автореферат диссертации по металлургии, 05.16.04, диссертация на тему:Теория и практика получения крупногабаритных двухслойных прокатных валков с повышенной эксплуатационной надежностью

ОАО «КУШВИНСКИЙ ЗАВОД ПРОКАТНЫХ ВАЛКОВ»

На правах рукописи

ГИМАЛЕТДИНОВ Радий Хапимович

ТЕОРИЯ И ПРАКТИКА ПОЛУЧЕНИЯ КРУПНОГАБАРИТНЫХ ДВУХСЛОЙНЫХ ПРОКАТНЫХ ВАЛКОВ С ПОВЫШЕННОЙ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ НАДЕЖНОСТЬЮ

Специальность 05.16.04 «Литейное производство»

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

Кушва 1997 г.

ОФИЦИАЛЬНЫЕ ОППОНЕНТЫ:

— доктор технических наук, профессор Долбенко Евгений Тихонович;

— доктор технических наук, профессор Дибров Иван Андреевич;

— доктор технических наук, профессор Трухов Анатолий Павлович

ВЕДУЩЕЕ ПРЕДПРИЯТИЕ

• АО «Магнитогорский металлургический комбинат»

Защита диссертации состоится «<$ » декабря 1997 г. в часов на заседании диссертационного совета Д 145.03.01 Научно-производственного объединения по технологии машиностроения (НПО ЦНИИТМАШ) по адресу: 109088, Москва, Шарикоподшипниковая, д. 4, тел. 275-81-22.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Научно-производственного объединения по технологии машиностроения.

Диссертация в виде научного доклада разослана «3/ъ октября 1997 г.

Ученый секретарь диссеЛац/яон'цйго )

совета, д.т.н., профессор1/£учИ. В/ Валисовский

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуапыюсть проблемы. Мировая практика в области прокатного производства показывает, что за последние годы, в связи с введением в строй новых высокопроизводительных прокатных станов для выпуска высококачественного листового проката, профилей высокой точности из легированных марок сталей, высокопрочных труб различного назначения, резко возросли требования к качественным характеристикам валков, являющихся сменным инструментом прокатного оборудования.

Прямые затраты на приобретение прокатных валков металлургическими комбинатами составляют ежегодно несколько десятков миллиардов рублей (НТМК - 25...30 млрд., ММК - 40...50 млрд., Новолипецкий металлургический комбинат - 40...50 млрд. и т.д.), кроме того потери на перевалках существенно превышают эти затраты. А самое главное -конкуренция на рынке проката черных металлов предъявляет все более жесткие требования к качеству проката. Получить же необходимое качество проката используя плохой инструмент невозможно.

Валок, непосредственно воздействуя на прокатываемый металл и придавая ему нужную форму и размеры, подвергается комплексному воздействию механических, термических и других нагрузок. Поэтому к материалу валков предъявляются повышенные требования, такие как прочность и твердость металла, его термическая стойкость, хорошая механическая обрабатываемость и другие. Особенно это относится к широко используемым в настоящее время листопрокатным валкам с диаметром бочки 600...900 мм и длиной 1500...2500 мм. При этом такие требования как достижение высокой механической прочности при одновременной высокой твердости, а также хорошей г механической обрабатываемости являются взаимоисключающими. В связи с этим наиболее эффективным сочетанием

показателей, характеризующих качество валков является «твердый рабочий слой и сравнительно «мягкая» сердцевина.

Известно, что изготовление двухслойных валков методом стационарного литья характеризуется низкой эффективностью процесса и нестабильными качественными характеристиками изделия.

При этом прогрессивный процесс изготовления двухслойных валков методом центробежного литья не нашел еще достаточного применения, особенно для валков диаметром бочки свыше 400 мм, из-за нерешенности ряда теоретических и технологических вопросов и отсутствия соответствующего оборудования. Поэтому вопросы, связанные с разработкой теории и практики получения литых крупногабаритных двухслойных валков с высокой эксплуатационной надежностью, являются з настоящее время актуальными.

Целью данной работы являлось разработка и внедрение новых составов чугуна, режимов первичного, вторичного модифицирования, обеспечивающих высокую однородность структуры и необходимую твердость калибров валков, а также ресурсосберегающей технологии отливки бандажей и комбинированных валков, разработка теоретических основ и создание технологии изготовления биметаллических чугунных прокатных валков. Для достижения поставленной цели решались следующие задачи:

. -анализ возможных, вариантов изготовления биметаллических валков и определение оптимальных областей их применения, изучение влияния важнейших параметров технологии на качество получаемых валков и стабильность технологического процесса;

-разработка технологического оборудования для реализации новых технологических процессов;

-апробация предложенной технологий и оборудования, их широкое промышленное внедрение.

Научная значимость работы Уточнен показатель качества валков, позволяющий на основании данных о макроструктуре и свойствах металла номограмма.

Проведен анализ силового взаимодействия бандажа и стержня, на основании которого предложена методика расчета толщины легкоплавкого покрытия стержня. Разработана методика измерения усилия извлечения стержня из отливки. Установлено влияние величины литейной усадки материала бандажа, охлаждения, вида противопригарного покрытия и температуры поверхности стержня на усилие его извлечения.

Предложена методика расчета толщины легкоплавкого покрытия стержня. Получена математическая формула, описывающая влияние основных физических и технологических параметров (температуры металла и стержня, толщины легкоплавкого покрытия и степени армирования) на прочностные характеристики комбинированного валка (удельное контактное давление на сопряженных поверхностях, усилие выпрессовки оси и др.).

Разработан новый состав чугуна, который обеспечивает формирование бейнитной структуры в отливке при скорости охлаждения (30...50) °С/час, в области бейнитного превращения Определены температурные условия охлаждения бандажей. Исследована устойчивость переохлажденного аустенита в комплексно легированных молибденом, медью и ванадием высокопрочных валковых чугунах в изотермических условиях. Определены скорости охлаждения и химический состав чугуна, надежно обеспечивающие получение однородной структуры, в отливках массой более 2,0 т., с высокими механическими свойствами.

Получены номограммы для определения расхода магния в зависимости от температуры металла при модифицировании и содержании в нем серы , а также потерь магния чугуном в зависимости от содержания в нем серы, температуры металла до модифицирования к продолжительности заливки.

Разработаны основные теоретические положения процесса центробежной отливки крупных биметаллических чугунных валков с диаметром бочки свыше 600 мм и длиной до 2500 мм.

Изучено распределение температур при кристаллизации металла в изложнице с теплоизоляционным материалом (краска, прослойка алюминия) и выявлена роль каждого из участвующих в отводе тепла элемента формы и сплава.

Практическая значимость работы заключается в разработке состава комплексно-легированного валкового чугуна, способа вторичного графитизирующего модифицирования расплава, обеспечивающего незначительное изменение твердости по глубине рабочего слоя, и технологического процесса отливки комбинированных валков и бандажей.

Внедрение результатов работы позволило снизить расход валков на различных станах от 17 до 40 % и заменить импортные бандажированные валки в главных универсальных клетях универсально-балочного стана при прокатке балки шириной полки до 400 мм.

Работа выполнена на Кушвинском заводе прокатных валков (КЗПВ), а результаты исследований внедрены в вальцелитейном цехе завода. Валки прошли промышленные испытания на Нижнетагильском, Карагандинском, Череповецком, Новолипецком, Западно-Сибирском и др. металлургических комбинатах, Нижне-Сергинском, Чусовском металлургических заводах.

На основе научных результатов проведенных исследований разработаны технологии получения крупногабаритных комбинированных двухслойных валков: с холодной посадкой литого биметаллического чугунного бандажа на стальную ось для универсально-балочного стана Нижнетагильского металлургического комбината и др. аналогичных станов, а также основной вариант получения крупногабаритных двухслойных заготовок валков путем последовательной заливки металла рабочего слоя в центробежную машину с горизонтальной осью вращения и затем после

поворота этой формы в вертикальное положение металла сердцевины бочки и шеек с обеспечением прочного сваривания двух металлов. -------

Спроектирована, изготовлена и освоена в промышленных условиях Кушвинского завода прокатных валков центробежная машина для отливки крупных двухслойных валков с рабочим слоем из легированного чугуна повышенной износостойкости и сердцевиной из серого чугуна или чугуна с шаровидным графитом.

Разработано огнеупорное покрытие имеющее теплопроводность в . 1,5... 1,7 раза выше по сравнению с известными.

При изготовлении валков с бочкой диаметром 600...900 мм и длиной до 2500 мм экономия жидкого металла составила 40...50 %, расход легирующих элементов сократился ~ в 2 раза, а цикл производства на 60...70 %.

Апробация работы. Основные материалы диссертационной работы доложены и обсуждены на зональных, российских и международных конференциях, семинарах и съездах в т.ч. 1979 г. в Днепропетровске, Донецке, 1982 г. в Днепропетровске, 1985 г. в Пензе, Орджоникидзе, Москве, 1986 г. в Каунасе, 1992 г. в Чебоксарах, 1994 г. в Москве, 1996 г. в Магнитогорске.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 38 работ, в том числе 13 авторских свидетельств и патентов.

Личный вклад автора. Автор является инициатором и разработчиком направления по изготовлению крупных биметаллических валков в комбинированную горизонтально-вертикальную форму с применением метода центробежного литья. Им разработаны методики измерения усилия извлечения стержня, замера температур в промежуточном слое (алюминиевый лист), во вращающейся форме (и в залитом металле, и в изложнице). Предложены методика расчета толщины легкоплавкого покрытия стержня и

г

математическая зависимость, описывающая влияние основных физических и технологических параметров (температуры металла и стержня, толщины

легкоплавкого покрытия, степени армирования) на прочностные характеристики комбинированного валка разработаны исходные положения для расчета процесса теплопередачи во вращающейся водоохлаждаемой изложнице, а также уточнен показатель качества валка и предложены расчетно-эмпирические формулы и номограммы для определения работоспособности валков.

Автор возглавлял работу и принимал активное творческое участие в создании конструкции центробежной машины, разработке и освоении технологии изготовления биметаллических валков.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Валок - .сменный инструмент который испытывает большие ударные нагрузки, особенно при захвате материала, истирающее воздействие, в виду различных линейных скоростей прокатываемого металла и валков, тепловые -термические изменения по его объему (в зоне давления нагрев, а в остальной части охлаждения), вызывающие высокие внутренние напряжения, поэтому к нему предъявляются противоречивые требования.

