автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Совершенствование оборудования и разработка ресурсосберегающих технологий листовой прокатки стали и сплавов с заданными свойствами и структурой

На правах рукописи

АЛДУНИН Анатолий Васильевич

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ОБОРУДОВАНИЯ И РАЗРАБОТКА РЕСУРСОСБЕРЕГАЮЩИХ ТЕХНОЛОГИЙ ЛИСТОВОЙ ПРОКАТКИ СТАЛИ И СПЛАВОВ С ЗАДАННЫМИ СВОЙСТВАМИ И СТРУКТУРОЙ

Специальность 05.02.13 - «Машины, агрегаты и процессы

(металлургия)»

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва-2010

2 8 ЯН В 20Ю

Работа выполнена в Московском государственном открытом университете и Московском государственном вечернем металлургическом институте.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Кривонос Георгий Александрович

доктор технических наук, профессор Никитин Георгий Семенович

доктор технических наук, профессор Галкин Александр Михайлович

Ведущая организация: ОАО «Институт Цветметобработка»

Защита диссертации состоится «18» февраля 2010 г. в 14 часов на заседании диссертационного совета Д212.127.01 при Московском государственном вечернем металлургическом институте по адресу: 111250, г. Москва, Лефортовский вал, д. 26.

Телефон (495) 361-14-80, факс (495) 361-16-19, e-mail: mgvmi-mail@mtu-net.ru.

Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные печатью организации, просим направлять по адресу: 111250, г. Москва, Лефортовский вал, д. 26, МГВМИ, Ученый совет.

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

Автореферат разослан «

Ученый секретарь диссертационного сов«

кандидат технических наук, доцент

Башкирова Т.И.

Актуальность проблемы. Расширение номенклатуры изготавливаемых машин и конструкций, эксплуатируемых в сложных условиях нагружения, предъявляет все более жесткие требования к комплексу физико-механических свойств и точности геометрических размеров плоского проката из стали и цветных металлов и сплавов.

Качество проката зависит от степени совершенства оборудования и технологий его производства. В настоящее время при проектировании прокатного оборудования еще недостаточно внимания уделяется вопросам обеспечения качества продукции по структуре и пластичности металла, стабилизации нагрузок на оборудование, повышению продольной устойчивости прокатываемых полос, а также температурному режиму и стойкости валков.

В связи с дальнейшим освоением быстродействующей управляющей и вычислительной техники большую актуальность имеют вопросы математического описания технологических процессов, включая физические явления в обрабатываемом металле, и разработки критериев оптимальности управления этими процессами.

Таким образом, совершенствование оборудования, исследование основных закономерностей формирования структуры и свойств металла при прокатке полос и лент, технологических и силовых ограничений, разработка математических моделей и алгоритмов имеют важное научное и практическое значение. Разработка на этой базе новых технологических и технических решений является актуальной задачей.

Работа выполнена в соответствии с координационными планами НИР Министерств и ведомств МИСиС, ЛГТУ, ОАО «Институт Цветметобработка» и МГОУ. Результаты разработки и внедрения технологии производства лент из бериллиевых бронз ответственного назначения отмечены Серебряной медалью Международной выставки «Металл-Экспо» в 2005 году.

Цель работы. Совершенствование оборудования и разработка эффективных технологических процессов производства плоского проката на основе ресурсосбережения, закономерностей формирования структуры для получения заданных физико-механических свойств металла при снижении энергосиловой нагрузки на станы.

Для достижения поставленной цели в работе были сформулированы следующие задачи:

1) усовершенствование методов технологического проектирования листопрокатного оборудования на основе анализа состава действующих промышленных компоновок, учитывающее структурные преобразования и более полное использование ресурса пластичности при достижении заданного качества проката;

2) исследование температурных полей, термических и остаточных напряжений для повышения стойкости, долговечности и надежности рабочих валков;

3) теоретическое и экспериментальное исследование влияния натяжения прокатываемых полос на силовые и деформационные параметры для снижения нагрузки на оборудование;

4) анализ напряженно-деформированного состояния прокатываемых полос с целью выравнивания распределения деформации по всей толщине и соответствующего уменьшения числа проходов и клетей;

5) исследование условий деформирования раската в горизонтальных и вертикальных валках для обеспечения его продольной устойчивости, стабилизации уширения и влияния на них режима натяжения с целью снижения энергосиловых параметров и повышения выхода годного;

6) разработка методики физического моделирования условий завершения процесса формирования структуры низкоуглеродистой стали и сплавов цветных металлов к началу последующего обжатия полос на станах для снижения нагрузок на рабочие валки и гарантированного получения заданных физико-механических свойств;

7) разработка основных принципов оптимизации процессов горячей прокатки полос для создания на их основе усовершенствованных технологий производства, повышения производительности, надежности оборудования и улучшения качества продукции.

Научная новизна. 1. Разработана новая научно-обоснованная методология технологического проектирования и компоновки оборудования для производства качественных полос и лент, учитывающая завершенность процесса формирования структуры к началу последующего обжатия, ресурс пластичности де-

формируемого металла и обеспечивающая повышение долговечности оборудования.

2. Впервые разработаны основы теории расчета новых конструкций нереверсивных клетей с обводным устройством для параллельной горячей прокатки полос, позволяющие уменьшить число клетей, повысить производительность и улучшить качество проката.

3. Разработана теория расчета температурных полей, термических и остаточных напряжений рабочих валков полосовых станов горячей прокатки с системой интенсивного охлаждения, позволяющая существенно повышать их стойкость и стабилизировать температурный режим прокатываемых полос.

4. Разработана теория продольной устойчивости прокатываемых полос в горизонтальных и вертикальных валках полосового стана, стабилизации процессов уширения, более полного использования ресурса пластичности и величины проникновения деформации, а также совершенствования методики выбора режима межклетевого натяжения раската для снижения нагрузок на оборудование, существенного сокращения числа клетей и минимизации числа проходов.

5. Разработана теория формирования заданной структуры при непрерывной горячей прокатке полос и созданы научные основы методологии проектирования новых компоновок оборудования НШСГП с повышенной производительностью и гарантированным качеством проката; впервые созданы качественные трехмерные диаграммы рекристаллизации аустенита стали СтЗсп и сплава «цинк-титан» в координатах «обратная температура 1/Т - логарифм относительного обжатия Ige — логарифм времени /¿т», позволяющие оптимизировать режим горячей прокатки полос по их структуре, гарантировать получение заданных свойств и минимизировать силовые параметры.

6. Научно обоснована и разработана методология построения алгоритма расчета настройки чистовой группы клетей НШСГП на производство проката с заданными структурой и механическими свойствами, позволяющая снижать расход энергии на производство полос.

7. Разработаны научно-обоснованные зависимости физико-механических свойств бериллиевой бронзы и цинк-титанового сплава от основных технологи-

ческих параметров, позволяющие производить прокат требуемого качества с широкой гаммой свойств в соответствии с международными стандартами и

\/тг\и1татг- л/^иптла ппи пг»г*ттр»тт\/1гтт*»г5 пйпайпТ1гр пяпттаимрл*

8. Впервые разработана обобщенная зависимость величины предельного относительного обжатия еь раската от отношения размеров И/Ь и модуля упругости Е в широком диапазоне их изменения при прокатке черных и цветных металлов в вертикальных валках полосовых станов для получения качественной продукции и создания систем настройки валков.

Практическая значимость и реализация результатов работы. 1. Предложен новый состав технологического оборудования для производства лент бериллие-вой бронзы из укрупненной заготовки. Внедрен новый режим прокатки полосовой заготовки толщиной 6 мм за восемь проходов вместо девяти на двухвалковом стане 700x1300 (технологическая инструкции ТИ СМК-23/27-6-2003); уменьшено с четырех до трех число прокатных переделов; освоен выпуск проката с более широкой гаммой механических свойств и точностью по толщине, соответствующей требованиям международных стандартов; выход годного увеличен на 8,8 % за счет стабилизации механических свойств и структуры, а также сокращения расслоений, краевых трещин и обрывов при прокатке (Московский завод по обработке цветных металлов).

2. Повышена эксплуатационная надежность двухвалкового полосового стана 700x1300 за счет совершенствования режимов охлаждения и соответственно снижения температурного градиента, термических и остаточных напряжений рабочих валков. В результате время между перевалками увеличено на 810 % (Московский завод по обработке цветных металлов).

3. Разработанные математические модели структурообразования низкоуглеродистой стали СтЗсп используются в алгоритмах расчета сопротивления деформации прокатываемых полос в системе начальной настройки клетей чистовой группы стана 2000; применение данных моделей повысило точность настройки стана, улучшило структуру и увеличило стабильность механические свойства производимых горячекатаных полос в 1,2-1,8 раза (Ново-Липецкий металлургический комбинат).

Алгоритм расчета настройки НШСГП и входящие в него в виде констант

результаты экспериментов необходимы при разработке конструкций станов нового поколения и систем автоматического управления качеством горячекатаных стальных полос.

4. Разработаны температурно-деформационные и скоростные режимы горячей и неполной горячей прокатки полос из сплава «цинк-титан» на реверсивном четырехвалковом стане 400/1000x1000, при которых ресурс пластичности обрабатываемого материала используется более полно, чем по действующей технологии. Внедренный режим неполной горячей прокатки цинк-титанового сплава обеспечил улучшение и стабилизацию комплекса механических свойств готового проката с уменьшением диапазона их разброса в 1,4-1,6 раза и соответственно условий работы рабочих валков (Московский завод по обработке цветных металлов).

5. Разработаны и внедрены рациональные режимы обжатий по ширине полос при горячей прокатке медных сплавов на реверсивном двухвалковом стане 850x1000, обеспечивающие уменьшение разноширинности на выходе из стана в среднем на 4 мм без потери продольной устойчивости полосы и перегрузки валков (Кольчугинский завод по обработке цветных металлов).

6. Разработана и промышленно апробирована новая конструкция двухвалковой клети, позволяющая уменьшить число рабочих клетей стана на 8-10 %, защищенная авторским свидетельством на изобретение.

7. Разработанная методика расчета проникновения пластической деформации по всему сечению прокатываемой полосы для уточнения числа проходов и соответственно усилий используется при проведении практических занятий по дисциплинам «Конструирование машин и оборудования металлургического производства» и «Теория обработки металлов давлением» (Московский государственный открытый университет).

8. Использование и внедрение результатов работы в промышленности позволило получить экономический эффект около 15,2 млн. руб. и освоить производство новых видов прокатной продукции. -

Обоснованность и достоверность основных положений и результатов диссертации определяется применением аналитических методов исследования,

использованием фундаментальных основ теории прокатки, методов математической статистики, современных методов физического моделирования и пла-стометрических испытаний, применением компьютерных технологий и практической реализацией в условиях реального производства.

Личный вклад соискателя. При проведении исследований, результаты которых опубликованы в соавторстве, диссертантом предложены основные идеи и выполнены теоретические, технические и технологические разработки, а также сделан обобщающий анализ результатов.

Положения, выносимые на защиту. 1. Новая методология технологического проектирования и компоновки оборудования для производства качественных полос и лент, учитывающая основные закономерности формирования структуры и ресурс пластичности деформируемого металла.

2. Усовершенствованная теория расчета температурных полей и напряжений рабочих валков полосовых станов горячей прокатки, позволяющая повышать эксплуатационную надежность стана.

3. Теория продольной устойчивости полосы при ее боковом обжатии вертикальными валками полосового стана и методика выбора режима натяжения для снижения нагрузок на рабочие валки.

4. Теория минимизации числа проходов при прокатке полос за счет более полного использования ресурса пластичности на основе созданной диаграммы предельной пластичности, позволяющая уменьшить суммарный расход энергии.

5. Методика физического моделирования условий формирования структуры низкоуглеродистой стали при прокатке полос на НШСГП для минимизации энергосиловых параметров.

6. Основные закономерности формирования структуры низкоуглеродистой стали СтЗсп при непрерывной горячей прокатке и алгоритм расчета настройки чистовой группы клетей НШСГП на производство проката с заданными структурой и механическими свойствами, оптимизацией нагрузки по клетям и увеличением производительности стана.

