автореферат диссертации по металлургии, 05.16.05, диссертация на тему:Совершенствование широкополосной прокатки трубных сталей на основе моделирования поведения поверхностных трещин непрерывнолитого сляба

■л М 1 о I л 3 « и ^

Э К 3 ЕIV

ь и ы и

1Я

На правах рукописи

Пустовойтов Денис Олегович

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ШИРОКОПОЛОСНОМ ПРОКАТКИ ТРУБНЫХ СТАЛЕЙ НА ОСНОВЕ МОДЕЛИРОВАНИЯ ПОВЕДЕНИЯ ПОВЕРХНОСТНЫХ ТРЕЩИН НЕПРЕРЫВНОЛИТОГО СЛЯБА

Специальность 05.16.05 - Обработка металлов давлением

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

- 9 ЛЕК 2010

Магнитогорск - 2010

004616648

Работа выполнена в ГОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова».

Научный руководитель доктор технических наук, профессор

Песин Александр Моисеевич.

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Выдрин Александр Владимирович,

кандидат технических наук, доцент Барышников Михаил Павлович.

Ведущая организация - ОАО «Челябинский металлургиче-

ский комбинат», г. Челябинск.

Защита состоится 21 декабря 2010 г. в ПоХ на заседании диссертационного совета Д 212.111.01 при ГОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова», 455000, г. Магнитогорск, пр. Ленина, 38, МГТУ, малый актовый зал.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова».

Автореферат разослан « Ъо » ноября 2010 года.

Ученый секретарь диссертационного совета

V Селиванов В.H.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Широкополосный прокат является одним из основных видов продукции чёрной металлургии. Он выпускается в объёме десятков миллионов тонн ежегодно и используется при изготовлении металлических конструкций различного назначения. Важнейшей характеристикой металлопроката на рынке является его конкурентоспособность, которая определяется в основном соотношением его потребительских свойств и цены. В условиях глобального падения спроса на металлы конкурентная борьба усиливается. Поэтому актуальной проблемой для металлургических предприятий становится снижение издержек производства и повышение качества выпускаемой продукции.

При производстве проката из микролегированных трубных сталей на широкополосных станах горячей прокатки большие потери металла связаны с тем, что значительная часть готовых полос поражена поверхностными дефектами в виде трещин, располагающихся на расстоянии до 50 мм от кромок. Для части марочного сортамента, преимущественно из трубных сталей, микролегированных ниобием, доля пораженных такими дефектами полос достигает 25-30% и более. Происхождение дефектов горячекатаного проката обусловлено, прежде всего, качеством поверхности исходной заготовки.

В настоящее время на многих отечественных металлургических предприятиях отсутствуют автоматизированные системы контроля качества не-прерывнолитых слябов в потоке МНЛЗ. Поэтому в прокатный передел могут поступать заготовки с поверхностными дефектами различной морфологии. Каждый характерный поверхностный дефект непрерывнолитого сляба в случае его невыявления и неудаления трансформируется в дефект поверхности полосового проката, в результате чего металл переводят во второй сорт или беззаказную продукцию.

Цель работы - получение проката из микролегированных трубных сталей высокого качества на основе развития моделей для расчёта рациональных технологических режимов, ограничивающих смещение поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос.

Задачи исследования:

1. Выбрать, адаптировать и экспериментально проверить адекватность математической модели процесса горячей прокатки слябов с учётом наличия поверхностных дефектов в виде продольных и поперечных трещин.

2. Выполнить численное моделирование и исследование основных закономерностей трансформации поверхностных продольных и поперечных трещин сляба в дефекты поверхности широкополосного проката.

3. Выполнить численное исследование основных закономерностей смещения дефектов от кромок в направлении середины ширины полос.

4. Выполнить анализ влияния различных режимов черновой прокатки и формы деформирующего инструмента на возможность снижения поверхностного дефектообразования при производстве широкополосного проката.

5. Разработать математические модели выбора рациональных технологических режимов, позволяющих минимизировать смещение поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос при горячей прокатке на широкополосных станах.

Научная новизна заключается в следующем:

1. На основе трёхмерного численного моделирования методом конечных элементов установлены основные закономерности трансформации поверхностных продольных и поперечных трещин сляба в дефекты поверхности широкополосного проката при деформации в горизонтальных валках черновой группы стана.

2. Уточнены закономерности перехода металла с боковых граней сляба на верхние (нижние) поверхности раската, учитывающие взаимосвязь геометрии поперечного сечения раската, степени деформации и условий трения на контакте с рабочими валками.

3. Уточнена зависимость для определения высоты приконтактных наплывов раската, образующихся при черновой прокатке в вертикальных валках, учитывающая условия трения в очаге деформации, а также форму вертикальных валков чернового окалиноломателя (калибр или гладкая бочка).

4. Впервые получены на основе численного моделирования методом конечных элементов зависимости для определения ширины полоски перехода металла с боковых граней сляба на верхние (нижние) поверхности полосы при черновой широкополосной прокатке, учитывающие геометрические размеры сляба, режимы обжатий в вертикальных и горизонтальных валках, а также условия трения в очаге деформации.

Практическая значимость работы состоит в следующем:

1. Усовершенствована технология широкополосной прокатки микролегированных трубных сталей за счёт снижения контактных сил трения в очаге деформации, а также эффективного перераспределения обжатий в горизонтальных валках черновой группы стана. Предложенные технологические решения позволяют ограничить величину смещения поверхностных дефектов на расстоянии, не превышающем 8-10 мм от кромок полосы.

2. Разработана методика расчёта величины смещения поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос при горячей прокатке микролегированных трубных сталей.

3. Разработана методика выбора размеров исходной заготовки (сляба), обеспечивающая уменьшение расхода металла при широкополосной горячей прокатке за счёт снижения боковой обрези по кромочным дефектам.

Реализация работы. Разработаны и приняты к реализации деформационные режимы черновой прокатки микролегированных трубных сталей на ШСГП 2000 ОАО «Магнитогорский металлургический комбинат». Предло-

женные деформационные режимы отличаются сниженными на 3-5% значениями обжатий в первых трёх клетях черновой группы стана. При этом для снижения контактных сил трения в очаге деформации прокатку трубных сталей ведут в первом монтаже после перевалки рабочих валков. Математические модели и методики расчёта технологических режимов производства широкополосного проката, позволяющие уменьшить расход металла, используются в научных исследованиях ООО «Магнитогорский научный информационно-технический центр», а также применяются в учебном процессе кафедры «Обработка металлов давлением» ГОУ ВПО «МГТУ».

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы изложены и обсуждены на научно-технических конференциях различных уровней: ежегодных научно-технических конференциях ГОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова» (2007-2010 гг.); международной научно-технической конференции молодых специалистов ОАО «Магнитогорский металлургический комбинат» (2010 г.); на Седьмом (г. Москва, 15-18 октября 2007 г.) и Восьмом (г. Магнитогорск, 11-15 октября 2010 г.) Конгрессах прокатчиков; на международной научно-практической конференции «Инженерные системы - 2010» в ГОУ ВПО «Российский университет дружбы народов» (г. Москва, 6-9 апреля 2010 г.); на международной конференции «Технологии и оборудование для прокатного производства» (г. Москва, 20-21 апреля 2010 г.); на десятой международной научно-технической конференции по численным методам в процессах обработки металлов давлением NUMIFORM 2010 (Республика Корея, г. По-ханг, 13-17 июня 2010 г); на тринадцатой международной научно-технической конференции по обработке металлов давлением METAL FORMING 2010 (Япония, г. Тоёхаси, 19-22 сентября 2010 г).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 9 научных работ, из них три в рецензируемых научных журналах, рекомендованных ВАК.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка использованных источников и пяти приложений. Текст диссертации изложен на 148 страницах машинописного текста, иллюстрирован 108 рисунками, содержит 16 таблиц. Библиографический список включает 135 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении в краткой форме обоснована актуальность проблем и задач, решаемых в диссертационной работе, приведена структура диссертации.

В первой главе рассмотрены виды поверхностных дефектов и причины их образования на слябах, получаемых на машинах непрерывного литья заготовок. Для микролегированных трубных сталей (с содержанием ниобия более 0,01%) наиболее характерными являются продольные и поперечные трещины, возникающие в ребровой зоне слябов при непрерывной разливке.

Получение слябов из сталей, склонных к трещинообразованию и заведомо не имеющих поверхностных дефектов, в условиях многих металлургических предприятий, в частности, в условиях ККЦ ОАО «ММК» осложняется из-за влияния ряда факторов, таких как:

- отсутствие автоматического контроля за работой зоны вторичного охлаждения МНЛЗ по ходу разливки плавки;

- наличие участка разгиба и правки формирующейся непрерывнолитой заготовки с образованием растягивающих и сжимающих напряжений в её оболочке;

- присутствие ниобия в сталях типа 10Г2ФБЮ, повышающего склонность стали к трещинообразованию вследствие выделения по границам зёрен карбонитрида ниобия ЫЬ(СЫ);

- отсутствие механизмов для удаления дефектных участков в потоке;

- отсутствие средств автоматического контроля качества получаемого сляба в потоке и др.

