Розвиток методів розрахунку технологічних параметрів гарячої прокатки високоякісних штаб на станах, які проектуються та реконструюються

Размещено на http://www.allbest.ru/

НАЦІОНАЛЬНА МЕТАЛУРГІЙНА АКАДЕМІЯ УКРАЇНИ

Міністерства освіти і науки України

Автореферат

дисертації на здобуття наукового ступеня доктора технічних наук

Спеціальність 05.03.05 - «Процеси та машини обробки тиском»

Розвиток методів розрахунку технологічних параметрів гарячої прокатки високоякісних штаб на станах, які проектуються та реконструюються

Воробей СергІй Олександрович

Дніпропетровськ - 2010

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Актуальність теми. Гарячекатаний широкоштабовий прокат є одним із основних видів конструкційних матеріалів. Постійне підвищення вимог споживачів до якості прокату й стабільності її показників викликає необхідність пошуку подальших шляхів розвитку технології й обладнання для його виготовлення.

В Україні цей вид прокату виробляється на широкоштабових станах гарячої прокатки (ШСГП) з фізично й морально зношеним устаткуванням за застарілими технологіями. У зв'язку із цим, показники якості широкоштабового прокату істотно поступаються досягнутому за кордоном рівню. Найбільшою мірою це відноситься до форми й стабільності профілю поперечного перерізу тонких штаб, рівню й стабільності механічних властивостей, які, значною мірою, визначаються температурно-деформаційними режимами прокатки, що залежать від конструкції стана й характеристик устаткування. Недостатня якість гарячекатаного підкату обмежує виробництво високоефективних видів холоднокатаного листового прокату.

Домогтися поліпшення показників якості широкоштабового прокату на підприємствах чорної металургії України можна тільки за рахунок будівництва нових прокатних станів або корінної реконструкції діючих, впровадження передових технологій, які базуються на сучасних науково-технічних досягненнях. При цьому визначення ефективних технологічних і конструктивних схем станів, технологічних вимог до устаткування й систем автоматизації можливо тільки на основі надійних методів розрахунку параметрів прокатки штаб, режимів експлуатації устаткування й прогнозування показників якості продукції.

У початковий період виконання роботи ряд важливих наукових питань, пов'язаних з надійним прогнозуванням параметрів прокатки й показників якості прокату, були недостатньо розроблені. У першу чергу це стосується методів розрахунку енергосилових параметрів прокатки тонких штаб при деформації в умовах неповного знеміцнення металу й у двофазній аустенітно-феритній області, температурного режиму експлуатації й зношування валків, а також їхнього впливу на показники якості прокату.

На підставі зазначеного, робота, спрямована на розвиток методів розрахунку технологічних параметрів гарячої прокатки високоякісних штаб на станах, які проектуються та реконструюються, є актуальною.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Дисертаційна робота спрямована на вирішення завдань, поставлених у «Державній програмі розвитку й реструктуризації гірничо-металургійного комплексу до 2011 р.», що затверджена Кабінетом Міністрів України (Постанова № 967 від 28 липня 2004 р.). Тема дисертаційної роботи безпосередньо пов'язана з виконанням науково-дослідних робіт Інституту чорної металургії ім. З. І. Некрасова НАН України в період 1986-2008 р р. за договорами з підприємствами, галузевими програмами Міністерства чорної металургії СРСР, Міністерства промислової політики України й відомчої тематики НАН України, в яких автор був керівником, відповідальним виконавцем або виконавцем. Номера державної реєстрації найбільш важливих НДР: 0106U003780, 0105U006846, 0104U005576, 0104U005563, 0103U007222, 0193U003601, UA01014343P, 01890058452, 01890042575, 01890058449, 01860015669.

Мета та завдання дослідження. Метою дисертаційної роботи є створення комплексу методів розрахунку технологічних параметрів гарячої прокатки штаб, що дозволяє при реконструкції діючих і проектуванні нових станів визначати ефективні технічні та технологічні рішення, які забезпечують виробництво високоякісної продукції заданого сортаменту.