Апробация результатов диссертации. Основные материалы работы лично доложены и обсуждены на: семинаре У-ой Уральской школы металловедов-

термистов «Вопросы металловедения и термической обработки стали и титановых сплавов», г. Киров, 1977 г.; Всес. научно-техн. семинаре «Автоматизация листовых станов горячей прокатки», г. Кривой Рог, 1977 г.; Всес. научно-техн. конференции «Современные проблемы повышения качества металла», г. Донецк, 1978 г.; Всес. научно-техн. семинаре «Прогрессивные технологические процессы в производстве холоднокатаного листа», г. Липецк, 1981 г.; Всес. научно-техн. семинаре «Прогрессивные технологические процессы в производстве холоднокатаного листа», г. Липецк, 1985 г.; УП-ой Всес. научно-техн. конференции «Теплофизика технологических процессов», г. Тольятти, 1988 г.; Республиканской научно-практ. конференции КамАЗ - КамПИ «Программно-целевое проектирование технологий», г. Набережные Челны, 1989 г.; Республиканской научно-техн. конференции «Наука - производству», г. Набережные Челны, 1990 г.; 7-ой Международной научно-техн. конференции «Моделирование и исследование сложных систем», г. Севастополь, 2000 г.; Всес. научно-техн. коференции «Ресурсоэнергосбережение - XXI век», г. С.-Петербург, 2000 г.; Международной научно-техн. конференции «Теория и практика производства проката», г. Липецк, 2001 г.; 4-ом Конгрессе прокатчиков, г. Магнитогорск, 2001 г.; У1-ом Международном Конгрессе «Кузнец-2002. Состояние, проблемы и перспективы развития КШП, КП машин и обработки металлов давлением», г. Москва, 2002 г.; научно-техн. коференции МГВМИ и Союза кузнецов «Состояние, проблемы и перспективы развития металлургии и обработки металлов давлением» г. Москва, 2003 г.; П-ой Всероссийской межвуз. научно-практ. конференции «Проблемы повышения качества подготовки специалистов в области художественной обработки металлов», г. Москва, 2004 г.; Международной научно-техн. конференции «Теория и практика производства листового проката», г. Липецк, 2005 г.; Бернштейновских чтениях по термомеханической обработке металлических материалов, г. Москва, 2006 г.; Всероссийской научно-техн. конференции «Состояние, проблемы и перспективы развития металлургии и обработки металлов давлением», г. Москва, 2007 г.; Международной научно-техн. конференции «Теория и практика производства листового проката», г. Липецк, 2008 г.; Международной научно-техн. конференции «Нанотехнологии и наноматериалы», г. Москва, 2009 г.

Публикации. Основное содержание диссертационной работы опубликовано в монографии, 50 научных статьях, в том числе 22 публикациях в журналах, рекомендованных ВАК РФ, и одном изобретении.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 8 глав, выводов, 7 приложений. Она изложена на 410 страницах машинописного текста, содержит 100 рисунков, 46 таблиц, список использованных источников содержит 447 наименований.

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ОБОРУДОВНИЯ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ПЛОСКОГО ПРОКАТА

В связи с интенсификацией процессов прокатки известных сплавов и освоением производства новых материалов необходимо создание усовершенствованных конструкций оборудования на основе новых знаний о сопротивлении пластической деформации, предельной пластичности, распределении пластической деформации по толщине полосы, температурном режиме работы и напряжениях валков, основных закономерностях формирования заданной структуры и физико-механических свойств. Эти данные необходимы еще для выбора и оптимизации состава и компоновки технологического оборудования, определения максимально допустимых значений силовых параметров, а также совершенствования конструкции систем охлаждения валков (рис. 1). Разработка режимов прокатки на основе выбора областей с повышенной пластичностью и однородной структурой металла способствует снижению нагрузок на рабочие узлы оборудования, уменьшению деформационной поврежденности металла и улучшению качества поверхности готового проката. Использование усовершенствованной теории расчета температурных полей, термических и остаточных напряжений валков позволяет отрабатывать основные параметры системы их охлаждения для повышения эксплуатационной надежности и долговечности прокатных станов.

Анализ действующих компоновок и состава оборудования для производства полос и лент показал их несовершенство. Скрытые резервы металла по структуре и пластичности используются далеко неполно, разнозернистость и

Рис. 1. Усовершенствование методов технологического проектирования оборудования листопрокатных станов

разброс механических свойств готовых полос значительны и требуют существенного улучшения.

Для моделирования условий формирования структуры низкоуглеродистой стали на НШСГП на базе лабораторного двухвалкового стана 250x400 была создана экспериментальная автоматизированная установка, у которой нижний прокатный валок выполнен трехступенчатым. При прокатке образцов за один и два прохода установка воспроизводит основные температурно-деформационные, скоростные и временные параметры прокатки полос в чистовой группе НШСГП.

С целью повышения производительности и улучшения качества продукции по структуре и механическим свойствам была усовершенствована конструкция нереверсивной двухвалковой прокатной клети путем применения разработанного обводного устройства, защищенного авторским свидетельством на изобретение (рис. 2).

Рис. 2. Устройство нереверсивной двухвалковой клети для параллельной горячей прокатки полос: 1 - верхний валок; 2 - кожух; 3 - приводные ролики; 4 - тяги; 5 - коромысла; 6 - ось; 7 - пневмоцилиндр, 8 -ось; 9- датчик; 10-промежуточные гибкие элементы; 11 - пары транспортирующих роликов; 12 — неприводные ролики; 13 - направляющие; 14 — от-секатель; 15 - нижний валок; 16 — заслонка; 17-пневмоцилиндр

Использование данного технического решения подтверждено соответствующим расчетом прочности нижнего модернизированного ступенчатого валка при действии усилий прокатки на его двух ступенях (рис. 3) и опытно-промышленным опробованием конструкции в АОА «Авиапромналадка». Данная конструкция обеспечивает сокращение междеформационных пауз при горячей прокатке полос, улучшение качества полос,

А?»

щ

А.

1

Рис. 3. Схема к расчету ступенчатого валка

fiL

TihB

снижение тепловых потерь и сокращение числа клетей на 8-10 %.

Для экспериментального исследования продольной устойчивости полос при прокатке на промышленном полосовом двухвалковом стане 260*400 с вертикальными калиброванными роликами без натяжения и с натяжением раската был разработан роликовый измеритель выпучивания (рис. 4).

Рис. 4. Схема измерения выпучивания полосы на двухвалковом стане 260x400: а) роликовый измеритель выпучивания полосы

1 - контактный ролик; 2 -вилка; 3 — стержень; 4 - скоба; 5 - гайка; 6 - шайба; 7 -резьбовая втулка; 8 - индикаторная часовая головка;

б) детали стана

9 - станина; 10, 11 - рабочие валки; 12 - прокатываемая полоса; 13 - приемный стол; 14 - правый вертикальный ролик; 15 - брус; 16 - прижим

Получили зависимости величины выпучивания прокатываемых полос от абсолютного обжатия их кромок, некоторые из которых приведены на рис. 5.

-г-;

■-4 /¡,/6,=о,оп

гГз*5-- 1

0,375 0,75 1J2S 1,5 1,875 Обжатие кромок полосы ДЬ, мм

Рис. 5. Потеря устойчивости полос при обжатии боковых кромок без натяжения (1, 3) и с задним натяжением (2, 4): Л68 0,78x129,6 мм (1, 2 - мягкое состояние) и МНц15-20 1,15x98 мм (3, 4 - мягкое состояние)

Получены количественные оценки положительного воздействия переднего и заднего натяжений на продольную устойчивость раската.

Разработка методики расчета температурных полей и напряжений

рабочих валков

Для современных полосовых станов горячей прокатки закономерна тенденция интенсификации охд^ждения рабочих валков за счет увеличения расхода 0 и давления р воды, а также уменьшения расстояния I от коллекторов до поверхности валков.

Температурное поле рабочего валка полосового стана горячей прокатки определяется известным уравнением теплопроводности:

5'М

дх

dh{r,x) 1 8l{r, т) er2 г' дг

и краевыми условиями

^Ць-'М, =О и г(г,0)=»0,

дг К дг

(1)

(2)

где i(r,r) - текущая температура на радиусе г в момент времени т, °С; а - коэффициент температуропроводности, м2/ч; X - коэффициент теплопроводности, ет/(м °С); а - коэффициент теплоотдачи, вт/(м2-"с); /под - температура подката, °С; t0 - средняя начальная температура валка, °С; R - радиус бочки валка, м.

При длительной работе полосового стана температура рабочих валков за текущий часовой период определяется по усовершенствованной нами методике Н.С. Кошлякова и A.B. Лыкова:

. , , -(V2

'натр — 'под ~~ ('под ~ 'о )'

)'!>,■ ^ — 'под - ('под - '0)' ' J0 (V.' 'е, =

= 'под-('под-'о)Ф

- для этапа нагрева

И 'охЛ='о+('Иагр-'о)-ф

- для этапа охлаждения,

(3,а) (3,6)

2 Bi

где А, - —. ■ I -- постоянные коэффициенты характеристического урав-

нения; р., - корни характеристического уравнения; у-, = Лк).

Bi

У0(ц(), /,(ц,) - функции Бесселя первого рода нулевого и первого порядков; Bi = (а/Л)-R - критерий Био.

С использованием результатов исследования температурного режима валков реверсивного четырехвалкового стана 650/1500x1500 Московского металлургического завода «Серп и молот» были установлены новые соотношения

теплотехнических критериев Фурье |V0 = т j и Био ^Bi ^/ijna этапах нагрева

и охлаждения валков в зависимости от их средней температуры еср(рис. 6).

0.6

BI

0,5 0,4 0,3 0,2

0 0,1 0,2 0,3 0.4 '0 1 2 3 4 5

К Г.

Рис. 6. Взаимосвязь критериев Фурье и Био для рабочих валков полосовых станов с разной средней температурой а) при нагреве; б) при охлаждении

Для многочасовой непрерывной работы стана (3-6 и более часов) с точностью до 10 % установлено, что расчет температуры валков следует проводить по одночасовому периоду. Тогда в каждом периоде суммарное время нагрева тнагр (время контакта с полосой) будет 0,1 ч и охлаждения тохл = 1 - тн>гр =0,9 ч.

По предложенной методике был выполнен расчет температурного режима валков диаметром 800 мм из стали 9Х2МФ при температуре подката гпм= 950°С для различных цилиндрических сечений (r/R = 1; 0,5; 0).

Тогда на этапе нагрева 1-го периода определены следующие значения температур по сечениям - tHar? (l) = 113,7°С, /Н2ф (0,5) = 109,5°С, г„аф (о) = 22,8°С; на этапе охлаждения 1-го периода - fOXJ1(l) = 80,8°C, /ох,(0,5)= 60,7°С, гохл(0)=24,0°С.

В первом приближении средняя температура валка tcp ~ [/охл (1) + t0XII(0,5) + /охл (0)]/3 = 55,2°С. После 3-х часов работы /ср r=98,1°C.

Наибольшие градиенты температур получены в 1-ом периоде: ;

А'„аФ ='нагрО)~'нагр(о) = ПЗ,7°-22,8° = 90,9°С; ^ = 'охл ОЬ 'о., (0) = 80,8° - 24,0° = 56,8=.

Были просчитаны температуры нагрева и охлаждения валков диаметром 400, 500, 800 и 1000 мм, а затем построены графики их относительных температурных полей г в зависимости от критерия Фурье. Здесь Г = */'под =г/950°С - относительная температура.

Для 1-го периода результаты были аппроксимированы уравнениями: 'натр(О=0,088 + 1,2-^, гнаф(0,5) = 0,025+ 0,833-^0, ^Ф(0) = 0,0107 + 0,535./'0 (5)

- на этапе нагрева;

?охл(1) = 0,130-0,08-^, Г0)С,(0,5) = 0,075-0,0875-,Р0, /охл(0) = 0,0625 - 0,0625-^ (6)

- на этапе охлаждения.