С точки зрения качества широкополосного проката трещины на поверхности непрерывнолитого сляба представляют собой большую проблему, так как поверхность трещин, взаимодействуя с агрессивной средой, окисляется и не заваривается при прокатке, образуя различного вида плены. Для широкополосного проката из трубных сталей характерным является расположение дефектов на расстоянии до 20-50 мм от боковых кромок.

В многочисленных исследованиях В.К. Воронцова, П.И. Полухина, Е.Г. Зудова установлено, что боковые грани раската при прокатке находятся под действием растягивающих напряжений и при определенных условиях (наличие трещин на боковых гранях, неблагоприятное сочетание размеров полосы и геометрических параметров очага деформации) возможно образование поверхностных дефектов проката.

В работах М.М. Сафьяна и М.И. Чернера показано, что значительная часть толстых листов (полос) имеет дефекты на участках поверхности, перешедших с боковых граней слябов. Ширина такой полоски перехода может зависеть от многих факторов: геометрические параметры очага деформации, условия трения, форма калибров, деформационные режимы при прокатке в вертикальных и горизонтальных валках и т.д. При этом если ширина полоски перехода велика, то дефекты остаются на кромках обрезанных листов.

Обзор отечественных и зарубежных литературных данных показал, что в последнее время для моделирования и анализа поведения дефектов в различных процессах обработки металлов давлением широко применяются специализированные инженерные программные комплексы, основанные на методе конечных элементов.

Во второй главе представлены основные положения конечно-элементной математической модели, адаптированной к процессу горячей прокатки слябов с дефектами поверхности в виде трещин. Адаптация модели заключается в новой формулировке граничных и начальных условий решае-

заключается в новой формулировке граничных и начальных условий решаемой задачи, а также в принятии определённых допущений моделируемого процесса.

В качестве теоретической основы конечно-элементной математической модели (программный комплекс DEFORM™) положен подход Lee -Kobayashi для вязкопластической среды. Подход основан на принципе минимума мощности пластической деформации, который выражается в виде следующего функционала:

5л = ja 5sdV- jF¡6o¡dS+К Jév SévdV = 0, (1)

V S,. V

где a = л/3/2(а'^)1/2 =a(s, s) - интенсивность напряжений; a'j- де-виатор напряжений; 8 = л/2/3(ё¡jé[j)' 2 — интенсивность скоростей деформаций; Еу -девиатор скоростей деформаций; 5и ¡ - виртуальное поле скоростей, удовлетворяющее граничным условиям; V - объём деформируемого материала; F¡- силы, действующие на поверхности SF; К - константа с большим положительным значением («штраф»).

Связь между напряжениями и скоростями деформаций описывается уравнением Леви-Мизеса:

3 S ,

(2)

1 a

Напряжения трения на контактной поверхности с рабочим инструментом пропорциональны пределу текучести на сдвиг:

т = mkß = mki — tan 1 л

Vüoy

►ß, (3)

где Т - напряжение трения; т - показатель трения; к = ат / л/3 - предел текучести на сдвиг; Р- единичный вектор, направление которого противоположно относительному скольжению; 1)5- скорость скольжения материала относительно инструмента; и0- малое положительное число, сравнимое с и5. Приближённое выражение (3) используется для сглаживания изменения

напряжений трения при переходе через нейтральную точку в очаге деформации.

Для оценки в первом приближении возможности развития трещин в процессе деформации используется критерий разрушения Кокрофта-Лэфема (Cockcroft & Latham):

где сттах - максимальное главное растягивающее напряжение; с - интенсивность напряжений; 8 - интенсивность деформации; С - константа материала (критическое значение).

Выбор данного критерия обоснован, исходя из следующих положений: 1) рассматривается случай, когда трещина уже образовалась на поверхности исходной заготовки (сляба); 2) возможное развитие трещины является вязким, т. е. для роста трещины в материале должны возникать значительные пластические деформации; 3) определяющей величиной роста трещины является главное растягивающее напряжение.

При моделировании процесса горячей прокатки слябов с дефектами поверхности в виде трещин приняты следующие допущения: 1) схема напряжённо-деформированного состояния - трёхмерная; 2) процесс является симметричным (рассматривается 'Л часть сляба); 3) процесс является изотермическим; 4) эволюция микроструктуры и фазовые превращения в стали не учитываются; 5) валки несжимаемые (абсолютно жёсткие); 6) деформируемый материал - однородный и изотропный во всём объёме; 7) напряжения трения пропорциональны пределу текучести на сдвиг; 8) вид и форма трещин: У-образные продольные, поперечные, поперечные угловые; 9) начальные размеры трещин заранее известны; 10) зоны предразрушения и микропоры в вершинах трещины отсутствуют.

В качестве начальных условий моделирования задаются следующие параметры: 1) радиус и угловая скорость вращения рабочих валков; 2) кривая

текучести деформируемого материала в виде ст = (т(б, Б, т); 3) среднемас-совая температура металла; 4) начальная скорость движения сляба У0; 5) начальные размеры сляба: толщина Н0; ширина В0; длина Ь0; 6) положение и начальные размеры трещины: длина /0; ширина и>0; глубина залегания <г/0; 7) показатель трения щ на контакте с рабочими валками; 8) количество деформационных проходов и распределение обжатий 8 (%) по клетям стана.

В результате решения задачи определяются следующие величины:

1) форма и размеры дефекта после каждого деформационного прохода;

2) поле интенсивности деформации в окрестности дефекта; 3) поле интенсивности напряжений в окрестности дефекта; 4) возможность развития трещины в процессе деформации сляба.

С использование данной математической модели выполнено исследование и анализ основных закономерностей трансформации поперечных угло-

£

(4)

вых трещин (рис. I) при горячей прокатке сляба в горизонтальных валках черновой группы широкополосного стана 2000. Моделирование проводили для сляба (поперечное сечение 250x1050 мм) из стали Х70 (0,07С-1,7Мп-0,07МЬ-0,04У-0,02Т1', %) в соответствии с режимом (табл. 1). Механизм трансформации поперечной угловой трещины сляба в дефект поверхности раската показан на рис. 2.

Таблица I

Условия черновой прокатки сляба в горизонтальных валках

Параметр Клети

№1 №2 №3 1 №4 №5

Относительное обжатие, % 20,0 15,0 23,0 23,7 30,0

Угловая скорость вращения валков, рад/с 1,43 2,54 2,54 2,54 2,54

Температура, °С 1170 1153 1130 1090 1060

Радиус рабочих валков, мм _700_] 590 590 590 590

Рис. 2. Трансформация поперечной угловой трещины при прокатке сляба в горизонтальных валках: а - начальная форма трещины; б, в, г, д, е - форма дефекта после 1-ого, 2-ого, 3-его, 4-ого, 5-ого деформационного прохода

.—Плоскость симметрии

а б

Рис. 1. Схема V-образной поперечной угловой трещины (а) и сетка КЭ (б) (/0=20,0 мм, ^0=1,5 мм, с/0=14,0 мм)

Верхняя грань

Боковая грань

Максимальные значения критерия разрушения (4) наблюдаются в вершинах и внутри дефекта и достигают 0,294-0,624 (при условно критическом значении 0,3), что свидетельствует о высокой вероятности дальнейшего развития трещины в процессе деформации (рис. 3).

Рис. 3. Значения критерия разрушения в окрестности дефекта при прокатке сляба в горизонтальных валках: а, б, в, г, д - при прокатке в 1-ой, во 2-ой, в 3-ей, в 4-ой, в 5-ой клети соответственно

делирование методом конечных элементов. По результатам эксперимента и численного моделирования сравнивали ширину раскрытия трещины после каждого деформационного прохода, а также конечную форму дефекта. В итоге ошибка моделирования составила менее 7 % (рис. 5, табл. 2).

Характерной особенностью трансформации поперечных угловых трещин сляба является их раскрытие в зонах передней и задней внеконтакт-ной деформации под действием высоких продольных растягивающих напряжений. При этом полное раскрытие трещин происходит при величине суммарной степени деформации около 70%.

