М.А.Казаков и др. // Тяжелое машиностроение. 1992. - № 1. - С. 33-35.

158. Hsu D., Kuang Z. A study on the distribution of residual stress due tj surface induction hardening// Trans. ASME J. Mater, and Technology. 1996. - Vol. 118. - N 4.-P. 571-575.

159. Аверин B.B., Карнеев C.B., Шмаков Л.Н. Математическая модель процесса возникновения остаточных напряжений // Математическое моделирование и краевые задачи: Труды 7-ой Межвузовской конференции. Самара, 1997. -Ч. 1.-С. 3-4.

160. Аверин В.В., Губанов С.Н., Карнеев С.В. Расчет термических напряжений при лазерной закалке // Математическое моделирование и краевые задачи: Труды 9-ой Межвузовской конференции. Самара, 1999. - Ч. 1. - С. 3-4.

161. Finite element analysis of temperature field wish phase transformation and non-linear surface heat-transfer coefficient during quenching /H.Cheng, S.Zhang, H.Wang, J.Li // Appl. Math. And Mech. Engl. Ed. 1998. - Vol. 19. - N 1. - P. 15-20.

162. Rodrigues J.M.C., Martins P.A.F. Coupled thermo-mechanical analysis of metal-forming processes through a combined finite element-boundary element approach // Int. Journal Numer. Meth. Eng. 1998. - Vol. 42. - N 4. - P. 631-345.

163. Ruan Y. A steady-state thermomechanical solution of continuously quenched axisymmetric bodies // Journal of Applied Mechanics. 1999. - Vol. 66. -N2.-P. 334-339.

164. Bakota A., Iskierka S. Numerical analysis of phase transformations and residual stresses in steel cone-shaped elements hardened by induction and flame methods // Int. Journal Mech. Sci. 1999. - Vol. 40. - N 6. - P. 617-629.

165. Ehlers M., Muller H., Lohe D. Simulation of stresses, residual stresses and distortion in stepped cylinders of AISI 4140 due to martensitical hardening by immersion cooling // Journal Phys. Sec. 4. 1999. - Vol. 9. - N 9. - P. 333-340.

166. Лиманова JI.B. Расчет тепловых и механических полей при термопластическом упрочнении пластины с двумя цилиндрическими отверстиями с учетом завиимости свойств материала от температуры // Вестник Сам. ГТУ Сер. Техн. науки. 1999. - № 6. - С. 63-69.

167. Sen S., Aksakal В., Ozel A. Transient and residual thermal stresses in quenched cylindrical bodies // Int. Journal Mech. Sci. 2000. - Vol. 42. - N 10. - P. 2013-2029.

168. Комратов Ю.С., Лехов О.С. Исследование напряженно-деформированного состояния двухслойного бандажа прокатного валка// Производство проката. 2002. - № 4. - С. 36-39.

169. Моделирование механических свойств стали в нестационарных температурных полях / Н.П.Морозов, Н.А.Адамова, Н.В.Власова и др. // Обработка металлов давлением: Межвуз. сб. Свердловск: Изд. УПИ им С.М.Кирова, 1984. - Вып. 11. -496 с.

170. Seong-Hoon К., Yong-Taek I. Finite element investigation of multi-phase transformation within carburized carbon steel // J. Mater. Process Technol. 2007. 183. № 2-3 -C. 241-248.

171. Tanaka K., Iwasaki R, Nagaki S On T-T-T and C-C-T diagram of steels: a phenomenological approach to transformation kinetics // Ingenieur-Archiv. 1984. -Vol. 54,-N2.-P. 81-90.

172. Проблема оптимизации закалки прокатных валков и методы ее решения / Н.А. Адамова, Ю.Н. Андреев, Ю.В. Юдин и др. // Металловедение и термическая обработка, 1990, N 9, с. 19-23.

173. Совершенствование технологии термической обработки прокатных валков с использованием математического моделирования / Ю. А. Карасюк, В.Г. Сорокин, Н. А. Адамова Н.А.и др. // Тяжелое машиностроение, 1992, № 5.

174. Khan S.A., Bhadeshia H.K.D.H. The bainite transformation in chemically heterogeneous 300M high-strenght steel // Met. Trans. 1990. - Vol. 21a. - P. 859875.

175. Sun N.X., Liu X.D., Lu K. An explanation to the anomalous Avrami exponent// Scrip. Mater. 1996. - Vol. 34. - N 8. - P. 1201-1207.

176. Баннова М.И. Параметры роста ос-фазы и связь с устойчивостью переохлажденного аутенита в промежуточной области // Физика металлов и металловедение. 1975. - Т. 40. - Вып. 6. - С. 1319-1320.

177. Об инкубационном периоде перлитного превращения / Л.А.Алексеев, Р.Б.Леви, Л.И.Коган и др. // Физика металлов и металловедение. 1979. - Т. 47. -Вып. 5. - С. 1005-1009.

178. О процессах, протекающих в переохлажденном аустените перед перлитным превращением / А.В.Кулемин С.З.Некрасова, Р.И.Энтин, В.А.Мешалкин // Изв. АН. Металлы. 1982. - №. 3. - С. 68-80.

179. Абрамов В.В. Напряжения и деформации при термической обработке стали. Киев-Донецк: Вища школа, 1985. 133 с.

180. Wang Z.-G., Inoue T. Analysis of temperature, structure and stress during quenching // Journal of the Society Materials Science of Japan. 1983. - N 360. - P. 991-1003.

181. Ломакин B.A. Задача определения напряжений и деформаций в процессах термической обработки // Изв. АН. Отд техн. наук. Механика и машиностроение. 1959. - №. 1. - С. 103-110.

182. Ломакин В.А. Теоретическое определение остаточных напряжений при термической обработке металлов // Проблемы прочности в машиностроении. -1959.-№. 2.-С. 72-83.

183. Лешковцев В.Г., Покровский A.M., Бойков В.Н. Математическое моделирование процессов превращения переохлажденного аустенита в эвтектоид-ных сталях // Металловедение и термическая обработка металлов. 1988. - № 1.-С. 17-19.

184. Лешковцев В.Г., Покровский A.M. Ползучесть сталей в процессе бей-нитного превращения // Известия вузов. Черная металлургия. 1992. - № 7. - С. 45^47.

185. Покровский A.M., Лешковцев В.Г. Расчетное определение структуры и твердости прокатных валков после индукционной закалки // Металловедение и термическая обработка металлов. 1997. - № 9. - С. 31-34.

186. Покровский A.M., Лешковцев В.Г. Расчет напряжений в прокатных валках при индукционной закалке // Известия вузов. Черная металлургия. — 1998.-№7.-С. 31-38.

187. Лешковцев В.Г., Покровский А.М Расчет закалочных напряжений в стальных деталях с учетом упруговязкопластических свойств и изменения фазового состава // Известия АН. Механика твердого тела. 1999. - № 2. — С. 101107.

188. Математическое моделирование температурно-структурного состояния при закалке композитных прокатных валков / А.М.Покровский, В.Г.Лешковцев, А.М.Вейнов и др. // Сталь. 2006. - № 2. - С. 63-65.

189. Лешковцев В.Г., Покровский A.M. Применение сталей с высокой про-каливаемостью для изготовления крупногабаритных прокатных валков // Металловедение и термическая обработка металлов. 2007. — №11. - С. 4044.

Похожие работы

Металлургия
05.16.00