- Например, рабочий слой бочки валка должен иметь высокую твердость и обладать сопротивлением к истиранию и откалыванию, при одновременной возможности его механической обработки. При этом сердцевина бочки и шейки валков должны быть прочными, вязкими, чтобы противостоять изгибающим нагрузкам.

Очевидно , в конструктивном отношении оптимальным является двухслойный валок, который может быть составным (литой бандаж и стальная ось), комбинированным (когда металл заливается в форму с заранее поставленной в нее стальной осью) или цельнолитым.

Известно, что изготовление двухслойных валков методом стационарного литья характеризуется низкой эффективностью процесса и нестабильными качественными характеристиками изделия.

Прогрессивный процесс изготовления двухслойных валков методом центробежного литья не нашел еще достаточного применения, особенно для _ валков диаметром бочки свыше 400 мм, из-за нерешенности ряда теоретических и технологических вопросов, обуславливающих отсутствие соответствующего оборудования.

Исследование, анализ и оптимизация этих направлений и составляют содержание дальнейших разделов работы.

1. Оценка работоспособности прокатных валков из отбеленного чугуна

Среди износостойких чугунов нелегированный отбеленный чугун является наиболее дешевым, а получаемые из него отливки имеют широкое применение во многих отраслях промышленности, особенно в дробильных и размольных установках, агрегатах мукомольного, цементного, бумажного, резинового и лакокрасочного производств. Характерной особенностью структуры металла валков является наличие рабочего отбеленного слоя той или иной глубины, в котором углерод почти полностью находится в виде наиболее твердой составляющей структуры чугуна - цементита Рез С.

Поскольку глубина твердого отбеленного слоя, имеющего перлито-цементитную структуру, предопределяет высокое сопротивление износу, то она регламентируется требованиями технических условий на отливки. Однако цементит является хрупкой структурной составляющей, а поэтому необходимая при эксплуатации отливок вязкость обеспечивается только при его отсутствии в сердцевине, которая должна иметь перлито-графитную структуру. Сопротивление отливок поломкам снижается и при возрастании глубины переходной зоны, так как в ее структуре помимо перлита и графита также присутствует хрупкий цементит. Глубина переходной зоны, которая требованиями технических условий не регламентируется, на практике колеблется в широких пределах, достигая порой сердцевины отливок. Большая глубина общего отбела (отбеленного слоя и переходной зоны) часто

является причиной поломок отливок не только при эксплуатации, но даже иногда и в процессе их механической обработки. Поэтому стойкость отливок из отбеленного чугуна в работе принято оценивать по глубине макроструктурных зон при помощи критерия качества А* :

. (1)

где : X - глубина чистого отбела отливки, в мм ;

2 - глубина переходной зоны, в мм.

Из приведенного выражения, графически представленного на рис. 1.1. следует, что при неизменной величине слоя чистового отбела, то есть при заданной с учетом возможных переточек (перешлифовок) отбеленного слоя отливки, стойкость ее против поломки будет тем большей, чем короче переходная макро-структурная зона.

Однако исследования по применению этого критерия для оценки качества отливок прокатных валков, эксплуатируемых в условиях не только интенсивного износа, но и значительных динамических нагрузок показали, что значения определяемого в них критерия Ак находятся в пределах 0,1...0,5 и четких регрессивных зависимостей между ним и эксплуатационной стойкостью валков установить не удается. Такой значительный интервал значений Ак объясняется не только большим изменением глубины переходной зоны, но и колебанием в пределах 10...45 мм. глубины отбеленного рабочего слоя. Главным недостатком критерия Ак является отсутствие учета им отклонения величины зоны чистого отбела от нормативной, отвечающей требованиями технических условий на валки, от которой зависит работоспособность валков. Фактическая величина этой зоны может существенно отличаться от нормативной при очень высоком значении этого критерия. Путем математической обработки статистических данных по эксплуатационной стойкости прокатных валков из отбеленного

чугуна был найден более надежный показатель качества, который определяется по следующей формуле: -------------------------

п. =

х + z

■ (* г (х VI

1 - 1 II 1-1 —-и

ч л / V л /

(2)

где: п • нормативная (оптимальная) глубина чистого отбела отливок. Применительно к сортопрокатным валкам п= Ик+ Ии, где: И к - глубина наибольшего вреза калибров, мм;

/¡„ - величина предельного износа рабочего слоя, мм. Зависимость между эксплуатационной стойкостью валков (наработка прокатного металла на 1 комплект валков, в т.) и Пк для валков сортопрокатных станов следующая:

О = 290,3-987,8 Пк2 +1401,3 Пг (3)

Совокупный коэффициент корреляции К для уравнения (3) составляет 0,79 при степени достоверности 0,95.

Показатель качества

in in jii in ян f и tu sii hi imi Ii*»' ■ vim mm lim ми ми Jon Jim г mi

Глубина переходной зоны, мм Работоспособность валков, тн.

1 - глубина отбела 10 мм. 5 - работоспособность валков в тн.

2 - глубина отбела 20 мм.

3 - глубина отбела 30 мм.

4 - глубина отбела 40 мм-

Рис. 1.1. Зависимость показателя качества и работоспособности валка от глубины отбеленной и переходной зоны.

Установлена также зависимость от Пх брака отливок валков по несоответствию макроструктуры, которая описывается следующим уравнением:

БР = 54,1 + 162,5 Пк2 - 175,2 Пк ; И = 0,62 (4)

Регулировать критерий Пк наиболее удобно изменением химического состава чугуна-т.е. глубиной отбеленного слоя. Положительное влияние на него оказывает увеличение содержания углерода и снижение концентрации марганца. При этом содержание марганца необходимо устанавливать в соответствии с получаемым согласно анализу содержанием в чугуне серы.

На основании формул (2,3) предложена номограмма (рис. 1.1) Таким образом, разработан новый критерий для оценки качества валков из отбеленного чугуна, учитывающий требования технических условий на отливки и обеспечивающий четкую количественную зависимость его значений с эксплуатационной стойкостью и качеством литья.

2. Разработка технологии изготовления двухслойных трубопрокатных валков с литыми ручьями

Многими работами и практическим опытом литейщиков была доказана целесообразность изготовления валков с литыми ручьями. При эксплуатации износ калибра определяется качеством металла в ручье - химическим составом, твердостью, наличием неметаллических включений соотношением структурных составляющих, их размерами. При отливке гладких заготовок валков нарезка ручьев не обеспечивает равномерной твердости по глубине ручья, и у таких заготовок наблюдается падение твердости по глубине. При нарезке глубоких ручьев наблюдаются случаи врезки ручья в зону серого чугуна. При отливке заготовки с литыми ручьями имеется возможность получения одинаковой твердости по всему периметру ручья.

Существующие способы "изготовления прокатных валков с литыми ручьями (чугунные полукольца) в стационарных формах не обеспечивают по многим параметрам получение качественных валков (трещины из-за

затрудненной усадки, пониженная точность и т.д.). Кроме того, этот процесс трудоёмкий, как при сборке форм, так и извлечении отливки. С целью совершенствования указанного процесса предложена технология и проведен:,, исследования по отливке валков с ручьями, при использовании вставок из медных сплавов. Разработанная конструкция формы исключала трудоемкие ручные операции при сборке и разборке форм

Для изучения износостойкости валков был выбран чугун следующего химического состава, в %: (3,40...3,75)С, (0,50...0,85)51, (0,60...0,75)Мп, (0,15...0,20)Р, (<0,10)8, (0,75...0,80)Сг, (1,75...1,95)№

Отливка валков производилась по различным технологиям: в стационарные формы без вставок, с бронзовыми вставками, центробежным способом без вставок, с бронзовыми и алюминиевыми вставками.

Металл валков оценивался по твердости, структуре и износостойкости. При этом сопротивление износу центробежно-литых валков выше, чем у стационарно литых валков, при использовании чугуна одного и того же химического состава.

Металл образцов, вырезанных по глубине гладкого стационарнолитого валка, имел тенденцию к увеличению степени износа от наружной поверхности к центру, что объясняется снижением твердости по мере удаления от наружной поверхности валка. В донной части ручья обнажается чугун, износостойкость которого в среднем в три раза ниже износостойкости металла наружных зон. При дальнейших переточках картина усугубляется.

У валков с литыми ручьями наблюдается высокая износостойкость и в донной части. Наиболее высокая износостойкость наблюдается у валков, отлитых центробежным способом с формированием литого ручья бронзовой вставкой. По сравнению с валками, отлитыми в стационарные формы с бронзовыми вставками, стойкость центробежнолитых валков ~ в 1,3 раза выше, что вызвано более высокой плотностью металла.

На базе проведенных исследований был разработан технологический процесс получения валков с литыми ручьями как в стационарные формы, так и центробежным способом.

Для оценки разработанной технологии производилось сопоставление валков по износу в условиях промышленной эксплуатации на Синарском трубном заводе. Исследования проводились-на валках девятикалибровочного стана трубопрокатного агрегата ТПА-140 Синарского трубного завода при прокатке труб диаметром 146 мм. Исследования проводились на чугунных валках серийного производства (с вырезанными ручьями) и опытного изготовления ( с литыми ручьями). Замеры калибров валков выполняли микрометрическим нутромером, а также специально разработанным прибором, позволяющим проводить замеры практически по всему калибру для получения полных схем выработки калибров. Кроме того глубину износа определяли с помощью слепков и контрольной пробки, имеющей размеры неизношенного чистового калибра. Выявлено, что при эксплуатации серийных стационарнолитых валков наибольшая выработка наблюдается в первой клети, где она составляет 1,5...2,0 мм и в среднем одинакова для верхнего и нижнего валков. Выработка калибров валков остальных клетей меньше и составляет 0,4...1,5 мм на каждом валке. Зона максимальной выработки на валках приходится главным образом на вершину калибра (донная часть ручья), но она бывает и смещена от вершины в сторону выпуска на 10...30°. Микронеровности на поверхности калибра - шиловидной формы. Максимальная высота шипов достигает 1,0 мм. В других клетях высота микро-неровностей не превышает 0,1...0,3 мм. Трещины и сетка разгара не наблюдается, при этом основной вид износа абразивный, характеризующийся механическим истиранием поверхности валка прокатываемым металлом и окалиной, и тепловой, связанный с многократным повторением нагрева поверхностного слоя валка в очаге деформации и резким охлаждением этого слоя за пределами очага деформации. В меньшей степени наблюдается адгезионный и коррозионно-окислительный износ.