Для проверки адекватности математической модели был выполнен лабораторный эксперимент по прокатке свинцового сляба с поперечной угловой трещиной (рис. 4). Размеры сляба: Н0=30 мм; В0= 180 мм; Ьо=380 мм. Размеры трещины: длина /0=4 мм; ширина ^=0,4 мм; глубина залегания 4>=2,8 мм. Прокатку вели на стане дуо (Яв=75 мм) за 5 проходов с обжатиями 13,6-31,0%. Для условий лабораторного эксперимента было выполнено математическое мо-

Боковая поверхность

Рис. 4. Дефект на поверхности свинцового образца

Рис. 5. Трансформация поперечной угловой трещины свинцового сляба в дефект поверхности листа при прокатке в горизонтальных валках (вид сверху; Н0=30 мм, ег=66,7%; Н. п. - направление прокатки): а - начальная форма трещины; б - форма дефекта после 5-ого деформационного прохода (I - лабораторный эксперимент; II - моделирование МКЭ)

Таблица 2

Сравнение результатов эксперимента и численного моделирования

Номер прохода 0 1 2 3 4 5

Ширина раскрытия трещины мм МКЭ (расчёт) 0,40 1,15 1,74 2,45 3,38 4,56

Эксперимент 0,40 1,10 1,70 2,50 3,40 4,30

Ошибка, % - 4,55 2,35 2,00 0,59 6,05

В третьей главе представлены результаты численного исследования поведения поверхностных поперечных и продольных трещин непрерывноли-того сляба при черновой горячей прокатке в горизонтальных валках. Установлены основные закономерности трансформации трещин сляба в дефекты поверхности листа. Расчёты выполнены для микролегированной трубной стали категории прочности Х70 (0,07С-1,7Мп-0,07ТМЬ-0,04У-0,02Т1, %). Рассматривалась прокатка сляба сечением 250x1050 мм за 5 проходов в соответствии с режимом (табл. 1).

На основе численного моделирования установлено, что при горячей прокатке сляба поперечные трещины на боковых гранях (рис. 6) трансформируются в дефекты продольного расположения (рис. 7). Раскрытие трещин происходит в очаге деформации под действием высоких растягивающих напряжений на боковых гранях (до 40 МПа). Максимальные значения критерия разрушения (4) в окрестности дефекта изменяются в пределах от 0,375 в первых проходах до 0,719 в последних.

Верхняя грань

\1 , Плоскость симметрии

Боковая грань

а б

Рис. 6. Схема У-образной поперечной трещины на боковой грани сляба (а) и сетка конечных элементов (б) (/о=18,0 мм, №о=0,9 мм, 4)=9,0 мм)

Рис. 7. Трансформация поперечной трещины на боковой грани сляба при черновой прокатке в горизонтальных валках: а, б, в, г, д- форма дефекта после 1 -ого, 2-ого, 3-его, 4-ого, 5-ого прохода соответственно

При горячей прокатке сляба поперечные трещины на верхних (нижних) гранях (рис. 8) последовательно трансформируются в дефекты в виде характерной складки (рис. 9). Раскрытие трещин происходит в зонах передней и задней внеконтактной деформации под действием высоких продольных растягивающих напряжений (до 40 МПа). При этом максимальные значения критерия разрушения (4) в окрестности дефекта изменяются в пределах от 0,585 в первых проходах до 0,958 в последних.

В свою очередь, характер поведения продольных трещин сляба при прокатке сильно отличается (рис. 10). Трещины на верхних (нижних) и боковых гранях сляба закрываются уже в первом деформационном проходе (рис. 11). Смыкание берегов трещины происходит в очаге деформации под действием сжимающих напряжений. В последующих проходах с увеличением коэффициента вытяжки происходит удлинение дефектов в направлении прокатки. Таким образом, продольные трещины сляба в процессе деформации сохраняют продольное расположение, при этом глубина залегания таких дефектов уменьшается, а длина - увеличивается. Максимальные значения критерия разрушения (4) при этом не превышают 0,2, что говорит о более благоприятном напряжённо-деформированном состоянии в окрестности дефектов при прокатке сляба с продольными трещинами в сравнении с поперечными, где максимальные значения критерия (4) достигают 0,294-0,958.

Рис. 8. Схема V-образной поперечной трещины на верхней грани сляба (а) и сетка конечных элементов (б) (/0=15.0 мм, \уо=0,8 мм, а?о=9,0 мм, 50= 12 мм).

Рис. 9. Трансформация поперечной трещины на верхней грани сляба при черновой прокатке в горизонтальных валках: а, б, в, г, д - форма дефекта после 1-ого, 2-ого, 3-его, 4-ого, 5-ого прохода соответственно (сечение АА)

X" / / - "1 / " /

** /—

Н \*0 ао

к,-.......

Рис. 10. Схема V-образной продольной трещины на верхней (а) и боковой (б) грани непрерывнолитого сляба (/о=20,0 мм, 1^0= 1,0 мм, а?0=Ю,0 мм, 5о=62,5)

Верхняя грань Верхняя грань

Баковая грань

Боковая грань

Рис. 11 Форма продольной трещины на верхней грани сляба до (а) и после (б) прокатки в горизонтальных валках

Смещение дефектов от кромок в направлении середины ширины полос происходит в результате перехода металла с боковых граней сляба на верхние (нижние) поверхности раската на черновой стадии горячей прокатки. Методом конечных элементов выполнено исследование основных закономерностей перехода металла с боковых граней сляба на контактные поверхности при черновой прокатке микролегированных трубных сталей с базисным сопротивлением деформации сто д=100^120 МПа. Установлены следующие 3 возможных случая (при Но=50+250 мм; В0= 1050^1850 мм; £=10+30%):

1) если сляб (раскат) имеет прямоугольное поперечное сечение, то при единичных относительных обжатиях до 30% и максимально возможных контактных силах трения, равных по величине пределу текучести на сдвиг, металл с боковых граней на широкие поверхности полосы не переходит;

2) если сляб (раскат) имеет выпуклость боковых граней величиной не менее 10,0 мм, то при единичных относительных обжатиях не менее 30% и максимально возможных контактных силах трения, равных по величине пределу текучести на сдвиг, происходит переход металла с боковых граней на широкие поверхности полосы;

3) если сляб (раскат) имеет приконтактные наплывы, то при единичных относительных обжатиях в интервале 10-30% и контактных силах трения в диапазоне значений (0,5-И ,0)к (где к - предел текучести на сдвиг), происходит переход металла с боковых граней на широкие поверхности полосы.

При прокатке в черновой группе ШСГП сляб последовательно обжимается в вертикальных и горизонтальных валках с образованием приконтакт-ных наплывов. Поэтому переход металла на контактные поверхности происходит в соответствии с третьим случаем (рис. 12). Для черновой горячей прокатки слябов с наплывами характерно значительное возрастание главных напряжений о3 (до 240 МПа) у самой кромки раската (рис. 13).

п,.МПа

_ 38.0 - ' 10.2 -17.6

-45.4 -73.2 -101 -129

-157

Рис. 12. Схема процесса пере- Рис. 13. Поле главных напряжений ст3 хода металла с боковых граней в очаге деформации (Но=250 мм;

на контактную поверхность Во=1850 мм; Ьн=36 мм; ш=1,0; е=30%)

В четвертой главе разработаны модели для определения ширины полоски перехода металла с боковых граней сляба на широкие поверхности раската при прокатке в системе «вертикальные - горизонтальные валки» черновой группы ШСГП. Разработана методика расчёта рациональных деформационных режимов черновой широкополосной прокатки микролегированных трубных сталей, позволяющая минимизировать величину смещения поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос.

В общем виде ширина полоски перехода зависит от степени обжатия, условий трения в очаге деформации, геометрических размеров прокатываемой полосы, а также высоты приконтактных наплывов, образующихся при прокатке в эджерах.

В инженерных расчётах для проектирования технологических режимов, ограничивающих смещение дефектов от кромок полос, необходимо применение уравнений связи между шириной полоски перехода и основными параметрами процесса. Поэтому на основе численного моделирования МКЭ черновой широкополосной прокатки и обработки полученных данных методами линейного регрессионно-корреляционного анализа были получены следующие кусочно-линейные аппроксимации для определения высоты приконтактных наплывов Ьн в зависимости от показателя трения шв в очаге деформации, ширины В0 (мм) и толщины Но (мм) раската на входе в вертикальные валки, величины абсолютного обжатия по ширине ДЬ (мм).

Для вертикальных валков с гладкой бочкой (коэффициент множественной корреляции Л=0,989): если 100 < Н0 < 250 мм и 30 < ДЬ < 90 мм:

Ьн = 1,8513 - 25,3789тв + 0,003В0 + 0,1203Н0 + 0,6883АЬ, (5)

если 100 < Но < 250 мм и ДЬ < 30 мм или Но < 100 мм и ДЬ < 50 мм:

Ьк =-1,1541-5,4903тв + 0,0002В0 + 0,106Н0 + 0,4695ЛЬ, (6)

Для калиброванных валков чернового вертикального окалиноломателя (рис. 14) (коэффициент множественной корреляции Л=0,981): если ДЬ < 70 мм:

Рис. 14. Калибр вертикальных валков чернового окалиноломателя

Ьн = 2,9746 -1,8851тв + 0,0037В0 + 0,5401АЬ,

(7)

если ДЬ > 70 мм:

Ьн = 12,2601 - 8,8109шв + 0,0131В0 + 0,2914ЛЬ, (8)

На основе численного моделирования МКЭ процесса черновой широкополосной прокатки и статистической обработки данных были получены следующие кусочно-линейные аппроксимации для определения ширины полоски перехода Ь в зависимости от высоты приконтактных наплывов Ьн (мм), ширины В0 (мм) и толщины Но (мм) раската на входе в горизонтальные валки, показателя трения шг в очаге деформации и истинной (логарифмической) деформации в по толщине.