Для досягнення зазначеної мети в роботі необхідно було вирішити такі завдання:

- установити закономірності зміни напруження текучості при багатоступінчастій гарячій деформації сталі в умовах неповного знеміцнення з урахуванням впливу її хімічного й фазового складу;

- розвинути методи прогнозування зношування робочих валків ШСГП і його врахування при формуванні профілю поперечного перерізу штаб;

- уточнити вплив параметрів прокатки штаб і систем охолодження робочих валків ШСГП (розміру й розташування зон зрошування, відстані до форсунок, температури охолоджувача, тиску в колекторах і щільності зрошування) на температурний режим їхньої експлуатації;

- розробити комплекс методів розрахунку технологічних параметрів прокатки гарячекатаних штаб, температурного режиму експлуатації робочих валків і прогнозування показників якості прокату;

- розробити та застосувати технічні рішення, що забезпечують підвищення рівня й стабільності показників якості гарячекатаної штабової сталі на ШСГП, які проектуються та реконструюються.

Об'єкт дослідження. Процес гарячої прокатки широких штаб.

Предмет дослідження. Закономірності температурних й енергосилових параметрів гарячої прокатки сталі, режимів експлуатації валків та їх вплив на показники якості широкоштабового прокату.

Методи дослідження. Дослідження проведені з урахуванням основних положень теорії обробки металів тиском. Експериментальні дослідження виконані в промислових умовах ШСГП 2000 ВАТ «НЛМК», ШСГП 2000 ВАТ «ММК», ШСГП 1680 ВАТ «Запоріжсталь», ШСГП 1700 АТ «Міттал Стіл Темиртау», лабораторні дослідження - на пластометрі Інституту чорної металургії конструкції ЮУМЗ методом осаджування й лабораторному стані дуо 280 із застосуванням сучасних засобів виміру. При аналізі результатів досліджень використані статистичні методи обробки інформації. Для математичного моделювання процесів прокатки й формування показників якості прокату використані ЕОМ і комплекс спеціально розроблених програм.

Наукова новизна отриманих результатів. Наукову новизну становлять такі результати.

1. Розроблено новий метод розрахунку напруження текучості сталі при багаторазовому деформуванні в умовах неповного знеміцнення металу. Метод відрізняється від відомих урахуванням впливу хімічного й фазового складу сталі на параметри деформаційного зміцнення й післядеформаційного статичного знеміцнення металу. Це дозволяє на основі даних про фактичний хімічний склад сталі, параметри деформування й швидкість охолодження металу розраховувати напруження текучості для умов деформації в аустенітній, двофазній аустенітно-феритній і високотемпературній (600-700 С) феритно-перлітній областях. Метод підвищує точність розрахунку енергосилових параметрів прокатки, в тому числі для станів, які проектуються та реконструюються.

2. Для умов гарячої прокатки тонких штаб уточнено залежність коефіцієнтів напруженого стану й плеча моменту від відношення довжини дуги захвату до середньої товщини штаби в осередку деформації в інтервалі значень 7-12, тому що відомі залежності отримані для значень l_d/h_ср до 7. Це дозволило обґрунтовано рекомендувати залежності, що забезпечують підвищення точності розрахунку коефіцієнтів напруженого стану й плеча моменту, які використовуються при визначенні енергосилових параметрів прокатки.

3. Розроблено новий метод розрахунку зношування робочих валків чистової групи клітей ШСГП. Метод відрізняється використанням теоретичної залежності для розрахунку інтенсивності зношування фрикційних пар, запропонованої І. В. Крагельським, у якій, стосовно до умов гарячої прокатки штаб, уточнено вплив середнього контактного нормального напруження в осередку деформації та температури валків, а також додатковим урахуванням установленого в роботі впливу ступеня зношування опорних валків, що забезпечило підвищення точності розрахунку зношування робочих валків ШСГП. Це дозволяє прогнозувати зміну параметрів профілю поперечного перерізу прокату в процесі експлуатації робочих й опорних валків, а також більш ефективно формувати монтажні партії штаб, що прокатують за міжперевалочний період, при різному конструктивно-структурному складі устаткування станів.

4. Розроблено новий метод розрахунку температури робочих валків ШСГП. Метод відрізняється урахуванням реальних конфігурацій систем охолодження (розміру й розташування зон зрошування, відстані до форсунок й їхньої орієнтації відносно поверхні валка, щільності зрошування) і уточненням впливу температурно-деформаційних, енергосилових і швидкісних режимів прокатки. Розроблений метод дозволяє оцінювати ефективність різних варіантів модернізації систем охолодження валків і визначати раціональні параметри систем охолодження при проектуванні ШСГП.