Наблюдается и разная степень износа по периметру ручья, при этом в меньших по глубине калибра' зонах, характеризующихся максимальным скоростями скольжения, практически отсутствует адгезионный износ, преобладающим является абразивный. Это можно объяснить минимальным

временем контакта, а также наиболее благоприятной структурой металла в этих зонах калибров, более высокой твердостью, минимальным количеством графитовых включений, большим количеством цементита. При приближенн« . к донной части ручьев соотношение составляющих в структуре калибра существенно меняется. Износ калибров с литыми ручьями при прокатке того же количества труб сократился в 2,5...3 раза, что объясняется следующими факторами:

- мелкозернистой структурой металла по всему периметру ручьев валков,

- направленностью дендритов по всему ручью перпендикулярно поверхности трения,

- равномерной твердостью металла по периметру ручьев,

- отсутствием включений графита по периметру ручьев.

3. Технология получения бандажированных двухслойных валков

Рабочая часть такого валка представляет собой литой двухслойный бандаж из износостойкого твердого чугуна, полученного методом стационарного или центробежного литья, а сердцевина л цапфы - стальная ось. Бандаж либо механически закрепляется на оси, либо металл заливается в форму, в которую заранее установлена стальная ось.

Традиционная технология для отливки полого бандажа предполагала использование формы, состоящей из металлической наружной части и внутреннего земляного стержня и не обеспечивала получение качественной внутренней поверхности бандажа.

Для улучшения качества металла внутренней поверхности бандажа земляной стержень был заменен на металлический. Исследование температурных полей в чугуне бандажа, алюминиевом подслое и в изложнице проводили на модели и в промышленных условиях. Результаты замера

температур по традиционной и предлагаемой технологии приведены на рис. 3.1.

Режим piJi.-iMfH.i« бандажа, отлитого на металличесиий стержень "Режим охлаждения бандажа, отлитого на песчаноглинкаый стержеи

1, 2, 3, 4, - охлаждение отливки на глубине 5, 90, 250, 380мм. соответственно

Рис. 3.1. Изменение режима охлаждения бандажа при использовании металлического стержня с алюминиевым покрытием.

Исследования показали, что основной перепад температур наблюдается в теле отливки, однако большую роль в процессе играет алюминиевая прослойка, которая обеспечивает минимальные напряжения в процессе затвердевания и последующего охлаждении металла бандажа. Для предохранения листового алюминия от непосредственного контакта с жидким чугуном его покрывали слоем огнеупорной краски. Толщина слоя листового алюминия принималась с учетом толщины слоя огнеупорной краски. После проведения экспериментов на моделях бьща предложена промышленная технология получения бандажей с использованием металлического стержня.

Стержень имел конусность 1:10 с компенсирующим слоем из листового алюминия толщиной 2,0...3,5 мм, окрашенного углеродосодержащей краской

(были использованы результаты замера температур на моделях). Расчет толщины компенсирующего слоя производится по формуле:

(5)

где 8 - толщина компенсирующего слоя, мм.; Дс - средний диаметр стержня, мм.; а - коэффициент линейного расширения, 1/град.; I - температура разогрева стержня, °С. Максимальная температура разогрева стержня принималась 1000°С (см. рис. З.1.). После заливки металла и выдержки в течении 3 час.ЗО мин. стержень извлекали. Влияние физических и технологических факторов на усилие извлечения стержня показано на рис.3.2.

ЫК1 650 700 75(1 КО» N<11 чаи Температура С"

обоз материал огнеупорно« покрытие охпахдемие

качение бандажа податливого алюминиевого слой

1 чугун циряоио-бентонитоаов вод»

2 150ХНМЛ иирюно-беитокитоаоа юла

э 150ХНМЛ грвфито-бентонитовов аГмв

4 150ХНМЛ графито-бентоиитовов аозду*

Рис.3.2. Влияние температуры, огнеупорной краски, охлаждения и

Г

материала отливки на усилие извлечения стержня.

Видно, что наименьшее усилие извлечения стержня связано с интервалом температур 800„.900°С. Значительную роль в развитии напряжений в бандаже при отливке на металлический стержень играют химический состав чугуна, твердость, выплавка, модифицирование. Температура заливки чугуна и температура металлического стержня перед заливкой. Выявлено, что оптимальным для отливки бандажа является чугун следующего химического состава, в %: (3,20...3,30)С, (1,00...1,10)8^ (0,50...0,65)Мп, (0,15...0,20)Р, (<0,01)5, (0,65...0,70)Сг, (0,95...1,20)№.

Твердость чугуна на поверхности бочки валка, на глубине 100 мм и у внутренней поверхности составляла соответственно 47, 36 и 40 ед. НШ.

При этом установлено, что рабочий слой имеет структуру, состоящую из мелких включений графита пластинчатой формы, цементита и продуктов превращения аустенит - перлит. В поверхностном слое валка количество цементита составляет 17... 18 %.По мере удаления от образующей поверхности бочки валка количество графита увеличивается и эти включения становятся крупнее. Цементит встречается в виде небольших участков сетки и расположен по границам аусгенитных колоний. Количество цементита уменьшается до 4,0 %. У металлического стержня в чугуне графитовые включения имеют вид неправильных глобулей. Количество цементита возрастает до 13 %. Имеются участки ледебурита.

Для исключения образования трещин в бандаже необходимо выдержать соотношение количества кремния и хрома (содержание которых должно находиться'в пределах: кремний 1,0...1,2 %, хром 0,65...0,8 %) равным 1,4 к 1,0. После механической обработки бандаж крепился на стальную ось методом "горячего" посада.

Эксперименты по получению бандажированных валков заливкой металла рабочего слоя на стальную ось производились на валках сортовых станов Омутнинского и Нижнесергинского заводов (диаметр бочки валка 250..,450мм., длинна бочки валка 1500...2500мм.), а также на валках универсально-балочного стана (УБС) Нижнетагильского металлургического

комбината (НТМК), (диаметр бочки валка 1550 мм, длина бочки валка 420...1150 мм, общую длину валка 4300 мм.)

В форму (рис. 3.3. ) вставлялась подготовленная стальная ось. о пространство между кокилем и осью заливался чугун, который образовывал твердый и износостойкий бандаж.

1 - ось валка; 2 - кокиль; 3 - поддон;

4 - податливый слон; 5 - литниковая труба

Рис.3.3. Форма для отливки бандажированного валка .

Для компенсации усадки металла бандажа ось оборачивали листовым алюминием. С целью исключения преждевременного расплавления алюминия его окрашивали огнеупорной краской на основе цирконо-бентонитовой пасты. Толщина алюминиевого слоя выбиралась из расчета получения натяга бандажа на ось 0,6-0,8 мм на 1000 мм диаметра оси. Изготовленные по предложенным технологиям валки показали в эксплуатации более высокую стойкость (25..35%) по сравнению с валками, изготовленными по традиционной технологии.

4. Влияние комплексного легирования на структурообразование металла отливки

В массивных отливках, затвердевание и охлаждение которых протекает в течении десятков часов, на процесс структурообразования металла, наряду с легированием большое влияние оказывают условия охлаждения. Изменение структуры отливки последующей термической обработкой - длительный и трудоемкий процесс, который не всегда позволяет добиться требуемых результатов, так как на результаты термической обработки большое влияние оказывает первичная (литая) структура.

Характер износа валков типа УБС НТМК для всех клетей одинаков. Максимальный износ наблюдается на боковой поверхности, где из-за разности линейных скоростей происходит интенсивное проскальзывание заготовки относительно бочки валка. В то же время у бандажей твердость (износостойкость) интенсивно понижается от образующей поверхности к центру. Анализ структуры базового чугуна исполнения, используемого для отливки валков и бандажей, показал, что повышение износостойкости валкового чугуна за счет увеличения в его структуре карбидной составляющей неприемлемо в данном случае из-за понижения прочности металла, выкрашивания и поломок по калибрам.

Известны никель-молибденовые чугуны, обеспечивающие высокую износостойкость без применения термообработки за счет легирования 4...5 % никеля и 1% молибдена, в которых формируется бейнитная матрица с небольшой долей структурно свободного • цементита. Такие чугуны используются для отливки сортопрокатных валков массой до 2,0 т. Для получения требуемой бейнитной структуры на глубине 75 мм из известных чугунов, как показывают исследования, требуется скорость охлаждения не ниже 50° С/ч. Для определения необходимой устойчивости аустенита, исследовали температурный режим охлаждения бандажа для УБС. Режим охлаждения бандажа массой 8,0 т, отливаемого по традиционной технологии

на стержень с песчаноглинистым покрытием, свидетельствует о том, что наиболее интенсивно тепло отводится через кокиль, а стержень с податливым огнеупорным покрытием обладает большим термическим сопротивление'.:. Это выражается в том, что перепад температуры между внешней и внутренней поверхностью составляет 350 и 100° С через 2,0 и 9,0 часов после окончания заливки соответственно. Средняя скорость охлаждения чугуна отливки на глубине 90 мм в интервале 700...450°С не превышает 30°С/ч. Учитывая, что для формирования бейнитной структуры в чугуне распад аустенита должен начинаться при температуре ниже 450°С, аустенит должен быть устойчив на протяжении более 600 минут. Устойчивость базового чугуна, как показали исследования структуры чугуна бандажа и диаграмма изотермической устойчивости, оказалась недостаточной. Наложение термограммы охлаждения бандажа' на диаграмму изотермической устойчивости базового чугуна (см. рис. 4.1.) подтверждает правильность сделанного вывода.

Для повышения устойчивости аустенита потребовалась корректировка состава чугуна. Установлено, что взаимосвязь температуры начала распада (устойчивости) аустенита и химического состава чугуна описывается следующей зависимостью:

АН1 = 360 - 88,75С + 95Б1 + 22,5Мп - 88,75№ - 137,5Мо - 36,25Сй Одновременно стремились получить при эвтектоидиом распаде аустенита твердую и прочную металлическую матрицу с большой степенью дисперсности составляющих, ограничить долю структурно-свободного цементита в пределах 10... 18% при одновременном снижении в чугуне содержания никеля и молибдена. Исследовали влияние меди, совместное влияние меди и молибдена, а также меди, молибдена и ванадия, на кинетику изотермического превращения аустенита в валковом высокопрочном чугуне. При этом содержание меди изменяли в пределах 2,0...3,5%; молибдена -.0,2...!,0%; ванадия-0, Ю...-0,25°/о.