При прокатке в вертикальных валках с гладкой бочкой (коэффициент множественной корреляции Л=0,978): если Ьн < 36 мм или тг < 0,75:

Ь = -2,87 + 0,0314 Ьн + 0,0003В0 + 0,0014Н0 + 5,16тг +1,91е, (9) если Ь„ > 36 мм и 0,75 < тг < 1,0:

Ь = -31,58 + 0,272 Ьн + 0,003Во - 0,0194Но + 28,14тг + 13,55б, (10)

При прокатке в калиброванных вертикальных валках чернового ока-линоломателя (коэффициент множественной корреляции 7?=0,975): если Ьн < 22 мм или шг < 0,75:

Ь = -1,363 + 0,017 Ьн + 0,00014В0 + 2,2775шг + 2,55е, (И)

если Ь„ > 22 мм и 0,75 < тг < 1,0:

Ь = -2,392 + 0,0416 Ь н + 0,0007В0 +1,8106тг +2,32е, (12)

Зависимости (5)-(12) статистически надёжны с доверительной вероятностью 95% и соответствуют условиям черновой широкополосной прокатки микролегированных трубных сталей с базисным сопротивлением деформации стод = 100-И 20 МПа в следующих интервалах варьируемых параметров: толщина раската Но=50^250 мм; ширина раската В0= 1050^1850 мм; абсолютное обжатие по ширине ЛЬ =10-5-90 мм при прокатке в вертикальных валках; показатель трения тв=0,5-4,0 в очаге деформации при прокатке в вертикальных валках; показатель трения шг=0,5^-1,0 в очаге деформации при прокатке в горизонтальных валках; истинная (логарифмическая) деформация в =0,10-Ю,36 при прокатке в горизонтальных валках.

Зависимости (5)-(12) позволяют прогнозировать величину смещения поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос при прокатке сляба в системе «вертикальные - горизонтальные валки» черновой группы широкополосных станов. В качестве примера в работе рассмотрен режим черновой прокатки стали категории прочности Х70 в услови-

ях ШСГП 2000 ОАО «ММК». Пусть требуется получить из сляба сечением 250П1750мм промежуточный раскат сечением 50П1660 мм. Распределение обжатий по клетям (вертикальные и горизонтальные проходы) задаём в соответствии с технологической инструкцией стана. При этом валки чернового вертикального окалиноломателя выполнены с калибром (рис. 14), вертикальные валки универсальных клетей имеют гладкую бочку. В результате расчёта получено, что при шг=1,0 величина Ь составляет 32,4 мм, а при снижении шг до 0,5 величина Ь уменьшается в 3,24 раза до 10 мм (рис. 15).

Клети

Рис. 15. Зависимость суммарной ширины полоски перехода Ь от показателя трения шг при прокатке сляба в черновой группе ШСГП 2000

С использованием моделей (5)-(12) разработаны рациональные деформационные режимы широкополосной прокатки микролегированных трубных сталей, отличающиеся сниженными на 3-5% значениями обжатий в первых трёх клетях черновой группы стана. При этом для снижения контактных сил трения в очаге деформации черновую прокатку трубных сталей необходимо проводить в первом монтаже после перевалки рабочих валков. Рекомендовано, чтобы разница между начальной шириной заготовки и требуемой шириной промежуточного раската не превышала диапазона 0-50 мм.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

1. На основе трёхмерного численного моделирования МКЭ установлены основные закономерности трансформации поверхностных продольных и поперечных трещин сляба в дефекты поверхности широкополосного проката при деформации в горизонтальных валках черновой группы стана. Наибольшую опасность с точки зрения дальнейшего развития дефектов представляют поперечные трещины сляба, раскрывающиеся в процессе деформа-

ции под действием растягивающих напряжений в зонах передней и задней внеконтактной деформации, а также на боковых гранях.

2. Смещение поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос при черновой горячей прокатке происходит в результате перехода металла с боковых граней сляба на верхние (нижние) поверхности раската. На основе численного моделирования МКЭ уточнены закономерности такого перехода, учитывающие взаимосвязь геометрии поперечного сечения раската, степень деформации и условия трения на контакте с рабочими валками.

3. Разработана модель для определения ширины полоски перехода металла с боковых граней сляба на верхние (нижние) поверхности раската, учитывающая геометрические размеры заготовки, деформационные режимы прокатки в вертикальных и горизонтальных валках черновой группы стана, а также условия трения в очаге деформации. Областью применения данной модели является черновая широкополосная прокатка в системе «вертикальные - горизонтальные валки».

4. Уточнена зависимость для определения высоты приконтактных наплывов, образующихся при черновой горячей прокатке сляба в вертикальных валках, учитывающая условия трения в очаге деформации, а также форму вертикальных валков чернового окалиноломателя (калибр или гладкая бочка).

5. Разработаны технологические решения, позволяющие значительно уменьшить величину смещения поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос, в том числе:

□ за счёт применения калиброванных валков чернового вертикального окалиноломателя величина смещения дефектов может снизиться на 11-30%;

□ за счёт снижения контактных сил трения в очаге деформации (уменьшения показателя трения шг с 1,0 до 0,5) при черновой прокатке в горизонтальных валках величина смещения дефектов может снизиться в 3-5 раз;

□ за счёт снижения относительных обжатий на 3-5% в первых трёх горизонтальных проходах черновой группы стана величина смещения дефектов может быть снижена на 6-12%;

□ за счёт снижения разницы между начальной шириной сляба и требуемой шириной промежуточного раската до диапазона 0-50 мм, возможно снижение величины смещения дефектов от кромок на 20-35%.

6. Разработки по усовершенствованию технологических режимов широкополосной прокатки трубных сталей приняты к внедрению в ЛПЦ-10 ОАО «ММК». Результаты работы используются в научных исследованиях ООО «Магнитогорский научный информационно-технический центр», а так-

же применяются в учебном процессе кафедры «Обработка металлов давлением» ГОУ ВПО «МГТУ».

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Особенности деформирования и совершенствования режимов прокатки непрерывнолитых слябов, имеющих дефекты / Денисов С.В., Салганик

B.М., Песин A.M., Пустовойтов Д.О. // Труды VII конгресса прокатчиков (Москва, 15-18 октября 2007 г.). Т.1. М.: Объединение прокатчиков. - 2007. -

C. 5-9.

2. Разработка эффективной схемы черновой прокатки низколегированных сталей / Салганик В.М., Песин A.M., Пустовойтов Д.О. // Сталь. -2008. -№ 9. - С. 50-53 (рецензируемое издание из перечня ВАК).

3. Разработка эффективной схемы деформации проката в черновой группе клетей стана 2000 / Салганик В.М., Песин A.M., Пустовойтов Д.О. // Сталь. - 2009. - № 10. - С. 51-53 (рецензируемое издание из перечня ВАК).

4. Пустовойтов Д.О. Особенности формоизменения сляба при прокатке в черновом вертикальном окалиноломателе ШСГП 2000 // Моделирование и развитие процессов обработки металлов давлением: межрег. сб. науч. тр. -Магнитогорск. - 2009. - С. 32-38.

5. Салганик В.М., Песин A.M., Пустовойтов Д.О. Исследование влияния формы валков чернового окалиноломателя на возможность снижения поверхностного дефектообразования при прокатке на стане 2000 // Процессы и оборудование металлургического производства: межрег. сб. науч. тр. -Магнитогорск. - 2009. - С. 211-217.

6. Моделирование поведения поперечных угловых трещин сляба при прокатке в горизонтальных валках / Салганик В.М., Песин A.M., Пустовойтов Д.О. // Известия вузов. Чёрная металлургия. - 2010. - №3. - С. 22-24 (рецензируемое издание из перечня ВАК).

7. Моделирование формоизменения поверхностных трещин непре-рывнолитого сляба при черновой прокатке на широкополосном стане / Песин A.M., Салганик В.М., Пустовойтов Д.О. // Международная научно-практическая конференция «Инженерные системы - 2010» в Москве 6-9 апреля 2010 г. Сборник трудов конференции. М.: РУДН. - 2010. - С. 136-140.

8. Transverse crack modeling of continuously casted slabs through finite element method in roughing rolling at wide strip mill / Pesin A., Salganik V., Pus-tovoitov D. // Proceedings of the 10th International Conference on Numerical Methods in Industrial Forming Processes NUMIFORM 2010 (June 13-17, Pohang, Republic of Korea). -2010. -P. 1309-1315.

9. Modeling of Surface Crack Form Change of Continuously Cast Slabs in Roughing Rolling at Wide Strip Mill 2000 / Pesin A., Salganik V., Pustovoitov D. // Proceedings of the 13th International Conference on Metal Forming METAL FORMING 2010 (September 19-22, Toyohashi, Japan). - 2010. - P. 82-86.