Расчет радиальных сгг, тангенциальных ав и осевых аг термических напряжений валков (рис. 7) проводили по усовершенствованной нами методике М.А. Тылкина, А.П. Чекмарева и Э.А. Гарбера:

' г ^

UJfr 7 1.

а.Е-4-

(l-v)

И (F х — О r + ff q ,

(7)

где Е, у - модуль упругости и коэффициент Пуассона; а — коэффициент температурного расширения; г, Я - текущий радиус и радиус бочки валка;

- \г( и' г2

tR = Н а + Ь— + с—т

* оЧ Ä R1)

лг 2 Ьс. 1 Г,г Ä 3 2

R2

, г г }, г а b г с г

a + b — + c— \d— = — +■--+--г-

Ä Ä J Ä 2 2 R 4 Л

относительные температуры поверхности валка и отдельных его сечении.

МПа

О -10 -20 -30 -40

—>J

N

\\

\\

V

\

\

МПа

0 ОД 0,4 0,6 0,3 1,0 г/Я

Рис. 7. Распределение термических напряжений в стальных валках (й = 560 мм) при прокатке в течение 1 ч

/

«V^ 1

| /

| /

1

\

I/

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 r/R

Рис. 8. Распределение остаточных напряжений в валках (9ХФ, D = 560 мм) после термообработки

Аналогично были рассчитаны остаточные напряжения сг,, ад и аг, связанные с изменением физико-механических свойств материала валка по сечениям при термообработке (рис. 8).

Данная методика расчета температурных полей и напряжений рабочих валков полосовых станов горячей прокатки, использованная в условиях Московского завода ОЦМ, позволяет отработать рациональный по эксплуатационной надежности режим работы промышленных станов и за счет сокращения числа перевалок повысить производительность на 2-5 %.

АНАЛИЗ КАЧЕСТВА ПРОИЗВОДИМЫХ НА ДЕЙСТВУЮЩЕМ

ОБОРУДОВАНИИ ПОЛОС И РЕЗЕРВОВ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ЛИСТОПРОКАТНОГО ПРОИЗВОДСТВА

Химическая неоднородность выплавляемой на НЛМК стали существенна от плавки к плавке и охватывает весь диапазон содержания элементов по ГОСТ, что может давать разницу в значениях о„ стали СтЗсп до 118 МПа. Средние значения содержаний элементов в стали СтЗсп: 0,166 % С; 0,473 % Мп; 0,0066 % N и 0,047 % Al. Среднеквадратические отклонения от средних значений составили: Sc = 0,0018 %; SUn = 0,0051 %; SN = 0,00007 % и = 0,0021 %.

Средние значения механических свойств полос толщиной 4-6 мм из стали СтЗсп, прокатываемых на стане 2000, и среднеквадратические отклонения от них составляют: ст„ = 466-472 МПа, SSh = 2,4-2,5 МПа; о> = 326-338 МПа, S- =

2,2-2,3 МПа;S = 30,2-31,9 %, 0,26-0,27 % и KCU = 0,83-0,92 МДж/м2, 5—5= 0,016-0,018 МДж/м2.

Результаты металлографического исследования образцов от полос толщиной 8 мм (СтЗсп) показали, что значения коэффициента вариации yd распределения зерна лежат в пределах 59-67 %, в то время как для однородной структуры (ГОСТ 5639-82) это значение составляет (49 ± 2) %.

Таким образом, в условиях НШСГП одними из важнейших резервов стабилизации механических свойств металла являются снижение его разнозернистости и регламентация среднего размера зерна феррита.

Колебания химического состава выплавляемого на Московском заводе ОЦМ сплава «цинк-титан» от партии к партии значительны. Средние значения содержания легирующих элементов: 0,114 % Си; 0,079 % 7? и 0,0017 % А1. Среднеквадратические отклонения от средних значений составили соответственно: 0,0445 %; = 0,0071 % и = 0,0018 %.

Для полос толщиной 0,7 мм, прокатываемых на стане 400/1000x1000, значения статистических характеристик по механическим свойствам равны: а„= 179,8 МПа; ^ = 7,5 МПа; а02= 120,7 МПа, ^с2= 6,4 МПа; 5 = 60,5 % и ^

= 8,7 %.

После полунепрерывной разливки бериллиевых бронз концентрация бериллия в поверхностных слоях слитка из-за ликвации достигает 3 % при средней по объему 1,9 %. Статистические характеристики механических свойств лент толщиной 0,15-0,25 мм из бериллиевой бронзы БрБ2 в состоянии «твердое + старение»: оЙ = 1253 МПа, = 77,1 МПа; 3 = 1,54 %, = 0,56 % абс.; Ш = 396,8, = 12,0; Г = 3,95 и 5-= 0,42 (до старения).

Толщина производимых лент из бериллиевой бронзы нестабильна от партии к партии. Среднее значение толщины лент из сплава БрБ2, прокатанных на номинальную толщину //„ = 0,25 мм, составляет Л = 0,243 мм и среднеквадра-тическое отклонение 0,073 мм. Современные требования потребителей по толщине лент в 2-3 раза выше норм российских стандартов.

Среднее значение ширины полос из меди М1, прокатанных на стане 850x1000 Кольчугинского завода ОЦМ на ширину 665+ш мм, для их середины составляет Вс- 671,9 мм и среднеквадратическая ошибка 5г= 2,3 мм, а для конца Вк= 674,1 мм и 3Т1= 1,7 мм.

Проведенный анализ показывает, что имеется существенный разброс показателей качества производимого на действующем оборудовании плоского проката из различных сплавов - механических свойств и геометрии, обусловленный колебаниями химического состава материала, недостаточной обоснованностью значений технологических параметров и их нестабильностью.

ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ ЗАДАННОЙ СТРУКТУРЫ СТАЛЬНЫХ ПОЛОС В УСЛОВИЯХ НШСГП

Физическое моделирование проводили на лабораторном стане 250x400.

Для прокатки образцов из стали СтЗсп промышленной плавки (0,15 % С, 0,52 % Мп, 0,22 % Si, 0,037 % S, 0,019 % Р, 0,031 % Си, 0,033 % Ni, 0,052 % Л/, 0,0065 % N и 0,008 % О) из условия кинематического подобия была принята скорость прокатки FM = 5 м/с (средняя скорость деформации 100 с"'). Клиновидные образцы размером 5(10)х30х150 мм вырезали вдоль направления прокатки из охлажденного на воздухе раската после черновой группы НШСГП 2000 НЛМК толщиной 20 мм.

Деформация за первый проход £] составляла 0-50 % по длине клиновидного образца, а во втором проходе - е2 = 10-19 или 26-36 %. Разработанный блок автоматики обеспечивал паузу Т|.2 между двумя проходами 1 или 3 с и выдержку х после второго прохода 0,3, 3 или 9 с. Перед прокаткой все образцы имели одинаковый размер зерна (нагрев 1100°С, 15 мин) и прокатаны сразу либо с подстуживанием и выдержкой 10 мин при температуре 1000, 950, 900 и 800°С. Прокатанные образцы после выдержки на воздухе сбрасывались в 12 %-ный раствор NaCl для частичной ребровой закалки. Таким образом, на одном образце получали набор относительных обжатий от 0 до 50 % по длине и набор скоростей охлаждения от 10 до 1000 °С/с по ширине.

В разных поперечных сечениях образцов бывшее зерно аустенита (рис. 9) выявлено травлением и измерено на оптическом микроскопе МИМ-7 методом секущих (по 200 и более хорд на сечение). Определяли среднюю величину хор-

Рис. 9. Бывшее зерно аустенита стали СтЗсп при прокатке в один (б) и два (в) прохода (х 120):

а) исходное состояние; б) I = 1070°С, 8 = 50%, х = 0,3 с; в) Г = 930-920°С, в] = 40%, Т|_2 = 1 с, е2 = 36%, т = 0,3 с

ды 1, вариацию распределения хорд их среднеквадратические отклонения и доверительные интервалы ± М для вероятности Р = 0,99. Для отдельных образцов оценивали коэффициент анизотропии зерна Е.

Установлено, что время рекристаллизации аустенита стали СтЗсп при температурах прокатки соизмеримо с паузами между проходами в клетях чистовой группы НШСГП. На размер рекристаллизованного зерна аустенита влияет не только величина обжатия, но и размер зерна перед проходом. Коэффициент измельчения зерна аустенита (£ = с/01с1р) при рекристаллизации после однократного обжатия 20-50 % не зависит от температуры и определяется лишь степенью деформации и размером зерна перед обжатием.

Для низкоуглеродистой стали СтЗсп впервые построена качественная трехмерная диаграмма рекристаллизации аустенита в координатах «1/Т - е — т», позволяющая определять состояние зерна аустенита после каждого обжатия, перед началом последующего. Диаграмма содержит следующие области: А

- инкубационного периода первичной рекристаллизации; В - первичной рекристаллизации; С - инкубационного периода собирательной рекристаллизации; Л

- собирательной рекристаллизации.

Границы областей диаграммы разделены гиперплоскостями, которые описываются уравнениями: ыо4

—= 0,6733 • г + 0,3 914 • ^ £ + 8,9202 - ДЛЯ границы А-В', (8)

1-104

= 0,6846 • ^ г+0,6031 ■ £•+8,5699 - для границы В-С; (9)

1,1П4

~~ = О,б433-10г- + 0,6710^-1-8,3123 - для границы С-Д (10)

где Т - температура, К; т - время, с; е - относительное обжатие.

При серии обжатий с первичной рекристаллизацией между ними размер рекристаллизованного зерна аустенита с1Р может быть рассчитан по ходу прокатки, если известны размер исходного зерна с10 и коэффициенты измельчения зерна после каждой рекристаллизации. По результатам экспериментов впервые получена зависимость коэффициента измельчения от относительного обжатия, которая согласуется с теоретически ожидаемой:

к = А-е2П. (11)

Результаты прокатки образцов за два прохода показали, что зависимость (11) может быть использована для прогноза размера зерна при серии циклов «деформация - рекристаллизация». Конечное зерно определяется произведением коэффициентов к(е).

Получены уравнения взаимосвязи зерна аустенита Ы с зерном феррита с1а, для скоростей охлаждения в области фазовых превращений = 2-37°С/с: 2а = 10,35 + 0,1528 • Зг - 0,0958 • 1Уг_,а, мкм при 2°С/с < ¡У^ < 19°С/с; (12)

=13,50-0,0929-^„-0,8589-Ю'3мкм при 19°С/с < 37°С/с. (13) Определена зависимость объемной доли перлита П от скорости охлаждения:

П = (12,47±0,727)+(0,20 + 0,068) ^^, %. (14)

Данные уравнения позволяют определять значения технологических параметров процесса непрерывной горячей прокатки для получения полос с заданной структурой, минимизировать нагрузки на оборудование и рассчитать оптимальную компоновку оборудования НШСГП. Использование более стабильных получаемых данных по зерну при расчете по уравнению Холла-Петча дает меньший разброс силовых параметров последующей обработки полос.

ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ ЗАДАННОЙ СТРУКТУРЫ И ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ПОЛОС ИЗ СПЛАВОВ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ

Методом испытаний сплошных цилиндрических образцов на торсионном пластометре при скоростях деформации ё =0,1- 10 с"1 в интервале температур / = 450-800°С, применительно к условиям прокатки полосовых заготовок на двухвалковом стане 700x1300, исследовали реологические свойства бериллие-вой бронзы. Кривые сопротивления деформации сплава БрБ2 описали уравнением:

где ё = 1п(Ьч / \) - истинная деформация; ё - скорость деформации, с"1; / -температура, "С; а0, а,,..., а4 - коэффициенты.

При Г = 450-600°С щ=- 115,4; о,= 133780,9; а2= 0,02; л3 = 0,0499; я4=

0,9;

при * = 650-800°С а„= - 167,6; а,= 127159,2; а2= 0,002; а3= 0,03; а4= 0,9.