1, 2, 3, 4, - охлаждение отливки на глубине 5,90, 250, 380мм. соответственно

Рис.4.1. Диаграмма изотермического превращения аустенита базового чугуна и термограмма охлаждения бандажа

Диаграммы изотермического превращения аустенита в исходном чугуне и чугунах, легированных медью (2,8...2,9%), медью (2,8...2,9%) и молибденом (0,2...0,3%), медью (2,8...2,9%), молибденом (0,2....0,3%) и ванадием (0,1...0,2%) приведены на рис. 4.2.

Установлено, что как в исходных, так и в легированных чугунах наименьшей устойчивостью аустенит обладает при температурах 550...600°С и 300...325°С, а максимальная устойчивость аустенита в исследуемых чугунах наблюдается при 350...400 и 130...170°С. Структурные изменения, представленные на рис.4.3. во всех исследуемых чугунах при изотермических выдержках в интервале температур перлитного превращения (от Aj до 500°С) начинаются с выделения проэвтектоидного (избыточного) цементита на имеющемся в большом количестве исходном цементите. Следовательно, линия начала выделения цементита при изотермических превращениях аустенита отбеленных валковых чугунов совпадает с осью ординат.

Диаграмма изотермического превращения аустенита в валковых чугунах с шаровидной формой графита

Легирующие элементы в масс. %:

а) медь - (2,8 ...2,9) ;

б) медь - (2,8...2,9) и молибден (0,2...0,3);

в) медь - (2,8...2,9), молибден (0,2...0,3) и ванадий (0,1...0,2). ( —) базовый чугун,

(-----) комплексно-легированный чугун.

Рис.4.2.

Структура чугуна, изотермически выдержанного при различных температурах'

а,б,г, д,е -х 500; в-х200

Рис.4.3.

Проэвтектоидный цементит образуется независимо от исходного по границам и внутри зерен аустенита. Микроскопически определимое выделение его существенно меняется с температурой. Увеличение переохлаждения способствует образованию сплошной сетки, которая растет от кристаллов исходного цементита (рис. 4.3. а...б), а избыточный цементит выделяется еще и в виде видманштетговых пластин (рис 4.3. в...г). Эвтектоидное превращение в исследуемых чугунах происходит с образованием различных по внешней форме и строению колоний перлита (рис. 4.3. в...е). Характер выделения эвтектоидного цементита оказывает большое влияние на последующее эвтектоидное превращение аустенита. При образовании видманштеттовой структуры цементита перлит занимает участки между пластинами цементита. Строение и форма перлитных колоний зависят также в значительной степени от величины переохлаждения и продолжительности изотермической выдержки.

Колонии перлита при переохлаждении зарождаются как на исходном цементите, так и на сетке выделившегося проэвтектоидного цементита и имеют форму сферолитов (рис. 4.3. в...е). Перлит тонкодифференцированный. Увеличение выдержки приводит к образованию зернистого перлита.

Структурные изменения в интервале бейнитной впадины, характеризующейся повышенной устойчивостью аустенита, начинаются с выделения пробейнитного карбида. Первые тонкие пластины карбида при травлении едва различимы даже при больших увеличениях.

При понижении температуры до 350°С в исследуемых чугунах появляется верхний бейнит. Первые выделения бейнита чаще всего размещаются в центральных зонах дендритных ветвей (рис. 4.3. а...в), реже бейнит возникает на границах аустенита с исходным цементитом. Бейнит проявляется в виде отдельных четко оконтуренных при травлении равноосных и коротких пластин, состоящих из нескольких сочлененных зерен.

С увеличением времени изотермической выдержки рост количества бейнита происходит путем появления все новых и новых пластин. Пластины располагаются вдоль определенных плоскостей аустенита (рис. 4.3. в).

С дальнейшим понижением температуры изотермической выдержки до 250°С появляются пластины нижнего бейнита (рис. 4.3. г...е). Благодаря пластинчатой форме нижнего бейнита он мало заметен на мартенситном фоне особенно на начальной стадии превращения, когда появляются первые пачки нижнего бейнита.

Пачки нижнего бейнита быстро травятся до темно-коричневого цвета и состоят из набора тонких параллельных пластин, между которыми есть светлые промежутки (рис.4.4.). Пачки бейнита, как правило, полностью пересекают ветки мелких дендритов аустенита. Образование пачек верхнего и нижнего бейннта начинается около графитных включений (рис. 4.4. б). Ускоренный распад аустенита, окружающего графитные включения, обусловлен пониженной концентрацией углерода в этих участках, особенно при' наличии никеля, способствующего повышению термодинамической активности углерода. Показано что механизм бейнитного превращения в чугунах характерен тем, что относительно низкие температуры, соответствующие интервалу бейнитной впадины, обусловливают малую скорость самодиффузионных процессов и обычный путь полиморфной перестройки у->а не реализуется. Скорость же диффузии углерода еще достаточна для того, чтобы обеспечить выделение пробейнитного карбида. Задержка распада аустенита ниже интервала перлитного превращения и появление бейнитной впадины на диаграммах объясняется тем, что при этих температурах для образования а- фазы мартенситным путем необходимо значительноё обеднение аустенита углеродом. По мере понижения температуры диффузия углерода тормозится и при достижении температуры Мн перераспределение углерода полностью прекращается; происходит превращение аустенита в мартенсит. Аустенит, не претерпевающий превращение при М», переходит в мартенсит по мере дальнейшего понижения

Форма верхнего и нижнего бейнита в изотермически выдержанном валковом чугуне

а, б - х 200; в - е - х500 Рнс.4.4.

температуры. Кристаллы мартенсита, образовавшиеся при закалке чугуна от температуры нижне-бейнитного интервала, имеют вид пластин, сходных по форме и величине с пачками нижнего бейнита. Это сходство закономерно, поскольку в основе формирования обеих структур лежит одинаковый механизм у-Ьа превращения. С повышением температуры изотермической выдержки в субкритическом интервале температур образуется только мелкопластинчатый мартенсит.

Таким образом, установлено, что существующая зависимость типа продуктов превращения аустенита не только от температуры и времени выдержки, но и от степени легирования накладывает отпечаток на строение матрицы поверхностного слоя валков.

Анализ полученных диаграмм показал, что кинетика эвтектоидного превращения аустенита зависит от состояния аустенита. Комплексное легирование чугуна повышает устойчивость переохлажденного аустенита, причем суммарное влияние легирующих добавок не всегда согласуется с правилом аддитивности, как правило, превышая его. Комплекс Си+Мо+У в области бейнитного превращения (например, при 400°С) повышает устойчивость аустенита в среднем от 500 до 1200 мин по сравнению с исходным чугуном, т.е. на 80% больше, чем при вводе других легирующих добавок. Температура мартенситного превращения Мн при легировании понижается на Ю...40°С.

Установлено, что существенно понижает температуру Мн комплекс Си+Мо+У (на 40°С). Используя чугуны с повышенной

устойчивостью, можно эффективно воздействовать на структуру матрицы в направлении повышения дисперсности и увеличения количества мелкоигольчатых структурных составляющих.

Установлено, что содержание углерода 3,3...3,6% и кремния 0,9...1,4%

г

является оптимальным для данного чугуна, так как при этом выделение структурно-свободного цементита (=20%), повышающего твердость чугуна,

происходит в виде изолированных включений. Прочностные характеристики при этом не снижаются. При содержании углерода и кремния менее 3,3 и 0,9% соответственно, по границам зерен выделяется сетка структурно свободного цементита. Увеличение содержания углерода и кремния более 3,6 и 1,4% соответственно приводит к снижению термостойкости чугуна. Влияние марганца и хрома сказывается при содержании их в чугуне более 0,4%.

Установлено, что введение в чугун 0,4...0,7% марганца и хрома способствует сохранению твердости бейнитной матрицы при термоциклическом воздействии на чугун за счет упрочняющего влияния этих элементов. Однако при введении марганца и хрома в количествах, превышающих 0,7%, наблюдается избыточное (более 30%) выделение структурно свободного цементита в виде сетки, что отрицательно сказывается на всех характеристиках предлагаемого материала.

Химический состав, твердость, прочность и термостойкость материала бандажей приведены в табл. 4.1.

Таблица 4.1.

Химический состав, твердость, прочность, термостойкость валковых чугунов

N° Твер- Тер-

т Содержание элементов вес.% дость, МПа мо-

1 НВ стои-

1 КОСТЬ

С 31 [Мп ГГ № |! Ио Си V

1 13,85 1,16 3,54 * 1,70 1.04 420 410 XI

1 3,65 1.35 Ь.48 К). 12 0,40 К .53 0.82 411 415 109

3 3,44 1,42 Ю.54 Ь,45 3,62 * ,29 3,39 Ю, 15 444 562 3710

4 3,22 1,51 Ю.52 [0,35 3,20 к ,25 2,62 0,17 420 540 3600

5 3,45 1,46 Ю.42 [0,43 3,93 * >.25 2,24 0,16 450 536 3540

5 3,51 1,55 ¡0,43 • ¡0,56 3,88 |С ,27 2.49 0.15 445 558 3580

Примечание: Содержание фосфора, серы, магния и церия для всех чугунов имело следующее значение: Р<=0,2%: 5<=0,01%; Мц>=0,03%: Се>=0,02%.

Исследования микроструктуры материала рабочего слоя бандажа состава 1 показали, что матрица чугуна состоит из троостнта, верхнего

бейнита, структурно свободного цементита и равномерно распределенного шаровидного графита (рис. 4.5. а,б,в).