Подписано в печать 18.11.2010. Формат 60x84 1/16. Бумага тип.№1.

Плоская печать. Усл.печ.л. 1,0. Тираж 100 экз. Заказ 903.

455000, Магнитогорск, пр. Ленина, 38 Полиграфический участок ГОУ ВПО «МГТУ»

Введение.

1. Состояние вопроса и задачи исследования.

1.1. Виды дефектов и причины их образования на слябах, получаемых на машинах непрерывного литья заготовок.

1.2. Способы улучшения качества поверхности непрерывнолитой заготовки.

1.2.1. Совершенствование режимов охлаждения непрерывнолитой заготовки в потоке МНЛЗ.

1.2.2. Применение огневой зачистки слябов.

1.3. Дефектообразование на боковой грани сляба при толстолистовой горячей прокатке.

1.3.1. Расположение трещин на профиле широкополосной стали, прокатанной из непрерывнолитых слябов, имеющих дефекты.

1.3.2. Факторы, обусловливающие смещение трещин от края к середине раската.

1.3.3. Условия поперечной деформации литых слябов в черновой группе широкополосных станов.

1.4. Возможные способы ограничения смещения поверхностных дефектов от края к середине раската при черновой прокатке.

1.4.1. Изменение формы инструмента.

1.4.2. Изменение режимов обжатий.

1.5. Формоизменение и развитие поверхностных трещин при прокатке.

1.5.1. Экспериментальные исследования трансформации поверхностных трещин при прокатке.

1.5.2. Численные исследования трансформации поверхностных дефектов при прокатке.

1.5.3. Выбор критерия развития трещин в процессе пластической деформации.

1.6. Постановка цели и задач исследования.

2. Выбор, адаптация и экспериментальная проверка адекватности математической модели процесса горячей прокатки слябов с дефектами поверхности в виде трещин.

2.1. Основные положения математической модели процесса горячей прокатки слябов с поверхностными трещинами.

2.2. Постановка задачи математического моделирования поведения поверхностных трещин непрерывнолитого сляба при широкополосной горячей прокатке.

2.3. Математическое моделирование процесса горячей прокатки сляба с поперечной угловой трещиной.

2.4. Экспериментальная проверка адекватности математической модели.

2.4.1. Методика проведения эксперимента.

2.4.2. Анализ результатов лабораторного эксперимента и численного моделирования.

Выводы.

3. Исследование поведения поверхностных трещин сляба при прокатке в черновой группе широкополосного стана.

3.1. Математическое моделирование поведения поперечных трещин сляба при прокатке в горизонтальных валках.

3.2. Математическое моделирование поведения продольных трещин сляба при прокатке в горизонтальных валках.

3.3. Математическое моделирование поведения поперечных трещин сляба при прокатке в системе «вертикальные - горизонтальные валки».

3.4. Лабораторное исследование поведения поперечных трещин сляба при прокатке в системе «вертикальные - горизонтальные валки».

3.5. Математическое моделирование закономерностей перехода металла с боковых граней сляба на широкие поверхности раската.

Выводы.

4. Математическое моделирование и определение рациональных технологических режимов широкополосной прокатки трубных сталей.

4.1. Зависимость величины перехода металла с боковых граней сляба на широкие поверхности раската от основных параметров процесса черновой широкополосной прокатки.

4.2. Исследование влияния факторов черновой прокатки на величину перехода металла с боковых граней сляба на широкие поверхности раската.

4.3. Исследование влияния формы валков вертикального окалиноломателя на возможность снижения поверхностного дефектообразования при черновой прокатке.

4.4. Разработка рациональных технологических режимов, ограничивающих смещение поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос.

Выводы.

Широкополосный прокат является одним из основных видов продукции чёрной металлургии. Он выпускается в объёме десятков миллионов тонн ежегодно и используется при изготовлении металлических конструкций различного назначения. Важнейшей характеристикой металлопроката на рынке является его конкурентоспособность, которая определяется в основном соотношением его потребительских свойств и цены. В условиях глобального падения спроса на металлы конкурентная борьба усиливается. Поэтому актуальной проблемой для металлургических предприятий становится снижение издержек производства и повышение качества выпускаемой продукции.

При производстве проката из микролегированных трубных сталей на широкополосных станах горячей прокатки большие потери металла связаны с тем, что значительная часть готовых полос поражена поверхностными дефектами в виде трещин, располагающихся на расстоянии до 50 мм от кромок [4, 87, 102]. Для части марочного сортамента, преимущественно из микролегированных трубных сталей (17Г1С, 10Г2ФБЮ, Х70 и др.), доля пораженных такими дефектами полос достигает 25-30% и более.

Происхождение дефектов горячекатаного проката обусловлено, прежде всего, качеством поверхности исходной заготовки. Поверхностные и внутренние дефекты возникают в непрерывнолитых слябах по целому ряду причин, которые нередко комбинируются и усиливают влияние друг друга. Часть таких причин связана с недостатками в работе МНЛЗ: износ и механическая несоосность оборудования, неадекватная конусность кристаллизатора и т.д. В то время как другие причины связаны с особенностями химического состава разливаемых сталей (например, такие микролегирующие элементы, как Мэ, Мо, Си усиливают склонность стали к трещинообразованию), их прочностными и пластическими характеристиками или теплофизическими условиями затвердевания слитков.

В настоящее время на многих отечественных металлургических предприятиях отсутствуют автоматизированные системы контроля качества непрерывнолитых слябов в потоке МНЛЗ. Поэтому в прокатный передел могут поступать заготовки с поверхностными дефектами различной морфологии. Каждый характерный поверхностный дефект непрерывнолитого сляба в случае его невыявления и неудаления трансформируется в дефект поверхности полосового проката. В результате чего металл переводят во второй сорт или беззаказную продукцию.

Многочисленными исследованиями [81, 82, 84, 94, 102, 103] установлено, что значительная часть широкополосного проката из микролегированных трубных сталей имеет дефекты на участках поверхности, перешедших с боковых граней слябов. Если ширина полосок перехода велика, то дефекты остаются на кромках обрезанных листов и полос. В связи с этим, научный и практический интерес представляет установление количественной связи между величиной перехода металла с боковых граней сляба на широкие поверхности раската и технологическими факторами процесса горячей прокатки. Установление такой зависимости позволит разработать рациональные технологические режимы, ограничивающие смещение дефектов от кромок в направлении середины полос.

Другим важным моментом является то, что уже имеющиеся дефекты на поверхности непрерывнолитого сляба являются концентраторами напряжений при прокатке полосы. Поэтому процесс перехода боковых граней слябов на поверхности контакта может сопровождаться развитием имеющихся трещин и образованием новых. В результате количество дефектов на поверхности готового проката может значительно увеличиться. Поэтому несомненный научный интерес и практическое значение имеет численное исследование основных закономерностей трансформации поверхностных трещин непрерывнолитого сляба в дефекты поверхности полосового проката, а также оценка возможности дальнейшего развития трещин в процессе деформации.

При решении задачи о поведении поверхностных трещин сляба при горячей прокатке важным моментом является выбор математической модели. Среди численных методов решения линейных и нелинейных задач о трещинах наибольшее распространение и развитие получил метод конечных элементов

МКЭ). Основные преимущества МКЭ состоят в относительной лёгкости расчёта напряжённо-деформированного состояния тел с нерегулярными границами, возможности сгущения сетки в местах ожидаемой концентрации напряжений и деформаций, простоте учёта различных граничных условий. Основным недостатком МКЭ является длительное время расчётов (особенно для трёхмерных задач).

Таким образом, целью диссертационной работы является получение проката из микролегированных трубных сталей высокого качества на основе развития моделей для расчёта рациональных технологических режимов, ограничивающих смещение поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос.

Основные результаты работы сводятся к следующему:

1. На основе трёхмерного численного моделирования методом конечных элементов установлены основные закономерности трансформации поверхностных продольных и поперечных трещин сляба в дефекты поверхности широкополосного проката при деформации в горизонтальных валках черновой группы стана. Наибольшую опасность с точки зрения дальнейшего развития дефектов представляют поперечные трещины сляба, раскрывающиеся в процессе деформации под действием высоких растягивающих напряжений в зонах передней и задней внеконтактной деформации, а также на боковых гранях.

2. Смещение поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос при черновой горячей прокатке происходит в результате перехода металла с боковых граней сляба на верхние (нижние) поверхности раската. На основе численного моделирования МКЭ уточнены закономерности такого перехода, отличающиеся учётом взаимосвязи геометрии поперечного сечения раската, степени деформации и условий трения на контакте с рабочими валками.