Бьшо получено регрессионное уравнение диаграммы предельной пластичности бериллиевой бронзы БрБ2:

\/,=а0+а1-1 + а2-\д,Е+а5-12 +ал + а, , (16)

где / - температура, °С; е - скорость деформации, с"1; а0, а,, ..., й5 -коэффициенты; а0 =-1,6751; а, =0,0122; а2 =-0,3136; я3 =-0,00001; а4 =0,00008; а3 =-0,0706.

По результатам многочисленных промышленных экспериментов на МЗОЦМ были определены границы изменения механических свойств лент из бериллиевой бронзы марки БрБ2 в зависимости от степени деформации е при

§ в 700 о'!600

11300 &§40°

18.300 «» о

§ё 200

е § | 100 ш

а, 2

1

холодной прокатке и предельных содержаний бериллия в сплаве (рис. 10).

Рис. 10. Зависимость предела текучести от и временного сопротивления а„ сплава БрБ2 от степени деформации е при холодной прокатке: 1 - 1,8 % Ве; 2 - 2,0 % Ве

10 20 30

Степень деформации £, %

Были получены регрессионные зависимости для расчета предела текучести ст и временного сопротивления ав сплава БрБ2 в зависимости от степени холодной деформации е и содержания бериллия:

оу = (-1120,4 ± 58,7) + (19,1 б ± 0,95) • е + (-0,20 ± 0,024) • е2 + (743,1 ± 30,7) • Ве, МПа; (17) стя = (-816,6 + 20,7) + (9,30 ± 0,33) • е + (-0,05 ± 0,008) • е1 + (680,7 ±10,8) • Ве, МПа; (18) где е - степень деформации, %; Ве - содержание бериллия, %.

Эти зависимости позволяют определить необходимый запас прочности технологического оборудования.

Для температур I = 240-480°С и времени т = 3-240 мин при искусственном старении лент из различных исходных состояний был выполнен регрессионный анализ влияния этих параметров на механические свойства готовой продукции.

Для определения временного сопротивления а„ и относительного удлинения 5 получены уравнения:

<т8 = (-3045,3 ± 185,0) + (22,07 ± 1,05) • (+ (7,25 ±0,51) ■ г + (-0,02 + 0,001)-/-г +

+ (5,07 + 0,48) • г-+ (-0,03+ 0,0015)-/2 + (-0,01+ 0,0012)-г!, МПа; - (19) ¿> =(137,1 + 7,3) + (-0,625 ± 0,041) ■ I + (-0,243 8 ± 0,0201) • г + (0,0005 + 0,00005) • / • г +

+ (-0,2962 ± 0,0189) • г + (0,0008 + 0,00006) • /2 + (0,0002 ± 0,00005) • т2, %, (20) где г - температура, °С; т - время, мин; е - относительная деформация перед старением, %.

Исследовали процессы упрочнения-разупрочнения цинк-титанового сплава. На первом этапе прокатывали клиновидные образцы из сплава «цинк-титан» промышленной партии (0,11 % Си, 0,084 % 77, 0,01 % А1, 0,002 % О/, 0,007 % РЬ, < 0,001 % 5п, 0,003 % остальное 7п). Образцы размерами 3(6)х20х110 мм вырезали из полученной с агрегата БПЛ-1000 заготовки (А = 7 мм) вдоль направления прокатки. Перед прокаткой все образцы нагревали в электропечи при температуре 275-277°С 45мин. Далее образцы прокатывали либо сразу, при температуре 270°С, либо, после подстуживания на воздухе, при 220, 170 и 70°С на двухвалковом стане 300*450 со скоростью V = 0,36 м/с. После прокатки и выдержки 1 - 10 с на воздухе или 40 — 600 с в печи при температуре прокатки полученное состояние фиксировали охлаждением образцов в воде. В 5-7 точках по длине прокатанных образцов производили измерения твердости по Виккерсу {НУ5), по 3-4 измерения на каждую точку. В поперечных сечениях образцов травлением выявляли зеренную структуру (рис. 11).

Полученные из экспериментов данные об изменении твердости НУ} и коэффициента вариации ут, в зависимости от относительной деформации е, температуры г и времени г совместно с результатами качественного металлографического анализа шлифов позволили построить качественную трехмерную диаграмму рекристаллизации сплава «цинк-титан». Диаграмма определяет еле-

б в г

Рис. 11. Структура сплава «цинк-титан»:

а) после нагрева под прокатку / = 275°С, т = 45 мин (х 3); после прокатки (х 115):

б) / = 270°С, е = 20 %, т = 5 с; в) ? = 270°С, 8 = 30 %, т = 40 с; г) готовая полоса (к = 0,7 мм)

дующие области состояния структуры сплава: А - возврата и полигонизации; В - первичной рекристаллизации; С - рекристаллизованного состояния.

Для пределов изменения основных параметров ? = 70-270°С, е = 0-0,51 и т = 1 -600 с уравнения регрессии гиперплоскостей, разделяющих области различных состояний, имеют следующий вид: 1 -104

—— = 2,2445 т + 6,6249-1ёе + 20,8509 - для границы А-В ) (21)

ы О4

—-^— = 2,2124+5,8815-+19,0120 - для границы В - С, (22)

где Г-температура, К; т-время, с; е- относительное обжатие.

Для исследования влияния горячей и неполной горячей деформации на процесс формирования механических свойств прокатываемых на реверсивном четырехвалковом стане 400/1000x1000 полос было выполнено физическое моделирование процесса прокатки. Карты из сплава «цинк-титан» (Ио = 7 мм, Ь0 = 200 мм, ¡о =180, 120 и 90 мм) прокатывали на двухвалковом стане 300х450 за 1,2, 3, 4, 6 и 8 проходов (V = 0,36 м/с) с температурами начала прокатки 150, 190 и 270°С, паузами между обжатиями 32-33 с и охлаждением на воздухе после каждого варианта прокатки. Температура конца прокатки гКМ после 8 проходов составляла 38-43°С.

По результатам механических испытаний и контроля твердости отобранных образцов получены регрессионные уравнения для определения временного сопротивления сг8, относительного удлинения 6 и твердости НУ5 сплава «цинк-титан»:

ай = 724,07 - 23,56 ■ ^ + 0,0076 ■ е\ - 0,0001 • е\ + 3 8,71 • со5(с2 ); (23 )

5 = -33,20 + 2,87 • + 0,0164 • гн „ - 0,0459 • е\ + 0,0003 • Е\ ; (24)

ЯК5 =60,80 + 0,6020-е,;-0,2141- 1нп -0,0061-^ + 0,0005-/нгп, (25)

где еу - суммарное обжатие, %; /„.„. - температура начала прокатки, "С.

Результаты исследования закономерностей формирования заданной структуры и полученные зависимости используются на Московском заводе ОЦМ для уменьшения диапазона изменения и стабилизации силовых параметров процессов прокатки и отработки конструкции рабочих узлов полосовых станов с целью повышения их эксплутационной надежности и производительности.

АНАЛИЗ ДЕЙСТВУЮЩИХ НА ОБОРУДОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ ПРЕДЕЛЬНЫХ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННЫХ СОСТОЯНИЙ ПРОКАТЫВАЕМЫХ ПОЛОС

Эксплуатационная надежность оборудования при разработке новых и совершенствовании действующих технологий производства полос существенно зависит от характеристик напряженно-деформированного состояния металла. Среди таких характеристик, прежде всего, следует отметить распределение пластической деформации по толщине прокатываемых полос, колебания уши-рения, продольную устойчивость и режим натяжения.

Проникновение пластической деформации по толщине полосы

При рассмотрении задачи проникновения деформации использовали теорию линий скольжения А. Д. Томленова, А. Надаи и др.

Для тонко- и среднелистовой прокатки, заменяя граничные линии скольжения отрезками прямых, определяли угол скольжения р (рис. 12).

На основе расчета углов захвата а для стали при коэффициенте трения / = 0,35, коэффициенте Пуассона ц= 0,3, разных значениях относительного об-

Рис. 12. Схема очага деформации при прокатке полосы

жатия е и отношения толщины полосы к радиусу валка, получили графическую зависимость относительного обжатия епл,

0,14

Рис. 13. Зависимость относительного обжатия Епл, приводящего к распространению пластической деформации по всей толщине полосы, от /г</2К

| 0,10 ю 0,08

о 0,06

5

| 0,04

8 0,02

ё о

——'

/

/

/

04

ОЛ

0J

0,4 0,5 h,i2R

приводящего к распространению пластической деформации по всей толщине поло-

сы, от й(/2й (рис. 13).

Определение условий минимизации уширенш при производстве полос Использовали расчетные значения относительной величины нейтрального

угла у/а в зависимости от отношения радиуса рабочего валка к толщине полосы на входе в очаг деформации Л//г0, относительного обжатия е, а также коэффициентов заднего и переднего ^ натяжения по методу Л.С. Кохана. По табличным значения у/а были построены графики, которые затем аппроксимировали регрессионными зависимостями. Так, например, для холодной прокатки лент из сплава БрБ2 с задним натяжением получены следующие уравнения:

(26, а)

г R

-¿- = 0,00106 • — а й„

Y

- 1,4467 • е +1,9667 • е2 + 0,2254 ;

= 0,00175 - — -1,3051 ■£ + 1,9667 - г2 -0,0023 • — -е + 0,1830 . hn К

(26, б)

а й0 Л„

Используя критерий минимизации уширения (Ab = min), дифференцируем уравнение (26, а) по £ и приравниваем полученный результат нулю, откуда

Вычисляем 2-ю производную и определяем ее знак Таким образом, сагп = 0,3678 = fmax.

d2(y/ct)_

de2

= 3,9334 >0.

Дифференцируем уравнение (26, б) по е и приравниваем полученный результат нулю, получаем оптимальное отношение (К/й0)опт = 61,6.

Продольная устойчивость полос при прокатке в вертикальных валках Величина выпучивания г полосы (рис. 14) под действием вертикальных валков при упругой деформации может быть определена из уравнения Эйлера:

Ь 1 ¿/ Р>

(27)

где Е - модуль упругости материала полосы; / — момент инерции при деформировании полосы вертикальными валками; Ру - усилие прокатки в вертикальных валках.

Рис. 14. Схема прокатки полосы в вертикальных валках

На основе решения уравнения (27) получена формула для определения критического усилия устойчивости полосы с исходной шириной Ь0:

р;р ={л2-е-/)/ь*. (28)

При упруго-пластическом изгибе момент инерции I для полос определяется зависимостью I = {ь0- к])/ 8.

Относительное среднее давление при прокатке определяли по формуле А.А. Королева с последующим уточнением по нашей методике:

ТО^ 2

(29)

где ееер - относительное обжатие; <5 = 2//а - параметр прокатки; /- коэффициент контактного трения; а - угол захвата.

Среднее сопротивление металла в очаге деформации будет аср = пср • ст,. После определения усилия прокатки в вертикальных валках рассчитываем величину прогиба по формуле, полученной по методике Н.М. Беляева с нашими опытными данными:

где х - экспериментальный коэффициент (для стали % = 0,10 — 0,11 и для латуни 0,09 -0,12).

По данной зависимости уточняется режим обжатия полос без натяжения.

При непрерывной прокатке с натяжением усилие прокатки изменяется. Положение нейтрального сечения очага деформации определяется отношением 2 = Л0/Ая, где Л„ - толщина полосы в нейтральном сечении. Коэффициент X является сложной функцией нескольких параметров.

По результатам многочисленных расчетов для горячей прокатки с натяжением (^о= = 0,8) получена упрощенная зависимость для определения 2:

Для горячей прокатки последовательно определяются относительные обжатия для зоны отставания еот и общее е, а также параметры упрочнения К =! + £<»„, *,=(1 + *о)/2 И к2={к0 + е + \)12.