Из чугуна с пониженным содержанием молибдена (табл. 4.1., составы 23) изготовлены бандажи и произведен анализ их качества. Исследованиями установлено (см. рис. 4.5. г,д,е), что матрица чугуна состава 2 с 0,53% молибдена представляет собой верхний, нижний бейнит с незначительным количеством остаточного аустенита. Количество графита в таком чугуне достигает 7,8 об.%, а количество структурно свободного цементита уменьшается по сравнению с чугуном в составе 1, что объясняется более высоким содержанием графитизирующих элементов и более низким -элементов, стабилизирующих структурно свободный цементит. При дальнейшем снижении содержания молибдена до 0,29%, в микроструктуре чугуна (рис. 4.6. а,б,в) состава 3 возрастает количество нижнего бейнита и структурно свободного цементита, твердость чугуна при этом повышается до 444 НВ, что превышает уровень твердости чугуна состава 1, содержащего 0,7% молибдена.

Проведенный анализ показывает, что применение для отливки бандажа чугуна состава 3 обеспечивает формирование бейнитной матрицы в литом состоянии, а уровень твердости материала, несмотря на уменьшение содержания молибдена, отвечает требованиям эксплуатации валков в чистовых клетях и в 1,4...1,6 раза выше, чем у валков УБС текущего производства ( а=330Мпа, НВ=311, термостойкость=110 циклов). При введении в чугун, содержащий 3,5...4,0% никеля и 2,6...3,3% меди более 0,29% молибдена, повышения устойчивости аустенита не наблюдается, а возрастает лишь количество карбидной фазы, содержащей никель и молибден. Кроме того, низкая эффективность стабилизирующего влияния молибдена при введении его в сплав в количествах, превышающих 0,29%, может быть связана с повышением содержания фосфора до 0,2% в материале бандажей по сравнению с рекомендуемым. '

Микроструктура бандажей отлитых из бейнитного чугуна с шаровидной формой графита

хЮО 500

а, б, в - содержание Мо- 0,70%, Си-2,04%, №-3,54%; г, д, е - содержание Мо - 0,53%, Си - 3,32%, № - 4,00%. Рис.4.5.

Микроструктура бандажей, ртлитых из бейнитного чугуна с шаровидной формой графита, (оптимальный состав)

хЮО

х500

Содержание Мо-0,29%, Си -2,39%, N¡-2,92%

г

Рис.4.6.

Известно, что уменьшение количества молибдена в валковых материалах приводит к снижению прочностных характеристик _ при "повышенных температурах и падению эксплуатационной стойкости валков. По результатам анализа структуры чугуна бандажей и диаграмм изотермической устойчивости аустенита для промышленного опробования был рекомендован чугун следующего химического состава, в мае. %, (3,4...3,6) С, (1,4..Л,6)51, (0,4...0,5)Мп, <0,20Р, <0,015, (0,2...0,4)Сг, (2,8...3,0) №, (2,3...2,5) Си, (0,2...0,3) Мо, (0,1...0,2) V, >0,03 Щ, (0,02...0,04) Се .

Наложение термограмм охлаждения бандажа, отливаемого по традиционной технологии на диаграмму изотермической устойчивости предложенного чугуна (рис. 4.7.) показывает, что при традиционной технологии отливки бандажей бейнитная структура формируется в отливке на глубине до 90 мм, что подтверждается и изучением структуры чугуна отлитых бандажей.

Установлено, что для получения требуемой структуры во всем объеме отливки необходимо за счет легирования еще повышать устойчивость аустенита, однако это ведет к появлению остаточного аустенита или карбидной сетки и значительному удорожанию сплава, либо изменить условия охлаждения бандажа, увеличив интенсивность охлаждения отливки со стороны стержня. В этом случае, используя чугун предложенного состава, можно получить бейнитную структуру по всему сечению бандажа (рис.4.7.).

5. Разработка принципиальной технологии центробежной отливки биметаллических валков большого диаметра

В настоящее время, широко применяемые в промышленности, листопрокатные валки, с диаметром бочки 500...1100 мм длиной до 2500 мм преимущественно отливаются в,стационарные формы методами «промывки» и «полупромывки». Оба эти метода характеризуются большим расходом жидкого металла, в 2,0...2,5 раза превышающим вес валка, не обеспечивают

равномерной толщины и твердости рабочего слоя, как по длине бочки, так и по ее диаметру.

I, 2, 3,4, - охлаждение отливки на глубине 5, 90, 250, 380мм. соответственно Легирующий комплекс, в мае. %, (2,3...2,5)Си, (0,2...0,3) Мо, (0,1...0,2)У,

Рис.4.7. Диаграмма изотермического превращения аустенита

базового (----), комплексно-легированного (-) чугуна

и термограмма охлаждения бандажа.

Известны различные схемы получения двухслойных валков более прогрессивным способом центробежного литья с раздельной заливкой двух разных по химическому составу металлов. Одна из применяемых технологий, состоит в последовательной заливке первого и второго слоев металла, при вращении формы относительно горизонтальной оси, через специальное заливочное устройство, плотно примыкающее к вращающейся крышке изложницы. Такая технология в основном применяется для отливки валков с бочкой диаметром дб 400 мм.

Имеющийся опыт отливки валков центробежным способом, относительно вертикальной оси свидетельствует о серьёзных недостатках, заключающихся в наличии разнотолщинности рабочего слоя по высоте бочки валка и сложной технологии заливки металла.

Установлено, наиболее целесообразным, является заливка первого (рабочего) слоя в форму, вращающуюся относительно горизонтальной оси, а второго (сердцевины) в эту же форму, но установленную в вертикальное положение. При отливке валка необходимо в технологический перерыв между заливкой металла рабочего слоя и сердцевины прекратить вращение формы и повернуть форму в вертикальное положение.

При этом рекомендуются следующие составы рабочего слоя (в зависимости от требуемой твердости) табл.5.1, и сердцевины валков табл.5.2.

Таблица 5.1.

Химический состав чугуна рабочего слоя

Твердость рабочего Содержание элементов, % мае.

Слоя Нш С й Мл Сг № Мо 5 Р

59...66 2,90 0,50 0,20 до до ДО менее 0,45

3,30 0,70 0,40 0,1 0.1 0,1 0,1 0,55

63...70 2,75 0,55 0,55 0,45 2,50 до менее 0,45

2,95 0,80 0,65 0,65 2,80 0,1 0,1 0,55

71...80 2,65 0,45 0,55 0,65 3,50 0,10 менее 0,45

2,85 0,65 0,65 0,85 3,80 0,30 0,1 0,55

Таблица 5.2.

Химический состав чугуна сердцевины валка

Тип чугуна Содержание элементов, % мае.

С 81 Мп Б Р

с пластинчатым графитом 3,10...3,30 0,90...1,10 0.40.. .0.60 не более 0,10 0,45...0,55

с шаровидным графит. 3,10...3,30 1,20...1,40 0.40...0,60 менее 0,01 не более 0,20

При охлаждении и кристаллизации металла, залитого во вращающуюся водоохлаждаемую изложницу тепло передается от залитого металла через

слой теплоизоляции к изложнице, а от неё к охлаждающей воде. Схематично распределение температур показано на рис. 5.1.

Рис.5.1. Схема распределения температур в залитой металлом форме при центробежном литье.

Использование расчетных методов определения температурных

параметров (перепада температур в слое огнеупорного покрытия,

температурного напора в отливке и в стенке изложницы), а также

экспериментальных данных по замеру температур во вращающейся форме с

t

жидким металлом позволили выявить решающую роль огнеупорного покрытия в процессе теплообмена, что позволило рекомендовать

оптимальную толщину слоя теплоизоляции на внутренней поверхности изложницы в зависимости от толщины стенки отливки, а также ее химического состава.

Расчетные и экспериментальные данные позволили также рекомендовать значение одного из основных параметров технологии получения биметаллических валков - величину временного интервала между заливкой рабочего слоя и металла сердцевины валка в соответствии с найденным уровнем средней скорости затвердевания металла рабочего слоя из хромоникелевого чугуна ( ~3,6 мм/мин.) в условиях литья в водоохлаждаемую вращающуюся форму. Установлены оптимальные скорости вращения при заливке рабочего слоя и промежуточного слоя металла во вращающуюся изложницу исходя из значения гравитационного

коэффициента л = ,

&

где : (У-скорость вращения изложницы; Я-радиус изложницы; g-ycкopeниe свободного падения, равного 80...100 в зависимости от диаметра бочки валка для рабочего слоя и 50...70 для промежуточного слоя.

Установлено, что температура рабочего слоя должна быть ниже температуры «солидус» металла на 50...120°С для низкохромистого чугуна. При большем снижении температуры удаление окислов из зоны стыка затруднено и сваривания без применения флюса не происходит. Для высокохромистого чугуна интервал сваривания настолько узок, что получить годный валок без заливки промежуточного слоя не удается. Химический состав металла, используемого для промежуточного слоя, отличается от химического состава металла сердцевины более высоким (1,6. ..1,8%) содержанием кремния.

Залитый в изложницу металл рабочего слоя охлаждается водой в центробежной машине, /(ля обеспечения сваривания с металлом сердцевины

рабочий слой должен быть охлажден до 1000...1050°С, следовательно охлаждающая вода должна отвести тепло перегрева, теплоту кристаллизации и запас тепла от температуры ликвидус ~ до 1025°С. Это составит около 45 % от пблного теплосодержания залитого металла рабочего слоя, при этом на нагрев самой изложницы идет ~ 11 %.

Дальнейшее охлаждение металла рабочего слоя и залитого после металла сердцевины происходит как обычно при стационарном литье, т.е. происходит дальнейший нагрев изложницы и теплоотвод с её поверхности. Исключая тепло отведенное от рабочего слоя в процессе вращения, при стационарном положении, учитывая различную толщину рабочего слоя, отводится примерно 60...70 % полного запаса тепла всего объема металла в бочке валка.

С учетом результатов проведенных исследований (расчеты, замеры температур, анализ свойств и структуры металла опытных заготовок валков) была спроектирована и изготовлена центробежная машина для отливки заготовок валков с бочкой диаметром 500...800 мм и длиной до 2000 мм. По разработанной технологии отлита партия листопрокатных валков диаметром 700 мм и поставлена на ИСПАТ-Кармет (Карагандинский металлургический комбинат).

На основе полученных результатов исследований центробежнолитых валков и опыта использования машин центробежного литья для отливки валков диаметром бочки 500...800мм. спроектирована и находится в стадии изготовления машина для центробежного литья грузоподъёмностью 16,0т. для изготовления валков с диаметром бочки валка до 1250мм. и длиной бочки валка до 3000мм.