3. Разработана модель для определения ширины полоски перехода металла с боковых граней сляба на верхние (нижние) поверхности раската, учитывающая геометрические размеры заготовки, деформационные режимы прокатки в вертикальных и горизонтальных валках черновой группы стана, а также условия трения в очаге деформации. Данные модели статистически надёжны с доверительной вероятностью 95% и соответствуют условиям черновой широкополосной прокатки микролегированных трубных сталей с базисным сопротивлением деформации ао.д=100-Н20 МПа в следующих интервалах варьируемых параметров: толщина раската Н0=50-К250 мм; ширина раската В0=105СН-1850 мм; абсолютное обжатие по ширине АЬ= 10-^90 мм при прокатке в вертикальных валках; показатель трения тв=0,5-4,0 в очаге деформации при прокатке в вертикальных валках; показатель трения тг=0,5^1,0 в очаге деформации при прокатке в горизонтальных валках; истинная (логарифмическая) деформация 8=0,1 СИ-0,36 при прокатке в горизонтальных валках.

4. Уточнена зависимость для определения высоты приконтактных наплывов, образующихся при черновой горячей прокатке сляба в вертикальных валках, отличающаяся учётом условий трения в очаге деформации, а также формы вертикальных валков чернового окалиноломателя (калибр или гладкая бочка).

5. Разработаны технологические решения, позволяющие значительно уменьшить величину смещения поверхностных дефектов от кромок в направлении середины ширины полос, в том числе:

- за счёт применения калиброванных валков чернового вертикального окалиноломателя величина смещения дефектов может снизиться на 11-30%;

- за счёт снижения контактных сил трения в очаге деформации (уменьшения показателя трения шг с 1,0 до 0,5) при черновой прокатке в горизонтальных валках величина смещения дефектов может снизиться в 3-5 раз;

- за счёт снижения относительных обжатий на 3-5% в первых трёх горизонтальных проходах черновой группы стана величина смещения дефектов может быть снижена на 6-12%;

- за счёт снижения разницы между начальной шириной сляба и требуемой шириной промежуточного раската до диапазона 0-50 мм, возможно снижение величины смещения дефектов от кромок на 20-35%.

6. Разработаны рациональные деформационные режимы широкополосной прокатки микролегированных трубных сталей, отличающиеся сниженными на 3-5% значениями обжатий в первых трёх клетях черновой группы стана. При этом для снижения контактных сил трения в очаге деформации черновую прокатку трубных сталей необходимо проводить в первом монтаже после перевалки рабочих валков. Рекомендовано, чтобы разница между начальной шириной заготовки и требуемой шириной промежуточного раската не превышала диапазона 0-50 мм.

7. Разработки по усовершенствованию технологических режимов широкополосной прокатки трубных сталей приняты к внедрению в ЛПЦ-10 ОАО «Магнитогорский металлургический комбинат» (прил. 3). Результаты работы используются в научных исследованиях ООО «Магнитогорский научный информационно-технический центр» (прил. 4), а также применяются в учебном процессе кафедры «Обработка металлов давлением» ГОУ ВПО «МГТУ» (прил. 5).

Заключение

1. Аргрис Д. Современные достижения в методах расчета конструкций с применением матриц. -М.: Стройиздат, 1968. 241 с.

2. Беняковский М.А., Богоявленский К.Н., Виткин А.И. Технология прокатного производства: В 3 т. — М.: Металлургия, 1991. — 440 с.

3. Богатов A.A., Мижирицкий О.И., Смирнов C.B. Ресурс пластичности металлов при обработке давлением. М.: Металлургия, 1984. — 144 с.

4. Бояршинов М.И., Мельцер В.В. Исследование эффективности регулирования ширины полосы обжатием в вертикальных валках черновых клетей непрерывного листового стана // Теория и технология прокатки. Челябинск, 1972.-С. 65-70.

5. Бровман М.Я., Зеличенок Б.Ю., Герцев А.И. Усовершенствование технологии прокатки толстых листов. М.: Металлургия, 1969. - 252 с.

6. Важенцев Ю.Г., Исаев В.В. Анализ критериев разрушения материала при пластическом деформировании. Москва, 1980. - Деп. в ВИНИТИ, № 1835-80.

7. Важенцев Ю.Г., Исаев В.В. Оценка влияния истории нагружения на пластичность металлов // Обработка металлов давлением: межвузовский сб. науч. тр. Свердловск, 1982. - Вып 12. - С. 23-27.

8. Воронцов В.К., Лашин В.В. Влияние геометрических параметров очага деформации на дефектообразование боковой грани раската // Пластическая деформация металлов и сплавов: темат. сб. науч. тр. МЧМ СССР (МИСиС). -Москва, 1975. Вып. 85. - С. 58-63.

9. Галлагер Р. Метод конечных элементов. М.: Мир, 1984. - 428 с.

10. Грудев А.П. Трение и смазки при обработке металлов давлением: Справочник. — М.: Металлургия, 1982. 312 с.

11. Губкин С.И. Пластическая деформация металлов. М.: Металлургиз-дат, 1961.-376 с.

12. Дель. Г.Д., Огородников В.А., Нахайчук В.Г. Критерий деформируемости металлов при обработке давлением // Известия вузов. Машиностроение. 1975. -№ 4. - С. 135-140.

13. Денисов C.B. Развитие научных основ, создание и реализация эффективных технологий прокатки низколегированных стальных полос и листов с повышенными потребительскими свойствами: Дисс. д-ра. техн. наук. — Магнитогорск, 2009. 368 с.

14. Дзугутов М.Я. Пластичность, ее прогнозирование и использование при обработке металлов давлением. -М.: Металлургия, 1984. 85 с.

15. Длин A.M. Математическая статистика в технике. М.: Советская наука, 1958.-466 с.

16. Долженков Ф.Е., Носов В.Г., Фурман Ю.В. Интенсификация производства толстолистовой стали. Киев: Техника, 1990. - 136 с.

17. Ефимчев Ю.И. Регрессионный анализ качества сталей и сплавов. -М.: Металлургия, 1976. 224 с.

18. Железнов Ю.Д., Подымов В.Ф., Лифанов В.Ф. Исследование процесса деформации непрерывнолитых слябов в вертикальных валках с врезными калибрами // Сталь. 1976. - № 12. - С. 36-42.

19. Зайков М.А., Перетятько В.Н. Критерий пластичности при обработке металлов давлением // Изв. вузов. Черная металлургия. 1959. - № 8. — С. 7586.

20. Зенкевич O.K., Ченг Ю.К. Метод конечных элементов в задачах непрерывной механики. -М.: Недра, 1974. 241 с.

21. Зенкевич O.K. Метод конечных элементов в технике. М.: Мир, 1975. -541 с.

22. Зиновьев A.B. Формирование кромочных трещин в процессе прокатки металлического листа // Новости черной металлургии за рубежом. 2008. — №4. -С. 51-52.

23. Зудов Е.Г. Исследование напряжений, деформаций и разрушения раската из блюминговых слитков: Автореферат дисс.канд. техн. наук. — Свердловск: УПИ, 1973.-23 с.

24. Казакевич Г.С., Рудской А.И. Механика сплошных сред. Теория упругости и пластичности. СПб.: СПбГПУ, 2003. - 264 с.

25. Карнаушенко H.A., Савченко A.M., Капустина М.И. Влияние форм калибров в вертикальных валках на энергосиловые параметры и деформацию при редуцировании слябов // Производство листа. М.: Металлургия, 1973. -С. 118-136.

26. Колмогоров В.Л. Напряжения, деформация, разрушение. М.: Металлургия, 1970.-230 с.

27. Колмогоров В.Д., Богатов A.A., Мигачев Б.А. Пластичность и разрушение. М.: Металлургия, 1977. — 256 с.

28. Коновалов Ю.В. Расчёт параметров листовой прокатки: Справочник. -М.: Металлургия, 1986. 430 с.

29. Коновалов Ю.В., Савранский К.Н., Парамошин А.П. Рациональные режимы прокатки толстых листов. Киев: Техника, 1988. - 172 с.

30. Крайнов В.И., Кропачев B.C. Исследование технологической деформируемости малоперлитных сталей при параметрах контролируемой прокатки // Труды шестого конгресса прокатчиков. Том 1. (Липецк. 18-21 октября 2005г.). М., 2005. - С. 82-87.

31. Курант Р. Методы математической физики. — М.: Гостехиздат, 1951. —544 с.

32. Левин В.А., Калинин В.В., Зингерман K.M. Развитие дефектов при конечных деформациях. Компьютерное и физическое моделирование. М.: ФИЗМАТЛИТ, 2007. - 392 с.

33. Леклерк Т., Поллак В. Дефекты непрерывнолитых слябов, влияющие на качество конечного продукта, и меры по их предотвращению // Непрерывное литье стали. М.: Металлургия, 1982. - С. 112-125.

34. Либерман А.П., Кан Ю.Е., Миронова H.A. Трансформация дефектов поверхности непрерывнолитых заготовок при горячей прокатке // Сталь. 1984. -№9.-С. 28-36.

35. Литовченко Н.В. Станы и технология прокатки листовой стали. — М.: Металлургия, 1979. -272 с.