Получено также уравнение для определения относительного среднего общего сопротивления пластической деформации <тср /стЛ0:

Продольное напряжение а, определяли из условия пластичности. Тогда на выходе из 1-ой клети непрерывного стана

Действующее на полосу в межклетевом промежутке за /-ой клетью продольное усилие от горизонтальных валков Р,=а,1<т50-кг<;10 !ггЬ1 учитывали при определении суммарного выпучивания геум = ггде л10р - величина компенсации выпучивания под действием продольного усилия от горизонтальных валков.

На рис. 15 представлен пример результатов подобных расчетов в виде графической зависимости суммарного выпучивания полосы гсум от относительного натяжения между клетями I и II.

г = -0,043 + 0,009 • Д/Л0 +0,983-(й/А0)2 +1,685-е.

(31)

аср/ст50 =1,12 + 0,12-£-Л/Ло.

(32)

О-, /ст50 =1,12 + 0,12■ е, • (Я / А,)-1.

(33)

Относительное натяжение

Оя С,,

Рис. 15. Зависимость суммарного выпучивания полосы (20x695 мм, латунь Л68) от натяжения в межклетевом промежутке непрерывного стана (Д,ср.= 900 мм)

Таким образом, исправлять выпучивание следует в процессе прокатки с применением межклетевого натяжения, которое позволяет минимизировать усилие прокатки. Влияние натяжения полосы на силовые и деформационные параметры

прокатки

Влияние натяжения исследуем на примере горячей прокатки полосы из стали СтЗсп в одной из клетей чистовой группы НШСГП 2000 (кг> = 8 мм, Ь0 = 1050 мм, Я = 400 мм) при обжатии е = 30 %.

Вначале рассмотрим вариант при отсутствии упрочнения металла (к = 1) и без натяжения = ^ = 1).

Последовательно вычисляем длину дуги деформации 1д = -Уй-Ай = 30,98лш, угол

захвата а =

К-Е Я

= 0,0174рад = 4,439° и параметр прокатки ¿' = 2//« = 9,04.

Тогда по нашей методике получаем значение коэффициента нейтрального се-

чения 2 = -

(1 -еУ

= 1,208, толщина полосы в нейтраль-

ном сечении йя = А0 /2 = 6,623иш и относительное напряжение в нейтральном сечении сгя = (1-1/<5)-2'5 +1/5 = 5,626. Нейтральный угол

0/1-^ = 2.

у = агссо8^1—^ = 2,898" и протяженность зоны опережения

х„ =Л-эту = 20,22мм. Соответственно протяженность зоны отставания х„ = -хн = 10,76лш, отношение у/а = 0,653.

Напряжения в серединах зон определяются координатами:

=^ = ЮД1лш; к0„мр = А, +2 (к-у]¥~~х1сгр)= 5,86мм;

= *//+— = 25,6мм ; й„„ „„ = 7,24. Тогда относительные напряжения в серединах зон опережения и отставания:

I , 1 V ^опхер

: = 1,550; <т0,

1-1

Среднее относительное напряжение:

°сР =(1-+ £ • °а„ссР = 2,045.

+ ^ = 2,308. (34)

(35)

При учете упрочнения металла к= 1 = 1 + -1,15 величина 2 = 1,208,

— = 0,649 и = 2,723. а

Далее исследуем влияние вариации заднего и переднего натяжений на силовые и деформационные параметры прокатки указанной полосы. Результаты расчетов приведены в табл. 1.

Таблица 1

Влияние режимов натяжения на параметры горячей прокатки полосы

№ Режим Параметры

п/п натяжения X у/а

1 1,21 0,649 2,723

2 ^0=51 = 0,8 1,21 0,649 2,184

3 ^о=0,8; 1 1,222 0,628 2,445

4 1; ^1 = 0,8 1,192 0,680 2,383

5 1,216 0,656 1,889

На рис. 16 представлены графики влияния режимов натяжения на среднее относительное напряжение при среднелистовой прокатке.

Их анализ показывает, что наибольшее напряжение возникает при отсутствии переднего натяжения и вариации заднего. Наименьшее напряжение возникает при симметричном натяжении, когда 4о = Различие между двумя режимами прокатки при отсутствии одного из натяжений и другом переменном при = 0,7 составляет 3,9%.

Поэтому для оценки среднего относительного напряжения аср в зависи-

0,9 0,8 0,7

Коэффициент натяжения £

Рис. 16. Влияние натяжения на среднее относительное напряжение при среднелисто-вой прокатке (е = 30 %)

мости от коэффициента натяжения при £ = 1 и варьируемом другом получаем: ¿?, =1,146+1,577-(36) Для симметричного натяжения уравнение для определения аср имеет вид: аср =2,777 -4,-0,054. (37)

Уравнения (36) и (37) позволяют оценить среднее относительное напряжение в очаге деформации при заданном натяжении и обжатии £ = 0,3.

Из условия пропорциональности девиаторов напряжений и деформаций при прокатке полосы в гладких валках, когда сг, = 0, получаем:

=__(38)

е*~еу ву~е.

Используя условие пластичности, из выражения (38) в относительных напряжениях получаем:

1 СГ, (X.

-Е,

(39)

Далее следуют вычисления относительных деформаций удлинения г, и ушире-ния еу при заданном относительном обжатии е..

Из расчетов получили графическую зависимость ех ) для относительных обжатий ег = 0,1 - 0,4 (рис. 17).

Рис. 17. Зависимость относительной деформации кл от аср при горячей прокатке полосы ( Н0 = 10мм,й„ = 1050мм )

1,0 1,4 1.3 2,2 2/> 3,0 3,4 _ 3,8 Относительное среднее напряжение С,7

Натяжение прокатываемых полос обеспечивает снижение среднего относительного напряжения на 26,4-28,1 %.

Использование данной методики позволяет выбирать режимы обжатий и натяжений, обеспечивающие требуемое качество проката при наименьшей нагрузке на рабочие узлы оборудования.

ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ОПТИМИЗАЦИИ ПРОЦЕССОВ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ ПОЛОС

По структуре металла

Рис. 18. Схема к определению риска выхода из области управления

Разработан критерий оптимальности настройки чистовой группы НШСГП: Пр-Cj

К„

-- тах,

(40)

T.G, 1=1

где i - номер клети чистовои группы; j -номер категории качества полосы; Пр - производительность стана; Cj = Cj /С, - относительная стоимость полосу'-ой категории качества; С, - стоимость полос низшей (базовой) категории качества; С, - стоимость полос j-ой категории качества; G, - риск выхода из области управления за j-ой клетью; Gi=Slxl+Slx1 - риск выхода из области управления С ; G„_, = S/x - риск выхода из области управления А.

Стоимость полос Cj определяется из условия SJ<5< SJfl, где S - заданная ширина пограничной запретной зоны в области управления, по оси Igr, 8/, - ширина запретных зон, гарантирующих прокатку полос повышенных категорий качества стоимостью Cj и Cj+1 . По ресурсу пластичности

А) из диаграммы пластичности

(на примере стали 20 по В.Л. Колмогорову и Г.Я. Гуну, рис. 19)

Предлагается критерий оптимальности при дробной деформации - степень использования запаса пластичности материала:

V Л

<ЧЛРЛ

;Ы>

(41)

где Л - степень деформации сдвига, Л = + е2у + с. ■ су ; с2, еу - относительные деформации обжатия и уширения; Ар— предельная величина степени деформации сдвига; / - номер прохода; п ~ количество проходов; [у/] = 0,85-0,90 -

допустимый запас использования пластичности; а - коэффициент суммирования запасов по проходам.

6 5 4 3 2 1 0

-3 -2-10 1

кж = К5в/Т

Рис. 19. Диаграмма пластичности стали 20

Коэффициент жесткости напряженного состояния:

, <г0 а,+ау+ах

л/3

(42)

где о-0 = -

ст, +а„ +сг.

_ ст. _ с _ <г, среднее напряжение; о\ = —-, = ——, аг = —- - отно-

п &гп &тп

сительные напряжения; Т = -а2)г +(сг2 -о--,)2 +(<73 -сг,)2 -

интенсивность

касательных напряжении.

Из условия пластичности, а также статической связи между поперечным Сту и продольным <7* напряжениями: ах-Ь()-И0=сгу-ка-1. (43)

Подставляя в равенство (43) выражение длины дуги захвата / = -Удй ■ Л, получим: о, = (-Уд/Гд -ег,)/Ь0. (44)

После всех преобразований: кж =

При однохор, ем по формуле (35)

- + 2 -1

л/з.

(45)

При однохордовой модели среднее относительное напряжение определя-

Температура t

Б) ш диаграммы предельной пластичности

На 1-м этапе, приняв за основу опорный (действующий) режим прокатки, перемещаем при е = const температурный интервал прокатки At до достижении условия Fn = max (рис. 20). При этом определяем точку 1, описывающую тем-пературно-скоростной режим в первом проходе.

Рис. 20. Схема оптимизации режима прокатки на 1-м этапе

На П-м этапе на проекции поверхности диаграммы прокладываем от точки 1 базовый (действующий) маршрут прокатки (рис. 21) и определяем вдоль этого маршрута (при I

~ уаг и = уаг) площадь раз-г1 вертки сечения 1-й? под кривой ^ Лр = Лр (/, ^е). Здесь т - число

р^ ^ проходов.

У~2 1Д ИЛИ 2,1 КЗ 2.0 В V

[ц] ^ Рис. 21. Схема оптимизации на СЛ 1,6 Н-м и Ш-м этапах (на примере {===] бронзы БрБ2)

Температура t,°C

На Ш-м этапе методом итераций находим новое положение сечения 1 -т, используя критерий оптимальности:

Км = Р-Пр = т ах, (46)

где Пр - производительность стана.

Разработанные принципы позволяют оптимизировать процессы горячей прокатки полос по структуре и пластичности, что способствует сниженшо нагрузок на технологическое оборудование и повышению его долговечности.

РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИЙ И ТЕХНИЧЕСКИХ РЕШЕНИЙ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ПОЛОС ТРЕБУЕМОГО КАЧЕСТВА В СООТВЕТСТВИИ С ПРЕДЛОЖЕННОЙ МЕТОДОЛОГИЕЙ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ОБОРУДОВАНИЯ

Проверку разработанной методологии технологического проектирования и компоновки оборудования проводили применительно к производству полосового проката из черных и цветных металлов.

Так, для стали СтЗсп с использованием алгоритма управления структурой были рассчитаны предлагаемые режимы горячей прокатки полос толщиной б, 8, 10 мм в чистовой группе НШСГП 2000 НЛМК. При использовании принудительного охлаждения за 11-ой клетью производительность чистовой группы стана увеличивается на 13-17 % (рис. 22).

а

с

870"С У У

¿»Юям^'' 8мм ** Г ^^ ' - ^ ММ «■ ' У; / / /

у Вмм Режимы: - без межсетевого охлаждсин*. с межк/клт'вьш охлаждением за 11 -ой клетью. 1-1. П-П - ограничение по Току 10-ОЙ КЛСТИ.

1500 1700

Ширина полосы В, мм

Рис. 22. Зависимость производительности чистовой группы НШСГП 2000 по предлагаемым режимам от ширины полосы

В табл. 2 для сравнения приведены действующий и опытные режимы (расчет и факт) обжатий при прокатке полос 8х 1600 мм (СтЗсп).

Таблица 2

Варианты распределения относительных обжатий (е, %) по клетям

Варианты Номер клети

6 7 8 9 10 11 12

Действующий режим обжатий

Факт 29,8 1 24,6 1 15,2 1 16,8 14,1 11,3 | 17,2

Опытные режимы обжатий

Расчет 15,6 20,5 25,5 27,0 25,2 5,3 11,1

Факт I II 14,5 24,4 26,8 25,7 24,8 11,1 17,8

20,1 23,9 18,7 24,9 16,8 8,8 19,1

Предлагаемый режим обжатий обеспечивает для готовой полосы (табл. 3) более высокие средние значения предела текучести <тг и временного сопротивления <тв, а также сужает диапазон их разброса ( До-, - с 37 до 23-29 МПа, Аив - с 45 до 24-39 МПа).