ВЫВОДы

Анализ литературных источников и используемых на практике технологий и оборудования для производства моно- и биметаллических валков горячей прокатки, а также результаты проведенных по различным современным методикам исследований позволили обосновать некоторые теоретические положения, разработать оптимальную технологию центробежной отливки крупных чугунных валков для горячей прокатки, определить специальные технологические требования к оборудованию и сделать следующие основные выводы:

1. На основании теоретических исследований и практики производства разработан технологический процесс получения крупногабаритных двухслойных валков с повышенной в 1,4... 1,6 раза эксплуатационной стойкостью с использованием новых составов чугуна и применением прогрессивных способов их изготовления: валков с литыми калибрами, бандажей с применением металлического стержня, центробежно-литых биметаллических валков.

2. Уточнен показатель качества валков, позволяющий на основании данных о макроструктуре и свойствах металла рабочего слоя судить о работоспособности валка. Предложена номограмма дая определения стойкости (работоспособности) валка.

3. На основании анализа взаимодействия отливки, претерпевающей усадку, и стержня расширяющегося при нагревании, предложен способ позволяющий обеспечить относительно свободное протекание усадки отливки за счет закрепления на поверхности стержня слоя легкоплавкого металла, который в процессе усадки отливки и теплового расширения стержня находится в жидком .состоянии. Разработанный технологический процесс изготовления бандажированных валков обеспечивает расплавление металла этого слоя после заполнения формы жидким чугуном и образования

твердой корочки у поверхности стержня. Предложена методика расчета толщины легкоплавкого покрытия стержня.

4. Разработана методика измерения усилия извлечения стержня из отливки. Установлено влияние основных технологических параметров на усилие извлечения стержня из отливки. Получена математическая модель описывающая влияние основных физических и технологических параметров (температуры металла и стержня, толщины легкоплавкого покрытия и степени армирования) на прочность соединения оси и бандажа при заливке рабочего слоя непосредственно на ось валка.

5. Установлено, что формирование бейнитной структуры в отливке из легированного чугуна возможно при скорости охлаждения, в интервале бейнитного превращения более 50°С/час. Дальнейшее повышение устойчивости аустенита за счет комплексного легирования чугуна, для получения требуемой структуры, ведет к появлению остаточного аустенита или крупных включений структурно свободного цементита в виде сетки, что ухудшает качество отливки валка. Получение необходимой структуры в массивной отливке ((}>2,0т.) возможно только за счет комплексного воздействия на условия формирования отливки (легирование и скорость охлаждения).

6. Разработан состав чугуна, в мае. % : (3,4...3,6)С; (1,4—1,6)81; (0,5...0,6)Мп; <0,2Р; < 0,01Б; (0,4...0,6)Сг; (2,8...3,0)№; (2,3...2,5)Си; (0,2...0,3)Мо; (ОД...0,2)V; >0,03Мя; (0,02...0,04)Се, который в комплексе с измененными условиями охлаждения отливки обеспечил получение бейнитной структуры при скорости охлаждения (30...50)°С/час в области аустенитного превращения.

7. Получена номограмма для определения необходимого расхода магния в зависимости от температуры металла при модифицировании и содержания в нем серы, а также номограмма для определения величены потерь магния чугуном в зависимости от содержания в нем серы до модифицирования, температуры металла и продолжительности заливки,

применительно к условиям отливки валков из легированного высокопрочного чугуна

8. Определены с помощью расчетных и экспериментальных исследований основные технологические параметры получения крупногабаритных двухслойных прокатных валков методом центробежного литья (скорость вращения изложницы, температура заливки металла, интервал между заливкой последующего слоя и др.), которые подтверждены промышленным опробыванием.

9. Установлено, что при затвердевании металла рабочего слоя во вращающейся водоохлаждаемой изложнице, 35...40% всего количества тепла отводиться через изложницу. Определяющим в процессе отвода тепла, а, следовательно, и в процессе кристаллизации металла рабочего слоя является термическое сопротивление слоя теплоизоляции, равное отношению толщины слоя к коэффициенту теплопроводности материала теплоизоляции. Разработано огнеупорное покрытие, имеющее теплопроводность в !,5..Л,7 раза ниже по сравнению с известными, что позволяет снизить интенсивность теплового воздействия на легкоплавкое покрытие стержня в процесс заливки.

10. Установлено, что увеличение толщины стенки изложницы не только затрудняет приведение её во вращение и другие транспортные операции, но и значительно увеличивает температурный напор в её стенке и повышает внутренние напряжения в ней а также снижает температурный напор в рабочем слое отливки, т.е. понижает скорость кристаллизации металла, при этом толщина стенки изложницы составляет 60...70% от величены, необходимой для аналогичных по размерам валков стационарного литья.

11. Разработана и освоена в производстве технология изготовления центробежным способом валков с литыми калибрами. Эксплуатация показала, что их стойкость на 30...50% выше стойкости стационарно отлитых валков с калибрами и в 2,5...3,0 раза выше стойкости гладко литых валков с

, г

нарезными калибрами.

12. Сопоставление преимуществ и недостатков существующих методов центробежной отливки валков показали, что оптимальной является схема технологического процесса при которой заливка металла рабочего слоя производится в водоохлаждаемую изложницу, вращающуюся вокруг горизонтальной оси с последующим поворотом её после кристаллизации металла рабочего слоя в вертикальное положение, с дальнейшей сборкой формы, заливкой металла сердцевины бочки, цапф и прибыли.

М.Разработанный процесс центробежной отливки биметаллических прокатных валков позволяет сократить в 2...2,5 раза общий расход металла, в том числе дефицитные никель, хром и молибден, повысить на 40...60% стойкость валков за счет увеличения износостойкости металла и обеспечения большого числа переточек, улучшить экологическую обстановку в литейном цехе и культуру производства и обеспечить повышение экономических показателей как у изготовителя, так и у потребителя.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих изданиях:

1. Гималетдинов Р.Х. Состояние и перспективы развития производства чугунных прокатных валков. - В кн.: Труды первого конгресса прокатчиков, М., 1996, с. 42...43

2. Гималетдинов Р.Х. Микроструктура отбеленных прокатных валков. - Литейное производство, 1997, № 6, с. 12...13

3. Гималетдинов Р.Х. Прогнозирование свойств половинчатых чугунов для валков крупносортных станов. - Изобретатели машиностроению, 1997, № 3, с. 24...27

4. Гималетдинов Р.Х. Суспензионная отливка прокатных валков из чугуна с шаровидным графитом. - Изобретатели машиностроению, 1997, № 3, с.13...17

5. Гималетдинов Р.Х. Регулирование макроструктуры сортопрокатных валков из высокотвердого хромоникелевого чугуна. - Литейное производство, 1997, № 10, с. 17...20

6. Милюков C.B., Гималетдинов Р.Х. Дефекты крупных литых бандажей. - В кн. : Вопросы теории и технологии литейных процессов: Тематический сборник научных трудов г. Челябинск, 1983, с. 75...78

7. Милюков C.B., Гималетдинов Р.Х. Выбор параметров армирования чугунных отливок. - Литейное производство в автомобилестроении, : Межвузовский сборник научных трудов, М., 1990 , с. 118...119

8. Гималетдинов Р.Х., Рямов В.А., Цыбров C.B. Перспективные направления теории, техники и технологии производства прокатных валков.-В кн.: Проблемы развития металлургии Урала на рубеже XXI века: Сборник научных трудов г. Магнитогорск, 1996, с.70.,.76

9. Гималетдинов Р.Х., Рямов В.А., Цыбров C.B. Перспективные направления развития производства валков на Кушвинском заводе чрокатных валков. - В кн.: Пути, развития машиностроительного комплекса

Магнитогорского металлургического комбината, выпуск2 "Прокатные валки": Сборник научньга трудов , Магнитогорск, 1996, с. 15...23

10. Гималетдинов Р.Х., Милюков C.B., Миляев А.Ф. Совершенствование технологии отливки прокатных валков. - В кн.: Новые металло и трудосберегающие технологические процессы в литейном производстве : Тез. докл. Научно-технической Уральской конф. Челябинск, 1984, с. 11

11. Милюков C.B., Овчинников H.H., Гималетдинов Р.Х. Исследование возможности отливки бандажей с применением металлического стержня. : Тез. докл., Республиканской научно-технической конференции по механизации и повышению эффективности технологических процессов производства отливок металлургического оборудования. Днепропетровск,

1982, C.91...92

12. Пузырьков-Уваров О.В., Хоменко С.А., Гималетдинов Р.Х. Влияние серы и марганца на структуру отбеленного чугуна. - В кн. : Современное оборудование и технологии плавки, внепечной обработки и заливки чугуна : Тез. докл., Республиканская научно-техническая конф. Пенза, 1985, с. 45...48

13. Милюков C.B., Миляев А.Ф., Гималетдинов Р.Х. Исследование прочности соединения наливного бандажа с осью. - В кн.: Повышение эффективности литейного производства и качества литья : Тез. докл., Республиканской научно-технической конф. Орджоникидзе, 1985, с. 40 .

14. Милюков C.B., Миляев А.Ф., Гималетдинов Р.Х. и др. Формирование бандажа в стационарном кокиле. - Литейное производство,

1983, №7 с. 21...22

15. Милюков C.B., Миляев А.Ф., Гималетдинов Р.Х. и др. Анализ качества двухслойных валков. - В кн.: Прогрессивные технологические процессы литейного производства : Сборник научных трудов, Омск, 1984, с. 37...43

16. Овчинников H.H., Милюков C.B., Гималетдинов Р.Х. и др.