36. Литовченко Н.В., Антонов С.П., Бояршинов М.И. Производство толстолистовой стали. М.: Металлургия, 1964. - 307 с.

37. Логашина И.В. Математическое моделирование и оптимизация процессов деформирования материалов при обработке давлением: Автореферат дисс.докт. техн. наук. Москва, 2007. —46 с.

38. Люц В.Я., Челышев H.A., Червов Г.А. Предельные значения показателя напряжённого состояния при разрушении металлов // Изв. вузов. Черная металлургия. 1983. - №6. - С. 43-45.

39. Макклинток Ф., Аргон А. Деформация и разрушение материалов. -М.: Мир, 1970.-444 с.

40. Медведев Г.А., Лебедев С.А., Шурыгин В.И. Определение параметров прокатки и настройки вертикальных валков НШС горячей прокатки // Труды первого конгресса прокатчиков. М.: ОАО «Черметинформация», 1996. -С. 113-116.

41. Мелешко A.M. Исследование деформации кромок раскатов при прокатке толстых листов // Обработка металла давлением. — М.: Металлургия, 1969.-С. 96-115.

42. Мелешко А.М, Тимофеев А.И. Исследование деформации кромок при прокатке толстых листов // Сталь. 1968. - № 12. - С. 58-63.

43. Мельцер В.В. Распределение уширения по высоте полосы при прокатке в условиях высокого очага деформации // Научные труды МГМИ. Магнитогорск, 1955.- Вып. 8.-С. 112-119.

44. Мищенко И.О. Управление уровнем дефектов поверхности и макроструктуры непрерывнолитых слябов МНЛЗ радиально-криволинейного типа: Автореферат дис. .канд. техн. наук. Москва, 2006. -25 с.

45. Морозов Е.М., Никишов Г.П. Метод конечных элементов в механике разрушения. М.: ЖИ, 2008. - 256 с.

46. Морозов Н.Ф. Математические вопросы теории трещин. М.: Наука, 1984.-256 с.

47. Напалков A.B. Разработка модели накопления деформационной по-врежденности сталей и ее применение в расчетах холодного пластического формообразования: Дисс. . канд. техн. наук. Уфа, 1998. - 155 с.

48. Новожилов В.В., Рыбакина О.Г. О перспективах построения критерия прочности при сложном нагружении // Инж. Журн. МТТ. 1966. — № 5. — С. 103-111.

49. Норри Д. Введение в метод конечных элементов. — М.: Мир, 1981.304 с.

50. Огородников В.А. Оценка деформируемости металлов при обработке давлением. Киев: Вища школа, 1983. - 175 с.

51. Оден Д. Конечные элементы в нелинейной механике сплошных сред. -М.: Мир, 1976.-464 с.

52. Одиноков Ю.И., Шлаковский В .Я. Исследование процесса прокатки слябов в калибрах // Сталь. 1972. - № 3. - С. 76-81.

53. Одиноков Ю.И., Шлаковский В .Я., Потапкин В.Ф. Исследование деформации при прокатке слябов в вертикальных валках // Известия вузов. Черная металлургия. 1970. - №2. - С. 16-22.

54. Павлов И.М. К теории жестких концов // Сталь. 1952. - № 1. — С. 5661.

55. Павлов И.М., Курдюмова В.А. Уширение металла при прокатке и его составляющие // Обработка стали и сплавов. — М.: Металлургиздат, 1957. — С. 168-189.

56. Паршин В.А., Зудов Е.Г., Колмогоров В.Л. Деформируемость и качество. -М.: Металлургия, 1979. 192 с.

57. Паршин В.М. Исследование, разработка и внедрение комплексного регламента эффективного производства бездефектной непрерывнолитой заготовки: Дис. д-ра техн. наук. Москва, 2006. - 538 с.

58. Полухин П.И., Воронцов В.К. Напряжённое состояние металла при прокатке в валках с гладкой бочкой. Сообщение 1 // Изв. вузов. Чёрная металлургия. 1966.-№ 5. - С. 102-108.

59. Полухин П.И., Воронцов B.K. Напряжённое состояние металла при прокатке в валках с гладкой бочкой. Сообщение 2 // Изв. вузов. Чёрная металлургия. 1966.-№ 11.-С. 57-63.

60. Полухин П.И., Клименко В.М., Полухин В.П. Прокатка толстых листов. М.: Металлургия, 1984. - 288 с.

61. Полухин П.И. Анализ уширения при прокатке // Сталь. 1947. - № 7. -С. 89-95.

62. Правосудович В.В., Сокуренко В.П., Данченко В.Н. Дефекты стальных слитков и проката: Справочник. М.: «Интермет Инжиниринг», 2006. -384 с.

63. Пустовойтов Д.О. Особенности формоизменения сляба при прокатке в черновом вертикальном окалиноломателе ШСГП 2000 // Моделирование и развитие процессов обработки металлов давлением: межрег. сб. науч. тр. Магнитогорск, 2009.-С. 32-38.

64. Разумов Д. П., Забильский В.В., Уманец В.И. Влияние химического состава стали на качество непрерывнолитой заготовки // Сталь. 1986. - №5. -С. 28-33.

65. Розин JI.A. О связи метода конечных элементов с методами Бубнова-Галеркина и Ритца // Строительная механика сооружений. Л., 1971. -С. 6-27.

66. Рыбин Ю.И., Рудской А.И., Золотов A.M. Математическое моделирование и проектирование технологических процессов обработки металлов давлением. СПб.: СПбГПУ, 2004. - 643 с.

67. Салганик В.М. Повышение эффективности широкополосной горячей прокатки на основе совершенствования формоизменения и обеспечения непрерывности технологического процесса: Дисс. докт. техн. наук. — Магнитогорск, 1995.-45 с.

68. Салганик В.М., Денисов C.B., Крайнов В.И. Сопротивление деформации ниобийсодержащих сталей новых марок // Производство проката. 2007. -№6. -С. 15-18.

69. Салганик В.М., Песин A.M., Пустовойтов Д.О. Моделирование поведения поперечных угловых трещин сляба при прокатке в горизонтальных валках // Известия вузов. Чёрная металлургия. 2010. - №3. - С. 22-24.

70. Салганик В.М., Песин A.M., Пустовойтов Д.О. Разработка эффективной схемы деформации проката в черновой группе клетей стана 2000 // Сталь. -2009. -№ 10.-С. 51-53.

71. Салганик В.М., Песин A.M., Пустовойтов Д.О. Разработка эффективной схемы черновой прокатки низколегированных сталей // Сталь. 2008. — №9.-С. 50-53.

72. Салганик В.М., Румянцев М.И. Оборудование и технологические системы современных прокатных комплексов для производства листовой стали. — Магнитогорск: Изд-во МГТУ, 2005. 243 с.

73. Саррак В.И., Забильский В.В., Разумов Д.А. Поверхностные трещины непрерывного слитка и пути предотвращения их образования: Обзорная информация // Сер. Сталеплавильное производство. М.: Черметинформация. -1984.-Вып 1.-С. 23-32.

74. Сауткин Н.И., Тарасова Л.П., Ларин A.B. Исследование причин возникновения дефектов на поверхности непрерывнолитых заготовок // Сталь. — 1983.-№2.-С. 22-39.

75. Сафьян М.М. Горячая прокатка листов на непрерывных и полунепрерывных станах. -М.: Металлургиздат, 1972. 380 с.

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

77. Сафьян М.М., Молчанов А.И. Особенности формоизменения металла при прокатке в вертикальных валках // Тонколистовая прокатка: межвуз. сб. науч. тр. Воронеж, 1977. - Вып. 9 - С. 58-65.

78. Сафьян М.М., Чернер М.И. Исследование закономерностей перехода боковых граней сляба на поверхность контакта при прокатке толстых листов // Обработка металлов давлением. — Москва, 1967. С. 131-133.

79. Сегерлинд JI. Применение метода конечных элементов. — М.: Мир, 1979.-392 с.

80. Селиванов В.В. Прикладная механика сплошных сред: В 3 т. — Т. 3. Механика разрушения деформируемого тела. М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1999.-419 с.

81. Скорохватов Н.Б., Глухов В.В., Смирнов B.C. Исследование возможности снижения поверхностного дефектообразования при прокатке на стане 2000 // Прокатное производство. 2005. - № 8. - С. 43-48.

82. Смирнов Г.Ф., Распасиенко В.И., Черницын В.И. Статистические исследования поверхностных дефектов толстых листов // Сталь. 1972. - № 6. -С. 65-71.

83. Смирнов И.В., Дунин-Барковский И.В. Курс теории вероятностей и математическая статистика для технических приложений. М.: Наука, 1965. -511 с.

84. Смирнов-Аляев Г.А., Розенберг В.М. Теория пластических деформаций металлов. М.: Машгиз, 1956. - 367 с.

85. Соколов Л.Д. О критерии напряженного состояния диаграммы механической деформируемости // Докл. АН СССР. Новая серия. 1952. - № 6. -С. 141-144.