Таблица 3

Параметры структуры и механические свойства полос 8x1600 мм (СтЗсп) для

разных вариантов распределения обжатий по клетям (см. табл. 2)

Вари- Параметры структуры Механические свойства*

анты в,, Е <*в> «5. КСУ*п,

мкм мкм % % МПа МПа % МДж/м2

Действующий режим обжатий

- 8,62 0,20 0,89 64,4 4,6 270,8-308,0 287,5 1 425,8-470,9 444,9 30,7-36,5 33,5 0,61-1.53 1,05

Опытные режимы обжатий

I 7,39 0,18 0,97 65,4 4,0 2783-301,2 290,0 437,3-476,0 458,2 253-35,9 313 0,66-1,53 1,06

11 7,87 0,19 0,94 67,2 4,2 282,5-312,0 298,5 457,1-480,7 469,2 30,4-353 32,9 0,61-1,48 1,28

Примечание: * - в числителе разброс, в знаменателе - среднее значение (3-5 образцов)

Однако, из-за необходимости поддержания устойчивости полосы ввиду неблагоприятной станочной профилировки и отключения систем противоизги-ба рабочих валков в шести первых клетях действительные обжатия в 8-11-ой клетях отклонялись от заданных оптимальных (до 50 % отн.). Расчет показал, что для фактически реализованных режимов I и II (см. табл. 2) первичная рекристаллизация после клетей 8 и 10 не закончена и не удалось существенно снизить разнозернистость готовых полос и повысить ударную вязкость.

Более успешной реализации предлагаемых режимов обжатий способствует использование систем гидравлического противоизгиба рабочих валков во всех клетях чистовой группы НШСГП. Согласно расчетам необходимые усилия противоизгиба не превышают 80 т (784,8 кН), что может быть обеспечено имеющимся оборудованием.

С использованием уравнения (9) был выполнен анализ условий протекания рекристаллизации в межклетевых промежутках чистовой группы НШСГП

2000 НЛМК при прокатке полос из низкоуглеродистой стали СтЗсп.

В табл. 4 приведены результаты расчета времени протекания первичной рекристаллизации т и соответствующего ему необходимого расстояния / за каждой клетью чистовой группы стана при относительных обжатиях е = 0,20,4. для прокатываемой полосы толщиной 6,0 мм. При этом использован ранее рассчитанный температурно-скоростной режим прокатки полосы.

Таблица 4

Зависимость параметров г и / от температурно-деформационных и скоростных условий прокатки полосы из стали СтЗсп в чистовой группе НШСГП 2000

Номер Температура полосы на Скорость Время т, с Расстояние 1, м

клети входе в клеть прокатки Г, м/с

Толщина полосы И = 6,0 мм

6 1010 1,2 0,30/0,21/0,17 0,36/0,25/0,20

7 985 1,6 0,51/0,36/0,28 0,82/0,58/0,45

8 961 2,1 1,16/0,60/0,47 2,44/1,26/0,99

9 939 2,9 1,41/0,99/0,77 4,09/2,87/2,23

10 919 3,7 2,25/1,57/1,22 8,32/5,81/4,51

11 899 4,3 3,642,54/1,98 15,65/10,92/8,51

12 878 5,1 6,14/4,30/3,34 31,31/21,93/17,03

Толщина полосы Ь = 1,5 мм

6 950 4,0 1,10/0,77/0,60 4,40/3,08/2,40

7 930 5,4 1,74/1,22/0,94 9,40/6,59/5,08

8 910 7,1 2,79/1,95/1,51 19,81/13,87/10,72

9 890 9,7 4,54/3,18/2,47 44,04/30,85/23,96

10 870 12,3 7,54/5,27/4,09 92,74/64,82/50,31

11 850 14,5 12,73/8,91/6,91 184,59/129,20/100,20

12 830 17,0 21,91/15,33/11,90 372,47/260,61/202,30

Примечание. Через косую черту приведены значения параметров при е =

0,2, 0,3 и 0,4 соответственно.

Из полученных результатов видно, что при е = 0,2-0,4 за клетями 6-9 величина т составляет 0,17-1,41 с и, соответственно, I — 0,20-4,09 м. Таким образом, за время междеформационных пауз успевает пройти не только первичная, но и частично собирательная рекристаллизация. За 10-ой клетью - х = 1,22-2,25 си / =4,51-8,32 м. Здесь при е < 0,3 первичная рекристаллизация не успевает пройти полностью, и образовавшаяся разнозернистая структура подвергается в 11-ой клети пластическому деформированию. За 11-ой клетью рекри-

сталлизация не протекает полностью при е = 0,2-0,4. Завершающее обжатие в 12-ой клети чистовой группы стана усугубляет разнозернистость структуры прокатываемой полосы. При прокатке полосы толщиной 6,0 мм со скоростью Уп — 5,1 м/с ее ускоренное охлаждение может быть начато с первой душирую-щей секции. Для более толстых полос, когда = 2-3 м/с, первая душирующая секция должна располагаться на расстоянии 14-15 м от чистовой группы стана.

В табл. 4 также приведены результаты расчетов параметров т и I для условий прокатки полос толщиной 1,5 мм.

Расстояния между клетями 6-10 при прокатке толстых и клетями 6-9 при прокатке тонких полос следует принять минимально возможными по габаритам станин клетей -4 м. Расстояние между клетями 10 и 11 при производстве толстых полос равно 8 м, а между клетями 9 и 10, 10 и 11 для тонких полос - соответственно 9 и 24 м. Расстояние между клетями 11 и 12 в обоих случаях должно быть минимально и равно 4 м, что обеспечивает суммирование деформационного наклепа за два последних обжатия (рис. 23).

Расстояние от последней клети чистовой группы до первой секции души-рующей установки при прокатке толстых полос равно 14 м, а при прокатке тонких - 37 м. Длина душирующей установки соответственно равна 124 и 194-230 м. Минимальная длина душирующей установки (194 м) при производстве тонких полос соответствует суммарному обжатию в 12-ой клети еЕ = 0,337 (при е„ = 0,116 и е,2 = 0,25), а максимальная (230 м) - = 0,275 (при еи = 0,116 и = 0,18).

Поддержание заданной температуры конца прокатки по предлагаемым вариантам компоновки обеспечивается: принудительным межклетевым охлаждением раската при прокатке толстых полос; тепловым экранированием, электроконтактным или индукционным подогревом для тонких полос.

Таким образом, разработанная методология технологического проектирования и компоновки оборудования позволяет получать качественные стальные полосы с пониженными удельными затратами при прокатке с минусовым допуском по толщине полос.

Аналогичную проверку новой методологии технологического проектиро-

Чистовая группа клетей 6 7 I 9 10 Л 12

«нн-ин-

Дутирующая установка

__2К00 _____

6 1 I 9 10 11 12

эд-м-м

МО | «ООО | <1

4000 40001 400011000 кооо ¡4ЛЮ 14000

6 7 19 10

6

Л 12

Ш-Ер-Ш-Й—Й

4000 | 40001 4000| «сор

О !;1.....-......Е

4000 ЛИ»

-В-

1940С0 -ГЧЮОО

гмооо - а>чсм)

Рис. 23. Схемы компоновки оборудования на участке «чистовая группа моталки» НШСГП 2000:

а) действующая; б) предлагаемая (для полос А = 4,0-12,0 мм); в) предлагаемая (для полос И = 1,2-3,9 мм)

вания оборудования проводили на сплавах цветных металлов - бериллиевой бронзе и цинк-титановом сплаве.

Производству лент из бериллиевой бронзы при действующем составе оборудования присущи следующие недостатки:

1) пониженная эффективность из-за малой массы литой заготовки и соответствующих удельных потерь металла при удалении поверхностного лик-вационного слоя перед горячей прокаткой; 2) существенные колебания пластичности и сопротивления деформации при горячей прокатке из-за практического отсутствия в литературе зависимости этих показателей от основных технологических факторов, что приводило к значительной продольной раз-нотолщинности заготовок и зарождению деформационных трещин; 3) усугубление продольной разнотолщинности АЬ при последующей холодной прокатке из-за использования сварной рулонной заготовки и недостаточной жесткости клетей прокатных станов. После прокате и на шестивалковом стане 160/350x450 заготовки с толщины 2,5 до 1,5 мм за два прохода поле ДА для одного рулона достигало 0,21 мм; 4) узкая гамма механических свойств готовых лент и поставка проката только в двух состояниях: А - мягкое; Н - твердое.

Для устранения указанных недостатков были разработаны новая схема технологического процесса и состав оборудования (рис. 24).

а

Рис. 24. Схемы технологических процессов и состав оборудования для производства лент из бериллиевых бронз:

а) действующая

1 - индукционная плавильная печь; 2 - кристаллизатор; 3 - фрезагрегат; 4

- нагревательная печь; 5 - двухвалковый стан 700x1300; 6 - двухвалковый стан 450x900; 7 - шахтная печь; 8 - закалочная ванна; 9 — шестивалковый стан 160/350x450; 10 — установка аргоно-дуговой сварки; 11 - лентозака-лочная печь; 12 - травильная ванна; 13 - линия щеточной зачистки поверхности; 14 - четырехвалковый стан 125/380x320; 15 - склад готовых рулонов;

б) предлагаемая

1 - индукционная плавильная печь; 2 - кристаллизатор; 3 - фрезагрегат; 4

- нагревательная печь; 5 - двухвалковый стан 700x1300; 6 - шахтная печь; 7 - закалочная ванна; 8 - четырехвалковый стан 250/750x800; 9 — лентоза-калочная печь; 10 — травильная ванна; 11 - линия щеточной зачистки поверхности; 12 - четырехвалковый стан 125/380x320; 13 - склад готовых рулонов

Предлагаемый технологический процесс отличается от действующего прежде всего увеличенным размером слитка. Для выплавки бериллиевых бронз используется шихта более стабильного состава, в связи с чем отпала необходимость учета влияния ее состава на механические свойства готовых лент.

На основе результатов исследования предельной пластичности сплава БрБ2 определен диапазон рационального температурно-скоростного режима дробной деформации, охватывающий область высокой пластичности: I = 500-750°С; 0,1 с"''<ь-<10,0 с"1. С учетом полученных данных было произведено перераспределение обжатий по проходам на двухвалковом стане 700x1300: сте-

пени деформации в проходах 2-7 увеличены с 17,5-31,6 до 19,2-35,1%, а число проходов уменьшено с девяти до восьми.

Предложено горячую прокатку производить при температуре 500-750 °С до толщины 6 мм со смоткой раската в рулон. Исключается прокатка на двухвалковом стане 450x900, рулонные заготовки после нагрева и закалки прокатывают на четырехвалковом стане 250/750*800 с 6 до 1,5 мм за пять проходов. Отпадает необходимость в аргоно-дуговой сварке нескольких лент в один рулон перед прокаткой на четырехвалковом стане 125/380x320.

Применение старения при температуре 320°С обеспечивает максимальную прочность для всех исходных состояний (ов = 1301-1421 МПа). Использование разных исходных состояний и разных режимов старения позволило получать широкую гамму механических свойств готового проката в соответствии с международными стандартами.

Итак, реализация общей методологии технологического проектирования компоновки и состава оборудования для производства лент из бериллиевой бронзы позволила улучшить качество продукции, повысить выход годного на 8,8 % и сократить производственные площади.

Анализ действующего на четырехвалковом стане 400/1000x1000 МЗОЦМ температурно-деформационного и скоростного режима прокатки полос из сплава «цинк-титан» показал, что ресурс пластичности обрабатываемого материала используется далеко неполно (с запасом до 30-35 %).

С учетом реологических свойств цинк-титанового сплава был разработан оптимальный режим неполной горячей прокатки полос толщиной 0,7 мм (табл. 5), при котором ресурс пластичности используется более полно по сравнению с действующим режимом. При этом механические свойства соответствуют требованиям Европейского стандарта ЕЫ 988, их стабильность повышается. Новый процесс позволил уменьшить нагрузку на валки в среднем на 8,4 %.