г

Изготовление комбинированных прокатных валков. - Литейное производство, 1984, № 11 с. 33...34

17. Рудюк С.И., Вакула В.И., Гималетдинов Р.Х. и др. Легирование чугуны с шаровидным графитом для валков горячей прокатки. - В кн.: Опыт производства и эксплуатации литых и кованных прокатных валков повышенного качества : Тез. докл. Всесоюзн. семинара, М., 1986, с. 9

18. Никифоров Б.А., Конев C.B., Гималетдинов Р.Х. и др. Предварительно-напряженные бандажированные валки. - В кн.: "Молодые металлурги - X пятилетке" : Отраслевая научно-техническая конференция молодежи, Днепропетровск, 1979, с.З

19. Никифоров Б.А., Конев Ç.B., Гималетдинов Р.Х. и др. Предварительно-напряженные бандажированные валки. - В кн.: Всесоюзная научно-техническая конференция молодых ученых, Донецк, 1979, с.З

20. Кириченко Д.В., Воронина В.А., Гималетдинов Р.Х. и др. Защитное покрытие для кокилей. - В кн.: Новые высокопроизводительные технологические процессы, высококачественные сплавы и оборудование в литейном производстве: Тез. докл. Всесоюзн. конф. 4.1. Киев, 1986, с. 23

21. Кириченко Д.В., Вершинина Л.Н., Гималетдинов Р.Х. и др. Теплоизоляционное покрытие для кокилей прокатных валков. - В кн.: Новые высокопроизводительные технологические процессы, высококачественные сплавы и оборудование в литейном производстве: Тез. докл. Всесоюзн. конф. 4.1, Киев, 1986, с. 24

22. Вакула В.И., Скобло Т.С., Гималетдинов Р.Х. и др. Валки из легированного чугуна с шаровидным графитом для черновых клетей непрерывных мелкосортных станов. - Бюллетень ЦНИИЧМ, Черная металлургия 1987, № 4 с. 42...43

23. Вишнякова E.H., Можарова Н.М., Гималетдинов Р.Х. и др. Разработка технологии изготовления литых валков из высокохромистого чугуна. - Литейное производство, 1991, № 7 с. 22...23

24. Вакула В.И., Скобло Т.С., Гималетдинов Р.Х. и др. Повышение стойкости валков черновых клетей непрерывных сортовых станов. - В кн.: Совершенствование технологии производства горячекатанных профилей : Сборник научных трудов, Харьков, 1986, с. 101...105

25. Конев В.И., Ермолин И.Г., Гималетдинов Р.Х. и др. Расчет величины температурной деформации бандажа и оси при отливке сталь-чугунных валков. - В кн.: Теплотехнические процессы выплавки стали и сплавов: Сборник научных трудов, Свердловск, 1979, с. 89...97

26. A.C. 1183281 СССР, МКИ 4 В 22 С 3/00. Состав для получения защитного покрытия металлических форм/ Д.В. Кириченко, В.А. Воронина, С.С. Р.Х. Гималетдинов и др.

27. A.C. 1421799 СССР, МКИ 4 С 22 С 38/36. Износостойкий сплав/ E.H.. Вишнякова, Т.С. Скобло, Р.Х. Гималетдинов, и др.

28. A.C. 1475962 СССР, МКИ 4 С 22 С 37/08. Чугун для прокатных валков/ О.В. Пузырьков-Уваров, Р.Х. Гималетдинов, А-.В. Вихров и др.

29. A.C. 1488344 СССР, МКИ 4 С 22 С 37/00. Чугун для валков/ О.В. Пузырьков-Уваров, Р.Х. Гималетдинов, К.Ф. Кравец и др.

30. A.C. 1504259 СССР, МКИ 4 С 21 С 1/10. Способ модифицирования чугуна/ О.В. Пузырьков-Уваров, A.B. Вихров, Р.Х. Гималетдинов и др.

31. A.C. 1532196 СССР, МКИ 4 В 22 D 26/06, 15/00. Разъемное профилировочное кольцо к литейной форме для отливки калиброванных прокатных валков/ Ф.Д. Кащенко, JI.A. Фетняева, Р.Х. Гималетдинов и др.

32. A.C. 1541271 СССР, МКИ 5 С 21 С 1/00. Шлакообразующая смесь/ О.В. Пузырьков-Уваров, Р.Х. Гималетдинов, A.B. Вихров и др.

33. A.C. 1613248 СССР, МКИ 5 В 22 D 27/04,15/00. Способ изготовления

профилированных валков/ A.B. Паламарчук, JI.A. Фетняева, Р.Х.

«

Гималетдинов и др.

34. A.C. 1726550 СССР, МКИ 5 С 22 С 37/06. Чугун/ В.И. Ясногорский, Ю.Г. Ануфриев, Р.Х. Гималетдинов и др.

35. A.C. 1770405 СССР, МКИ 5 С 21 D 9/38, 5/00. Способ термической обработки двухслойных чугунных валков/ В.И. Вакула, В.Н. Гончаров, Р.Х. Гималетдинов.

36. A.C. 1785790 СССР, МКИ 5 В 22 D 13/10. Устройство для отливки прокатных валков с ручьями/ В.К. Парфенюк, С.Ю. Забелина, Р.Х. Гималетдинов и др.

37. A.C. 1786144 СССР, МКИ 5 С 21 D 9/38, 5/00. Способ термической обработки калиброванных валков из чугунов с шаровидным графитом/ В.И. Вакула, В.И. Комляков, Р.Х. Гималетдинов.

38. Пат. 1779296 СССР, МКИ. Чугун для двухслойных прокатных валков/В.И. Вакула, В.Н. Гончаров, Р.Х. Гималетдинов.



ф О ¿/е>С

от «КУШВИНСКИЙ завод прокатных валков»

г-гг" ■

О/7 п11авах Р>'К0П|,СИ

3>/

ГиМАЛЁТДИНОВ Радий Халимович

ТЕОРИЯ И ПРАКТИКА ПОЛУЧЕНИЯ КРУПНОГАБАРИТНЫХ ДВУХСЛОЙНЫХ ПРОКАТНЫХ ВАЛКОВ С ПОВЫШЕННОЙ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ НАДЕЖНОСТЬЮ

Специальность 05.16.04 «Литейное производство»

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

Кушка 1997 г.

п"/ 2 /Г4,, л

* V ч- / ¡ь/ /

ОФИЦИАЛЬНЫЕ ОППОНЕНТЫ:

— доктор технических наук, профессор Долбенко Евгений Тихонович;

— доктор технических наук, профессор Дибров Иван Андреевич;

— доктор технических наук, профессор Трухов Анатолий Павлович

С к — о о

Г\ 1 1 I 1

ВЕДУЩЕЕ ПРЕДПРИЯТИЕ ^

• АО «Магнитогорский металлургический комбинат»

Защита диссерт.ч , тоится «о » декабря 1997 г.

в {¿^ часе -:.■-■■.■'.■: .... ртационного совета Д 145.03.01

Научно--.. /.чствеьн.-. -.-с;., гинения по технологии маши-

ностроен лО УН' I) по адрес} : 109088. Москва.

Шарикоп - 275-81-22.

С <••., .ожно ..- -сомиться в библиотеке Научно-

произ. ''ьеди1: по технологии машиностроения.

¡,и. ■ ого доклада разослан я » ок-

гяо:' ' 199/ I.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Мировая практика в области прокатного производства доказывает, что за последние годы, в связи с введением в строй новых высокопроизводительных прокатных станов для выпуска высококачественного листового проката, профилей высокой точности из легированных марок сталей, высокопрочных труб различного назначения, резко возросли требования к качественным характеристикам валков, являющихся сменным инструментом прокатного оборудования.

Прямые затраты на приобретение прокатных валков металлургическими комбинатами составляют ежегодно несколько десятков миллиардов рублей (НТМК - 25...30 млрд., ММК - 40...50 млрд., Новолипецкий металлургический комбинат - 40...50 млрд. и т.д.), кроме того потери на перевалках существенно превышают эти затраты. А самое главное - конкуренция на рынке проката черных металлов предъявляет все более жесткие требования к качеству проката. Получить же необходимое качество проката используя плохой инструмент невозможно.

Валок, непосредственно воздействуя на прокатываемый металл и придавая ему нужную форму и размеры, подвергается комплексному воздействию механических, термических и других нагрузок. Поэтому к

материалу валков предъявляются повышенные требования, такие как ?

шочность и твердость металла, его термическая стойкость, хорошая , ханическая обрабатываемость и другие. Особенно это относится к широко Используемым в настоящее время листопрокатным валкам с диаметром бочки 600...900 мм и длиной 1500...2500 мм. При этом такие требования как Чшжсние высокой механической прочности при одновременной высокой . рдосги. а также хорошей механической обрабатываемости являются ^-ашоисключающими. В связи с этим наиболее эффективным сочетанием

показателей, характеризующих качество валков является «твердый рабочий слои и сравнительно «мягкая» сердцевина.

Известно, что изготовление двухслойных валков методом стационарного литья характеризуется низкой эффективностью процесса и нестабильными качественными характеристиками изделия.

При этом прогрессивный процесс изготовления двухслойных валков методом центробежного литья не нашел еще достаточного применения, особенно для валков диаметром бочки свыше 400 мм, из-за нерешенности ряда теоретических и технологических вопросов и отсутствия соответствующего оборудования. Поэтому вопросы, связанные с разработкой теории и практики получения литых крупногабаритных двухслойных валков с высокой эксплуатационной надежностью, являются в настоящее время актуальными.

Целью данной работы являлось разработка и внедрение новых составов чугуна, режимов первичного, вторичного модифицирования, обеспечивающих высокую однородность структуры и необходимую твердость калибров валков, а также ресурсосберегающей технологии отливки бандажей и комбинированных валков, разработка теоретических основ и создание технологии изготовления биметаллических чугунных прокатных валков. Для достижения поставленной цели решались следующие задачи:

-анализ возможных вариантов изготовления биметаллических валков и определение оптимальных областей их применения, изучение влияния важнейших параметров технологии на качество получаемых валков и стабильность технологического процесса;

-разработка технологического оборудования для реализации новых технологических процессов;

-апробация предложенной технологий и оборудования, их широкое промышленное внедрение.

Научная значимость работы Установлены физико-химические параметры взаимодействия двух слоев металла в граничной области между рабочим слоем и сердцевиной валков (химический состав, температурно-временные факторы, скорость подачи металла и вращения изложницы, силовое взаимодействие и др.), позволяющие оказывать направленное воздействие на процессы их прочного сваривания, регулирование структуры и толщины слоев в крупногабаритных двухслойных валках.

Установлены определяющие факторы получения необходимой, обеспечивающей высокие свойства рабочего слоя, бейнитной структуры в массивных отливках, заключающиеся в совместном комплексном воздействии процесса легирования (№, Мо. Си и др.) и интенсивного охлаждения.

Разработан новый состав чугуна, который обеспечивает формирование бейнитной структуры в отливке при скорости охлаждения (30...50) °С/час, в области бейнитного превращения. Определены скорости охлаждения и химический состав чугуна, надежно обеспечивающие получение однородной структуры, в отливках массой более 2,0 т., с высокими механическими свойствами.