86. Столяров A.M., Селиванов В.Н. Непрерывная разливка стали. Конструкция и оборудование МНЛЗ. Магнитогорск, 2007. - 155 с.

87. Сычков А.Б., Жигарев М.А., Перчаткин А.В.Трансформация дефектов непрерывнолитой заготовки в поверхностные дефекты проката // Металлург. -2006.-№2.-С. 60-64.

88. Тимофеев Д.И., Чернер М.И., Сабиев М.П. Влияние пороков боковых и торцевых слябов на качество листов // Металлургическая и горнорудная промышленность. 1964. -№ 3. - С. 12-14.

89. Уманец В.В., Разумов Д.А., Поживанов A.M. Влияние структурных превращений на образование поверхностных трещин в непрерывнолитых слябах // Сталь. 1982. - №5. - С. 21-27.

90. Филин А.П. Прикладная механика твердого деформируемого тела. — М.: Наука, 1978.-616 с.

91. Чернер М.И., Воропаев А.П., Хорошилов Н.М. Исследование закономерностей формирования раскатов при прокатке толстых листов // Сталь. — 1978.- №8.- С. 18-23.

92. Чертавских А.К., Белосевич В.К. Трение и технологическая смазка при обработке металлов давлением. М.: Металлургия, 1968. - 364 с.

93. Чижиков Ю.М. Редуцирование и прокатка металла непрерывной разливки М.: Металлургия, 1974. - 382 с.

94. Чикишев Д.Н. Совершенствование технологии производства деталей крупногабаритных тел вращения на основе математического моделирования процессов деформирования толстых стальных листов: Дисс. канд. техн. наук. Магнитогорск, 2007 — 132 с.

95. Шабалов И.П. Промышленное исследование перехода металла с боковых граней сляба на основные поверхности листа // Производство проката. -2004.-№9.-С. 3-12.

96. Шабалов И.П., Шафигин З.К., Муратов А.Н. Ресурсосберегающие технологии производства толстолистового проката с повышенными потребительскими свойствами. -М.: Металлургиздат, 2007. 352 с.

97. Шабалов И.П. Исследование формоизменения полос при прокатке полосы с обжатиями в вертикальных и горизонтальных валках // Производство проката. 2004. -№7,- С. 3-13.

98. Шафигин З.К., Медведев В.В., Леутина Л.Е. Улучшение качества поверхности толстолистовой стали при профилированной прокатке слябов в клети с вертикальными валками // Сталь. 1977. - № 8. - С. 77-81.

99. Шторм Р. Теория вероятностей, математическая статистика, статистический контроль качества. М.: Мир, 1970. - 386 с.

100. Ayada М., Higashino Т., Mori К. Central Bursting in Extrusion of Inho-mogeneous Materials // Advanced Technology of Plasticity. — 1984. Vol. 1. -P. 553-558.

101. Brimacombe J.K., Sorimachi K. Crack Formation in the Continuous Casting of Steel // Metall. Trans. 1977. - Vol. 8. - P. 489-505.

102. Chun M.S., Park H.D. Improvement of Edge Seam by Using Shape Roll in Hot Strip Mill // Posco technical report. 2007. - Vol. 10. - P. 56-63.

103. Cockcroft M. G., Latham D. J. Ductility and the Workability of Metals // J. Inst. Met. 1968. - Vol. 96. - P. 33-39.

104. Coleman Т.Н., Wilcox J.R. Transverse Cracking in Continuously Cast HSLA Slabs-Influence of Composition // Mat. Sci. and Technol. 1985. - Vol. 1. -P. 80-83.

105. Ervasti E., Stahlberg U. Transversal cracks and their behaviour in the hot rolling of steel slabs // Journal of Materials Processing Technology. 2000. — Vol. 101.-P. 312-321.

106. Ghosh S., Li M., Gardiner D.A. Computational and Experimental Study of Cold Rolling of Aluminum Alloys With Edge Cracking // J. Manuf. Sci. Eng. -2004.-Vol. 126.-P. 74-82.

107. Hai-liang YU, Xiang-hua LIU, Chang-sheng LI, Y. Kusaba. Behavior of transversal crack on slab corner during V-H rolling process // Journal of Iron and Steel Research International. 2006. - Vol. 13. - P. 31-37.

108. Hannerz N.E. Critical Hot Plasticity and Transverse Cracking in Continuous Slab Casting with Particular reference to Composition // Trans ISIJ. 1985. -Vol. 25.-P. 149-158.

109. Harada S. A formation Mechanism of transverse Cracks on CC Slab Surface // ISIJ Int. 1990. - Vol. 30. - P. 310-316.

110. Hater M. Results From a Curved Mould Continuous Casting Machine Making Pipe and Plate Steel // Open Hearth Proceedings. 1973. - Vol. 8. - P. 202217.

111. Kainz A., Parteder E., Zeman K. From Slab Corner Cracks to Edge-Defects in Hot Rolled Strip Experimental and Numerical Investigations // Steel Research International. - 2008. - Vol. 79. - P. 861-867.

112. Kobayashi S., Oh S. I., Altan T. Metalforming and the Finite-Element Method. Oxford University Press. - 1989. - 378 p.

113. Liu A.F. Mechanics and mechanisms of fracture: an introduction. USA: ASM International, 2005. - 443 p.

114. McClintock F.A. A Criterion for Ductile Fracture by the Growth of Holes // ASME J. Appl. Mech. 1968. - Vol. 14. - P. 363-371.

115. Mintz B. The Influence to the Problem of Composition of Transverse on the Hot Cracking // ISIJ International. 1999. - Vol. 39. - P. 833-855.

116. Mintz B., Arrowsmith J.M. Hot-ductility behaviour of C-Mn-Nb-Al Steels and its relationship to crack Propagation During the straightening of Continuously Cast Strand // Met. Technol. 1979. - Vol. 6. - P. 24-32.

117. Oyane M. Criteria of Ductile Fracture Strain // Jour, of the Society of Mechanical Engineers. 1972.-Vol. 11.-P. 1507-1513.

118. Patrick B. Development of Casting Practices to Minimise Transverse Cracking in Microalloyed Steels // Rev. Metall. 1994. - Vol. 91. - P. 1081-1089.

119. Pesin A., Salganik V., Pustovoitov D. Modeling of Surface Crack Form Change of Continuously Cast Slabs in Roughing Rolling at Wide Strip Mill 2000 // Proceedings of the 13 th International Conference on Metal Forming METAL

120. FORMING 2010, Toyohashi, Japan, September 19-22, 2010. Toyohashi, 2010. -P. 82-86.

121. Qingshen M., Zhonghang J., XuLi, Wenbin L. Cause and Measures of Transverse Corner Crack in Hull Structural V-Containing Steel CC Slabs // International Seminar on Application Technologies of Vanadium in Flat Rolled Steels. -2005.-Vol. 14.-P. 75-78.

122. Rice J.R., Tracy D.M. On the Ductile Enlargement of Voids in Triaxial Stress Fields // J. Mech. Phys. Solids. 1968. - Vol. 4. - P. 201-217.

123. Sommitsch C., Polt P., Mitsche S., Riif G. On the modelling of the interaction of materials softening and ductile damage during hot working of Alloy 80A // Journal of materials processing technology. 2006. - Vol. 177. - P. 282-286.

124. Takashi I., Nobuki Y., Yoshinori Y. Deformation Analysis of Surface Defect on Plate Rolling // Tetsu to Hagane. 2003. - Vol. 89. - P. 1142-1149.

125. Tomono H. Elements of oscillation mark formation and their effect on transverse fine cracks in continuous casting of steel // EPF Lausanne, Ph.D. Thesis, Federal Institute of Technology. 1979. - 108 p.

126. Zhao D., Bandstra J.P., Kuhn H.A. A new criterion for fracture prediction in metalworking processes // Concurrent Engineering Approach to Materials Processing: The Minerals, Metals & Materials Society. 1992. - Vol. 8 - P. 107-119.

127. A.c. 1458039 СССР, МКИ3, В 21 В 27/02. Вертикальный валок широкополосного стана горячей прокатки / JI.B. Тимошенко, В.И. Хохлов, B.JI. Ма-зур, В .Я. Шунин, Г.В. Рассомахин, Д.П. Мельник (СССР). Опубл. 15.02.89. Бюл. №6.

128. А.с. 1574300 А1 СССР, В 21 В 27/02. Способ горячей прокатки полосового металла / JI.B. Тимошенко, В.И. Хохлов, А.Д. Белянский, А.П. Шаповалов, З.П. Каретный, В.Г. Ермолаев, Г.В. Рассомахин (СССР). Опубл. 30.06.90. Бюл. №24.

129. Сопротивление деформации трубных сталей описывается уравнением:а3 = к0 икцБкб ехр(-к^), где а5- сопротивление деформации, МПа;и скорость деформации, 1/с;8 1п- истинная деформация; I температура металла, С; ко, ки, кЕ, кг —коэффициенты (табл. П. 1).