Экспериментально установлено интенсивное разупрочнение сплава «цинк-титан», деформированного при температуре 270°С с обжатием е > 22 %. Для данного сплава е = 22 % является критическим по размеру зерна. За

Таблица 5

Режимы прокатки полос 0,7x750 мм из сплава «цинк-титан» на реверсивном

четырехвалковом стане 400/1000x1000

Параметры

% 8 А,, V, О"! Р\

К л ^ а мм мм % м/с С1 иС МПа стл МН

Действующий режим

1 7,0 6,2 11,4 0,7 6,3 190 135,1 0,074 0,084 2,01/1,91

2 6,2 4,8 22,6 0,8 10,8 158 214,2 0,029 0,038 3,34/3,17

3 4,8 3,6 25,0 1,2 19,4 127 268,2 0,052 0,044 3,55/3,37

4 3,6 2,5 30,6 1,2 24,7 107 278,7 0,044 0,049 3,60/3,42

5 2,5 1,7 32,0 1,2 30,4 88 298,5 0,080 0,055 3,45/3,28

6 1,7 1,3 23,5 1,2 31,6 73 346,1 0,059 0,084 3,12/2,96

7 1,3 0,95 26,9 1,2 38,6 55 371,1 0,107 0,067 3,37/3,20

8 0,95 0,7 26,3 1,2 44,7 60 386,4 0,067 0,102 3,62/3,44

Предлагаемый режим

1 7,0 6,4 8,6 0,7 5,5 140 117,2 0,080 0,085 2,30/2,19

2 6,4 5,4 15,6 0,8 8,8 125 198,2 0,080 0,085 2,14/2,03

3 5,4 4,1 24,1 0,9 13,4 116 246,5 0,080 0,085 2,77/2,63

4 4,1 2,8 31,7 1,1 21,6 98 266,0 0,080 0,085 3,49/2,37

5 2,8 1,85 33,9 1,2 29,5 85 284,4 0,080 0,085 3,56/3,38

6 1,85 1,3 19,7 1,2 34,0 70 333,7 0,080 0,085 3,61/3,43

7 1,3 0,95 26,9 1,2 38,6 54 371,8 0,080 0,085 3,37/3,20

8 0,95 0,7 26,3 1,2 44,7 60 386,4 0,085 0,090 3,62/3,44

Примечание: * - в числителе расчет по упрощенной методике А.И. Целико-

ва, в знаменателе — факт.

время прокатки полосы в первых проходах промышленного реверсивного стана (при относительных обжатиях е> 22 % и температуре / = 300-350°С) успевает пройти не только первичная, но и в значительной степени собирательная рекристаллизация.

На основе построенной качественной диаграммы рекристаллизации сплава «цинк-титан» разработан также режим горячей прокатки, обеспечивающий получение полос с изотропной структурой и повышенной пластичностью, а также снижающий нагрузки на оборудование. Это позволяет использовать потребителю готовый прокат для получения деталей методом глубокой вытяжки без дополнительного отжига.

С. использованием разработанного роликового измерителя выпучивания полосы на промышленном двухвалковом стане 260x400 с вертикальными роли-

ками исследовано влияние обжатия боковых кромок и натяжения при различных значениях отношения ко/Ьо на потерю продольной устойчивости прокатываемых полос из меди и медных сплавов. Установлены необходимые величины натяжения для стабилизации процесса и расширения границ обжатия кромок полосы.

Результаты исследования продольной устойчивости обжимаемых вертикальными роликами на стане 260*400 полос (при прокатке без натяжения) были дополнены известными из литературы подобными опытными данными по горячей прокатке полос из слябов медных сплавов и углеродистой стали. Для пределов изменения ЫЪ = 0,006-0,072 и Е = (9-20)-104 МПа обобщенная зависимость предельного относительного обжатия еь от отношения размеров Н/Ь и модуля упругости Е была описана уравнением регрессии:

е„ =(3,7 + 0,29)А0-*-ЫЪ-Е, % . (47)

Использование данного уравнения для расчета настройки вертикальных валков обеспечило: снижение разноширинности полос при горячей реверсивной прокатке медных сплавов на двухвалковом стане 850x1000 Кольчугин-ского завода ОЦМ в среднем на 4 мм без потери продольной устойчивости; уменьшение потерь металла на обрезь на 0,5 % и соответствие качества продукции стандартам, а также стабилизацию динамических нагрузок на валки.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Разработана новая научно-обоснованная методология технологического проектирования оборудования полосовых станов, учитывающая завершенность структурообразования перед каждым последующим обжатием, повышение степени использования ресурса пластичности деформируемого металла с 65-70 до 85-90 % и минимизацию нагрузки на рабочие узлы, в целом позволяющая повысить производительность и эксплуатационную надежность оборудования, а также улучшить качество продукции при сокращении затрат на производство.

2. Создана и промышленно апробирована конструкция нереверсивной двухвалковой прокатной клети с обводным устройством, обеспечивающая по-

вышение производительности на 10-15 %, улучшение качества полос по структуре и механическим свойствам, снижение тепловых потерь раската и сокращение числа клетей на 8-10 %. Разработаны основы теории ее расчета.

3. Разработана теория расчета температурных полей, термических и остаточных напряжений рабочих валков, позволяющая определять рациональный по эксплуатационной надежности режим работы стана при снижении уровня напряжений. При этом усовершенствование режимов охлаждения валков позволило увеличить время между перевалками на стане 700x1300 на 8-10 % и создало условия для повышения производительности агрегата на 3-5 %.

4. Разработана теория влияния натяжения на напряженно-деформированное состояние полосы, а также продольную устойчивость раската при его боковом обжатии вертикальными валками полосового стана. Определено оптимальное соотношение переднего и заднего натяжений для минимизации нагрузки на оборудование.

5. Разработана и апробирована на стане 260x400 конструкция роликового измерителя для исследования продольной устойчивости полос при прокатке на полосовом стане с вертикальными валками. Получено обобщенное регрессионное уравнение для определения предельного по продольной устойчивости относительного обжатия сь кромок раската в вертикальных валках в зависимости от отношения ЫЬ и модуля упругости Е материала полосы в широком диапазоне их изменения, что позволяет стабилизировать ширину полос при горячей прокатке полос из стали в универсальных клетях НШСГП и медных сплавов на реверсивных станах с вертикальными валками, а также снизить потери металла на обрезь.

На стане 850x1000 экономия металла за счет снижения потерь на последующую обрезь боковых кромок составила 0,5 %.

6. Разработана теория минимизации уширения прокатываемых полос с использованием регулируемого натяжения и обжатия, промышленно апробированная при холодной прокатке лент из бериллиевой бронзы на стане 125/380x320, позволяющая повысить выход годного и стабилизировать нагрузки на рабочие валки.

7. Впервые установлены основные закономерности и разработаны математические модели формирования структуры в процессе горячей прокатки полос из низкоуглеродистой стали и сплавов цветных металлов. Создан алгоритм расчета начальной настройки чистовой группы клетей стана 2000 для производства проката с заданными структурой и механическими свойствами.

8. Создана комплексная методология оптимизации режимов горячей прокатки полос с использованием разработанной теории формирования структуры и развитой теории предельных сдвиговых деформаций при допустимой деформационной поврежденности прокатываемого металла. Применение данной методологии обеспечивает увеличение стабильности механических свойств проката более чем в 1,4 раза, повышение производительности и надежности оборудования.

9. Разработана и экспериментально подтверждена теория проникновения пластической деформации по толщине полосы, позволяющая стабилизировать структуру и физико-механические свойства по всему объему проката, используя корректировку режима обжатий и числа проходов. Разработанная теория выбора распределения обжатий по проходам позволяет повысить производительность оборудования на 5-7 %.

10. Предложен новый состав оборудования и внедрен новый вариант технологии производства лент бериллиевой бронзы, обеспечивающие производство в России новых видов проката с расширенной гаммой механических свойств в соответствии с международными стандартами. Разработан также комплекс технических и технологических решений для повышения точности плоского проката по толщине и ширине в соответствии с международным стандартом АБТМ. Получены регрессионные зависимости для прогнозирования механических свойств готовой прокатной продукции в различных состояниях поставки. Выход годного увеличен на 8,8 %.

11. Для сплава «цинк-титан» с использованием результатов физического моделирования и построенной трехмерной диаграммы рекристаллизации разработаны и внедрены на стане 400/1000x1000 рациональные температурно-деформационные и скоростные режимы неполной горячей прокатки полос; получены регрессионные уравнения для прогноза механических свойств в зави-

симости от суммарного относительного обжатия и температуры начала прокатки, позволяющие снизить нагрузку на рабочие узлы оборудования на 8-10 %,

Основное содержание диссертации опубликовано в монографии

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

в статьях

2. Формирование структуры при скоростной горячей прокатке низкоуглеродистой стали / Алдунин A.B., Белявская В.М., Лизунов В.И. и др. // Вопросы металловедения и термической обработки стали и титановых сплавов: Материалы V Уральской школы металловедов-термистов (г. Киров, 13-18 марта 1977 г.). - Пермь: Перм. обл. правл. НТО машпром, 1977. - С. 37.

3. Учет технологических ограничений при управлении качеством полосы в чистовой группе широкополосного стана / Григорян Г.Г., Гуров A.C., Шаталов Р.Л., Алдунин A.B. // Автоматизация листовых станов горячей прокатки: Материалы всесоюзного научн.-техн. семинара (г. Кривой Рог, 12-16 сентября 1977 г.). - М.: ЦНИИТЭИ приборостроения, 1977. - С. 69 - 70.

4. Штремель М.А., Лизунов В.И., Алдунин A.B. Алгоритм управления структурой стальных полос на непрерывном широкополосном стане горячей прокатки // Современные проблемы повышения качества металла: Материалы конференции. - Донецк: ДЛИ, 1978. - С. 155 - 156.

5. Моделирование дробной горячей деформации на непрерывном стане / Железнов Ю.Д., Григорян Г.Г., Алдунин A.B., Максимова О.В. // Изв. вуз. Черная металлургия. - 1979. - № 1. - С. 64 - 67.

6. Железнов Ю.Д., Григорян Г.Г., Алдунин A.B. Об учете неравномерности деформации по толщине полосы при управлении процессом прокатки на широкополосном стане // Новые технологические процессы обработки металлов давлением: Научные труды МИСиС. - М.: Металлургия, 1979. - № 112. - С. 45-49.

7. Улучшение механических свойств стальных полос при непрерывной

горячей прокатке / Железной Ю.Д., Григорян Г.Г., Шаталов Р.Л., Алдунин A.B. и др. II Изв. вуз. Черная металлургия. - 1981. - № 7. - С. 64 - 68.

8. Модель распределения температуры по толщине полосы при ее охлаждении на отводящем рольганге НШС / Григорян Г.Г., Шаталов Р.Л., Алдунин A.B., Гиря А.П. И Изв. вуз. Черная металлургия. - 1981. - № 9. - С. 73 - 76.

9. Управление структурой при горячей прокатке малоуглеродистых сталей на непрерывно-широкополосном стане / Штремель М.А., Лизунов В.И., Пименов А.Ф., Мухин Ю.А., Железнов Ю.Д., Шкатов В.В., Алдунин A.B. // Прогрессивные технологические процессы в производстве холоднокатаного листа: Материалы Всесоюзного научн.-техн. семинара (г. Липецк, октябрь 1981 г.).-М.: ЦНИИТЭИ, 1981.-С. 34.

10. Мухин Ю.А., Алдунин A.B. Проблемы улучшения структуры и свойств горячекатаных стальных полос в условиях НШС // Тонколистовая прокатка. Межвуз. сб. - Воронеж: ВПИ, 1981. - С. 27 - 32.

11. Преобразование зерна при первичной рекристаллизации / Штремель М.А., Лизунов В.И., Шкатов В.В., Алдунин A.B. // Металловедение и термическая обработка металлов. — 1984. - № 6. - С. 2 - 5.