Разработаны методы эффективного изготовления массивных составных и комбинированных валков с расчетом толщины легкоплавкого покрытия стержня, усилия извлечения стержня из отливки с учетом влияния величины литейной усадки материала бандажа, охлаждения, вида противопригарного покрытия и температуры поверхности стержня на усилие извлечения.

Уточнен показатель качества валков, позволяющий на основании данных о макроструктуре и свойствах металла рабочего слоя прогнозировать работоспособность валков.

Получены номограммы для определения расхода магния в зависимости от температуры металла при модифицировании и содержании в нем серы , а также потерь магния чугуном в зависимости от содержания в нем серы, температуры металла до модифицирования и продолжительности заливки.

Разработаны основные теоретические положения процесса центробежной отливки крупных биметаллических чугунных валков с диаметром бочки свыше 600 мм и длиной до 2500 мм.

Изучено распределение температур при кристаллизации металла в изложнице с теплоизоляционным материалом (краска, прослойка алюминия) и выявлена роль каждого из участвующих в отводе тепла элемента формы и сплава.

Практическая значимость работы заключается в разработке состава комплексно-легированного валкового чугуна, способа вторичного графитизирующего модифицирования расплава, обеспечивающего незначительное изменение твердости по глубине рабочего слоя, и технологического процесса отливки комбинированных валков и бандажей.

Внедрение результатов работы позволило снизить расход валков на различных станах от 17 до 40 % и заменить импортные бандажированные валки в главных универсальных клетях универсально-балочного стана при прокатке балки шириной полки до 400 мм.

Работа выполнена на Кушвинском заводе прокатных валков (КЗГТВ). а результаты исследований внедрены в вальцелитейном цехе завода. Валки прошли промышленные испытания на Нижнетагильском, Карагандинском, Череповецком, Новолипецком, Западно-Сибирском и др. металлургических комбинатах, Нижне-Сергинском, Чусовском металлургических заводах.

На основе научных результатов проведенных исследований разработаны технологии получения крупногабаритных комбинированных двухслойных валков: с холодной посадкой литого биметаллического чугунного бандажа на стальную ось для универсально-балочного стана Нижнетагильского металлургического комбината и др. аналогичных станов, а также основной вариант получения крупногабаритных двухслойных заготовок валков путем последовательной заливки металла рабочего слоя в центробежную машину с горизонтальной осью вращения и затем после

поворота этой формы в вертикальное положение металла сердцевины бочки и шеек с обеспечением прочного сваривания двух металлов.

Спроектирована, изготовлена и освоена в промышленных условиях Кушвинского завода прокатных валков центробежная машина для отливки крупных двухслойных валков с рабочим слоем из легированного чугуна повышенной износостойкости и сердцевиной из серого чугуна или чугуна с шаровидным графитом.

Разработано огнеупорное покрытие имеющее теплопроводность в 1,5...¡,7 раза выше по сравнению с известными.

При изготовлении валков с бочкой диаметром 600...900 мм и длиной до 2500 мм экономия жидкого металла составила 40...50 %, расход легирующих элементов сократился ~ в 2 раза, а цикл производства на 60...70 %.

Апробация работы. Основные материалы диссертационной работы доложены и обсуждены на зональных, российских и международных конференциях, семинарах и съездах в т.ч. 1979 г. в Днепропетровске, Донецке. 1982 г. в Днепропетровске, 1985 г. в Пензе, Орджоникидзе, Москве, 1986 г. в Каунасе. 1992 г. в Чебоксарах. 1994 г. в Москве, 1996 г. в Магнитогорске.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 38 работ, в том числе 19 авторских свидетельств и патентов.

Личный вклад автора. Автор является инициатором и разработчиком направления по изготовлению крупных биметаллических валков в комбинированную горизонтально-вертикальную форму с применением метода центробежного литья. Им разработаны методики измерения усилия извлечения стержня, замера температур в промежуточном слое (алюминиевый лист), во вращающейся форме (и в залитом металле, и в изложнице). Предложены методика расчета толщины легкоплавкого покрытия стержня и математическая зависимость, описывающая влияние основных физических и технологических параметров (температуры металла и стержня, толщины легкоплавкого покрытия, степени армирования) на

прочностные характеристики комбинированного валка разработаны исходные положения для расчета процесса теплопередачи во вращающейся водоохлаждаемой изложнице, а также уточнен показатель качества валка и предложены расчетно-эмпнрические формулы и номограммы для определения работоспособности валков.

Автор возглавлял работу и принимал активное творческое участие в создании конструкции центробежной машины, разработке и освоении технологии изготовления биметаллических валков.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

I

Валок - сменный инструмент который испытывает большие ударные нагрузки, особенно при захвате материала, истирающее воздействие, в виду различных линейных скоростей прокатываемого металла и валков, тепловые -термические изменения по его объему ( в зоне давления нагрев, а в остальной части охлаждения), вызывающие высокие внутренние напряжения, поэтому к нему предъявляются противоречивые требования.

Например, рабочий слой бочки валка должен иметь высокую твердость и обладать сопротивлением к истиранию и откалыванию, при одновременной возможности его механической обработки. При этом сердцевина бочки и шейки валков должны быть прочными, вязкими, чтобы противостоять изгибающим нагрузкам.

Очевидно, в конструктивном отношении оптимальным является двухслойный валок, который может быть составным (литой бандаж и стальная ось), комбинированным (когда металл заливается в форму с заранее поставленной в нее стальной осью) или цельнолитым.

Известно, что изготовление двухслойных валков методом стационарного литья характеризуется низкой эффективностью процесса и нестабильными качественными характеристиками изделия.

У ; ,

Прогрессивный процесс изготовления двухслойных валков методом центробежного литья не нашел еще достаточного применения, особенно для валков диаметром бочки свыше 400 мм, из-за нерешенности ряда теоретических и технологических вопросов, обуславливающих отсутствие соответствующего оборудования.

Исследование, анализ и оптимизация этих направлений и составляют содержание дальнейших разделов работы.

1. Оценка работоспособности прокатных валков из отбеленного чугуна

Среди износостойких чугунов нелегированный отбеленный чугун является наиболее дешевым, а получаемые из него отливки имеют широкое применение во многих отраслях промышленности, особенно в дробильных и размольных установках, агрегатах мукомольного, цементного, бумажного, резинового и лакокрасочного производств. Характерной особенностью структуры металла валков является наличие рабочего отбеленного слоя той или иной глубины, в котором углерод почти полностью находится в виде наиболее твердой составляющей структуры чугуна - цементита Рез С.

Поскольку глубина твердого отбеленного слоя, имеющего перлито-цементитную структуру, предопределяет высокое сопротивление износу, то она регламентируется требованиями технических условий на отливки. Однако цементит является хрупкой структурной составляющей, а поэтому-необходимая при эксплуатации отливок вязкость обеспечивается только при его отсутствии в сердцевине, вторая должна иметь перлито-графитную структуру. Сопротивление отливок поломкам снижается и при возрастании глубины переходной зоны, так как в ее структуре помимо перлита и графита также присутствует хрупкий цементит. Глубина переходной зоны, которая требованиями технических условий не регламентируется, на практике колеблется в широких пределах, достигая порой сердцевины отливок.

Большая глубина общего отбела (отбеленного слоя и переходной зоны) часто является причиной поломок отливок не только при эксплуатации, но даже иногда и в процессе их механической обработки. Поэтому стойкость отливок из отбеленного чугуна в работе принято оценивать по глубине макроструктурных зон при помощи критерия качества Ак:

где : А' - глубина чистого отбела отливки, в мм ;

2 - глубина переходной зоны, в мм.

Из приведенного выражения, графически представленного на рис. 1.1. следует, что при неизменной величине слоя чистового отбела, то есть при заданной с учетом возможных переточек (перешлифовок) отбеленного слоя отливки, стойкость ее против поломки будет тем большей, чем короче переходная макро-структурная зона.

Однако исследования по применению этого критерия для оценки качества отливок прокатных валков, эксплуатируемых в условиях не только интенсивного износа, но и значительных динамических нагрузок показали, что значения определяемого в них критерия Ак находятся в пределах 0,1...0.5 и четких регрессивных зависимостей между ним и эксплуатационной стойкостью валков установить не удается. Такой значительный интервал значений Ак объясняется не только большим изменением глубины переходной зоны, но и колебанием в пределах 10...45 мм. глубины отбеленного рабочего слоя. Главным недостатком критерия Ак является отсутствие учета им отклонения величины зоны чистого отбела от нормативной, отвечающей требованиями технических условий на валки, от которой зависит работоспособность валков. Фактическая величина этой зоны может существенно отличаться от нормативной при очень высоком значении этого критерия. Путем математической обработки статистических данных по эксплуатационной стойкости прокатных валков из отбеленного

чугуна был найден более надежный показатель качества, который определяется по следующей формуле:

Г/.

-- 1

Л, = Л

(2)

где: п - нормативная (оптимальная) глубина чистого отбела отливок. Применительно к сортопрокатным валкам п = /;*+ Ии , где: /?; - глубина наибольшего вреза калибров, мм;

й„ - величина предельного износа рабочего слоя, мм. Зависимость между эксплуатационной стойкостью валков (наработка прокатного металла на 1 комплект валков, в т.) и Пк для валков сортопрокатных станов следующая:

в = 290,3 - 987,8 Пк2+ 1401,3 Пк (3)

Совокупный коэффициент корреляции И для уравнения (3) составляет 0,79 при степени достоверности 0,95.

Показатель качества

I ■

Глубина переходном зоны, мм Работоспособность вилков, гн.

1 - глубина отбела 10 мм. 5 - работоспособность валков в тн.

2 - глубина отбела 20 мм.

3 - глубина отбела 30 мм.

4 - глубина отбела 40 мм.

Рис. 1.1. 'Зависимость показателя качества и работоспособности валка от

г л\'бины отбеленной и переходной зоны.

Установлена также зависимость от Пк брака отливок валков по несоответствию макроструктуры, которая описывается следующим уравнением:

БР = 54,1 + 162,5 Пк2-175,2 Пк ; R = 0,62 (4)

Регулировать критерий Пк наиболее удобно изменением химического состава чугуна т.е. глубиной отбеленного слоя. Положительное влияние на нег