12. Алдунин A.B., Шкатов В.В., Мухин Ю.А. Преобразование разнозер-нистости аустенита при горячей прокатке полосовой низкоуглеродистой стали II Прогрессивные технологические процессы в производстве холоднокатаного листа: Материалы Всесоюзного научн.-техн. семинара (г. Липецк, май 1985 г.). - М.: ЦНИИТЭИ, 1985. - С. 9 - 10.

13. Алдунин A.B., Гиря А.П. Резервы стабилизации механических свойств горячекатаных полос // Теория и практика тонколистовой прокатки. Межвуз. сб. - Воронеж: ВПИ, 1986. - С. 135 - 139.

14. Моделирование условий горячей прокатки на непрерывном стане / Мухин Ю.А., Шкатов В.В., Алдунин A.B., Бобылев И.Л. // Изв. вуз. Черная металлургия. - 1987. - № 2. - С. 44 - 48.

15. Алдунин A.B. Модель распределения температуры по толщине горячекатаной полосы на отводящем рольганге НШС // Теплофизика технологических процессов: Материалы VII-ой Всес. научн.-техн. конференции (г. Тольятти, 18 - 20 октября 1988 г.). - Тольятти: ТПИ, 1988. - С. 26.

16. Алдунин A.B., Володин И.М. Резервы повышения конструктивной прочности горячекатаного полосового металла // Наука - производству: Материалы Республиканской научн.-техн. конференции, посвященной 10-летию КамПИ (г. Набережные Челны, 27 - 29 марта 1990 г.). - Набережные Челны: КамПИ, 1990. - С, 7 - 8.

17. Босхамджиев Н.Щ., Шаталов PJL, Алдунин A.B. Ресурсоэнергосбере-гающая технология производства тонких полос из «титан-цинка» // Ресурсо-энергосбережение - XXI век: Материалы конференции (г. С.-Петербург, 14-16 ноября 2000 г.). - С.-П.: РЭСТЭК. - 2000. - С. 59.

18. Босхамджиев Н.Ш., Шаталов P.JL, Алдунин A.B. Проблемы прокатки полос из цинкового сплава с заданными размерами и физико-механическими свойствами И Моделирование и исследование сложных систем: Сб. трудов международной научн.-техн. конференции. Т. 1 (г. Севастополь, 9-17 сентября 2000 г.). - М.: МГАПИ, 2001. - С. 38 - 40.

19. Производство полосового проката из сплава «титан-цинк» / Кудин М.В., Босхамджиев Н.Щ., Шаталов Р.Л., Алдунин A.B. П Теория и практика производства проката: Сб. научн. трудов Международной научн.-техн. конференции (г. Липецк, 6-7 февраля 2001 г.). - Липецк: ЛГТУ, 2001. - С. 179 - 183. 20. Производство качественных коррозионностойких полос из цинк-титана I Кудин М.В., Босхамджиев Н.Ш., Зисельман В.Л., Шаталов Р.Л., Фигуровский Д.К., Алдунин A.B. // Цветные металлы. - 2001. -№ 3. - С. 71 - 75.

21. Шаталов Р.Л., Алдунин A.B., Босхамджиев Н.Ш. Разработка режимов горячей прокатки полос из сплава титан-цинк // Сб. трудов четвертого конгресса прокатчиков. Т. 1 (г. Магнитогорск, 16 - 19 октября 2001 г.). - М.: Черме-тинформация, 2002. - С. 86 - 89.

22. Шаталов Р.Л., Алдунин A.B., Босхамджиев Н.Ш. Разработка режимов горячей деформации полос из цинкового сплава на основе моделирования методами кручения и прокатки // Производство проката. - 2002. - № 3. - С. 18 -20.

23. Установление распределения напряжений в очаге пластической деформации методом структурного анализа / Алдунин A.B., Лукашкин Н.Д., Ко-хан Л.С. и др. // Сб. трудов VI Международного Конгресса «Кузнец-2002. Со-

стояние, проблемы и перспективы развития КШП, КП машин и обработки металлов давлением». Вып. 2 (г. Москва, 3-5 июня 2002 г.). -М.: МГВМИ, 2002. -С. 29-31.

24. Построение режима обжатий при горячей прокатке низкоуглеродистой стали с учетом процессов структурообразования / Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С., Алдунин A.B., Борисов A.B. // Состояние, проблемы и перспективы развития металлургии и обработки металлов давлением: Сб. трудов МГВМИ и Союза Кузнецов. Вып. 3. - М.: МГВМИ, 2003. - С. 70 - 73.

25. Алдунин A.B. Влияние горячей деформации на кинетику превращения аустенита низкоуглеродистой стали при охлаждении // Состояние, проблемы и перспективы развития металлургии и обработки металлов давлением: Сб. трудов МГВМИ и Союза Кузнецов. Вып. 3. -М.: МГВМИ, 2003. - С. 103 - 109.

26. Шаталов Р.Л., Алдунин A.B., Босхамджиев Н.Ш. Определение коэффициента контактного трения при горячей прокатке полос из сплава «цинк-титан» // Производство проката. - 2004. - № 3. - С. 13-14.

27. Зисельман В.Л., Шаталов Р.Л., Алдунин A.B. Особенности технологии и основные проблемы производства плоского проката из бериллиевых бронз //Цветные металлы.-2004.-№ 11.-С. 107-110.

28. Алдунин A.B. Построение качественной диаграммы рекристаллизации низкоуглеродистой стали для расчета режимов горячей прокатки полос // Проблемы повышения качества подготовки специалистов в области художественной обработки металлов: Материалы II Всероссийской межвузовской научн.-практ. конференции (г. Москва, 16 ноября 2004 г.). - М.: МГВМИ, 2004. - С. 127-129.

29. Зисельман В.Л., Шаталов Р.Л., Алдунин A.B. Совершенствование режимов горячей деформации полосовой заготовки из бериллиевых бронз на основе пластометрического моделирования // Теория и практика производства листового проката. Ч. 1 (г. Липецк, 8-9 февраля 2005 г.). — Липецк: ЛГТУ, 2005.-С. 90-93.

30. Определение зависимости сопротивления пластической деформации бериллиевой бронзы от технологических параметров для условий горячей прокатки / Зисельман В.Л., Шаталов Р.Л., 'Алдунин A.B., Литвинова H.H. // Со-

стояние, проблемы и перспективы развития металлургии и обработки металлов давлением: Сб. трудов МГВМИ. Вып. 5. - М.: МГВМИ, 2005. - С. 94 - 96.

31. Совершенствование технологии производства и качество лент из бе-риллиевых бронз / Зисельман В.Л., Босхамджиев Н.Ш., Шаталов P.JL, Алду-нин A.B., Передерий С.Ю. // Цветные металлы. - 2005. - № 12. - С. 86 - 89.

ч

32. Усовершенствование режимов прокатки лент из бериллиевой бронзы на основе пластометрического исследования реологических свойств сплава / Шаталов Р.Л., Зисельман В.Л., Алдунин A.B., Коньков А.О. // Цветные металлы. - 2006. - № 1. - С. 74 - 77.

33. Зисельман В.Л., Шаталов Р.Л., Алдунин A.B. Разработка рациональных режимов термомеханической обработки для получения качественных лент из бериллиевых бронз // Металлург. - 2006. - № 2. - С. 72-75.

34. Зисельман В.Л., Шаталов Р.Л., Алдунин A.B. Разработка режимов термомеханической обработки, улучшающих механические свойства лент из бериллиевой бронзы // Бернштейновские чтения по термомеханической обработке металлических материалов: Тезисы (г. Москва, 25 — 26 октября 2006 г.). -М.: МИСиС, 2006. - С. 79.

35. Исследование и освоение современного производства полос из цинк-титанового сплава кровельного назначения / Шаталов Р.Л., Босхамджиев Н.Ш., Кац A.M., Кудин М.В., Алдунин A.B., Кузнецов B.C. // Медь. Латунь. Бронза: Учебное пособие. — М.: ОАО «Институт Цветметобработка», 2006. - С. 165 -178.

36. Технология производства качественных лент из бериллиевой бронзы на основе использования ресурса пластичности и закономерностей формирования свойств / Алдунин A.B., Шаталов Р.Л., Зисельман В.Л., Койнов Т.А. // Состояние, проблемы и перспективы развития металлургии и обработки металлов давлением: Сб. трудов МГВМИ.- М.: МГВМИ, 2007. - Вып. 6. - С. 183 - 186.

37. Исследование продольной устойчивости полос из медных сплавов при прокатке в вертикальных валках полосового стана / Шаталов Р.Л., Алдунин A.B., Карпов С.А., Шиманаев А.Е. // Металлург. - 2007. - № 10. - С. 57 - 59.

38. Алдунин A.B. Разработка режимов горячей прокатки низкоуглероди-

стой стали с использованием закономерностей структурообразования // Производство проката. - 2007. - № 11. - С. 7 - 8.

39. Алдунин A.B., Кохан Л.С. Проникновение пластической деформации по толщине прокатываемой полосы // Изв. вузов. Черная металлургия. - 2007. -№ 11.-С. 34-37.

40. Алдунин A.B., Кохан Л.С. Определение условий минимизации уши-рения при производстве плоского проката // Изв. вузов. Черная металлургия. -2008. - № 1,-С. 40-43.

41. Шаталов Р.Л., Алдунин A.B., Карпов С.А. Исследование влияния натяжения на продольную устойчивость полос из медных сдлавов, прокатываемых на стане с вертикальными валками И Цветные металлы. — 2008. — № 4. — С. 74 - 75.

42. Шаталов Р.Л., Алдунин A.B., Карпов С.А. Исследование продольной устойчивости полос из медных сплавов, прокатываемых на стане с вертикальными валками. - Теория и практика производства листового проката. Сб. научн. тр. Часть 1. -Липецк: ЛГТУ,2008.-С. 152-157.

43. Исследование влияния основных металлофизических факторов на упрочнение бериллиевой бронзы при производстве лент / Алдунин A.B., Шаталов Р.Л., Босхамджиев Н.Ш., Зисельман В.Л. // Цветные металлы. - 2008. - № 5. -С. 58-61.

44. Алдунин A.B. Основные принципы оптимизации процессов горячей прокатки полос по структуре и пластичности металла // Изв. вузов. Черная металлургия. - 2008. - № 5. - С. 23 - 26.

45. Алдунин A.B., Кохан Л.С. Устойчивость прокатки полос в вертикальных валках полосового стана// Изв. вузов. Черная металлургия. - 2008. - № 7. -С. 16-20.

46. Aldunin A.V., Kokhan L.S. Stability of Strip Rolling in Vertical Rollers // Steel in Translation. - 2008. - V. 38. - N. 7. - P. 517 - 521.

47. Алдунин A.B. Разработка рациональной компоновки оборудования на участке «чистовая группа - моталки» непрерывного широкополосного стана // Изв. вуз. Черная металлургия. - 2009. - № 1. - С. 19 - 22.

48. Алдунин A.B., Шаталов P.Jl. Упрочнение бериллиевой бронзы при производстве лент // Нанотехнологии и наноматериалы: Материалы Международной научно-техн. конференции (г. Москва, 30-31 марта, 1 апреля 2009 г.). - М.: МГОУ, 2009. - С. 238 - 241.

49. Aldunin A.V. Rational Configuration of Finishing Group and Winding Unit for a Continuous Broad-Strip Milt // Steel in Translation. - 2009. - V. 39. - N. 1. - P. 7-10.

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

51. Термические напряжения рабочих валков листовых станов горячей прокатки / Кохан Л.С., Алдунин A.B., Фарунда H.A., Семенова Л.М. // Металлург. - 2009. - № 9. - С. 53-55.

в изобретении

52. А. с. 1127656 (СССР). Обводное устройство нереверсивной прокатной клети ДУО / Железнов Ю.Д., Алдунин A.B. // Бюл. - 1984. - № 45.

Формат 60х84\16. Усл.печ.л, 3,02. Тираж 120 экз. Заказ № 711 К. Отпечатано в типографии Московского государственного открытого университета. 107996, Москва, ул. Павла Корчагина, дом. 22