5. Одержав подальший розвиток метод прогнозування механічних властивостей гарячекатаного прокату з вуглецевої та низьколегованої сталі за рахунок використання при розрахунку кінетики післядеформаційної рекристалізації аустеніту встановлених у роботі закономірностей статичного знеміцнення металу, а також уточнення впливу вмісту в сталі вуглецю, кремнію й марганцю на співвідношення міцностних і пластичних властивостей прокату. Це забезпечує підвищення точності розрахунку відносного видовження, що збільшує надійність визначення параметрів прокатки та устаткування для ШСГП, які проектуються.

6. Вперше встановлено закономірності впливу режимів подачі водоповітряної суміші на торцеві поверхні рулонів масою 25-28 т на інтенсивність їх охолодження й зміну механічних властивостей гарячекатаних штаб з низьковуглецевої сталі. Відмінність отриманих даних від відомих полягає у визначенні впливу витрат води й повітря у водоповітряній суміші та співвідношення тривалості періодів примусового й природного охолодження рулонів. Отримані дані дозволяють розробляти устаткування для прискореного охолодження рулонів гарячекатаних штаб.

Практичне значення отриманих результатів. Створено комплекс методів розрахунку параметрів гарячої прокатки штаб, що дозволяє визначати раціональні режими прокатки, склад і характеристики устаткування при проектуванні й реконструкції ШСГП із метою забезпечення виробництва високоякісних штаб заданого сортаменту. Запропоновані методи розрахунку реалізовані в комп'ютерних програмах енергосилових параметрів гарячої прокатки, температури робочих валків широкоштабових станів, профілю поперечного перерізу штаб, механічних властивостей гарячекатаного прокату.

Розроблено технологічні завдання на реконструкцію станів гарячої прокатки 2800/1700 ВАТ «Сєвєрсталь» й 1680 ВАТ «Запоріжсталь» (акт від 28.01.2009 р.). Проект реконструкції стана 2800/1700 реалізований, ШСГП 1680 реалізується в цей час (акт від 22.12.2008 р.).

Розроблено рекомендації для проектування систем охолодження робочих валків ТЛС 2800 (3000) ВАТ «Алчевський металургійний комбінат», ШСГП 2500 й 2000 ВАТ «ММК», які використані ЗАТ «НКМЗ» (акт від 25.11.2008 р.). Устаткування системи охолодження робочих валків ТЛС 3000 установлено, пройшло гарантійні випробування й здано в промислову експлуатацію. Нові системи охолодження робочих валків ШСГП 2000 й 2500 спроектовані, устаткування системи охолодження робочих валків ШСГП 2000 - на стадії виготовлення (акт від 25.02.2010 р.).

На ШСГП 2000 ВАТ «НЛМК» впроваджено спосіб прокатки за а.с. СРСР № 1458036. Економічний ефект за рахунок зниження різнотовщинності штаб склав 240 тис. крб. у цінах 1990 р. (довідка від 10.12.2009 р.).

ЗАТ «НКМЗ» передано комплекс комп'ютерних програм розрахунку температури валків, що використовується при проектуванні устаткування для охолодження валків листових станів і містить у собі методи прогнозування температурно-швидкісних, деформаційних й енергосилових параметрів прокатки штаб (акт від 25.11.2008 р.).

Міністерству промислової політики України й ЗАТ «НКМЗ» передані результати дослідження особливостей технологічного процесу прокатки й формування показників якості штаб у двоклітьовому стані нової конструкції з пічними моталками, запропонованому ЗАТ «НКМЗ», для використання при проектуванні устаткування (акти від 24.11.2008 р. й 25.11.2008 р.).

Разом із ЗАТ «НКМЗ» розроблено техніко-комерційні пропозиції на реконструкцію систем охолодження робочих валків ШСГП 1700 АТ «Міттал Стіл Темиртау», стана 2800/1700 ВАТ «Сєвєрсталь», ШСГП 1700 металургійного комбінату Креміковци (акт від 25.11.2008 р.).

Отримані в роботі результати використовуються в навчальному процесі Дніпродзержинського державного технічного університету (довідка від 08.02.2010 р.).

Розширення застосування результатів роботи дозволило додатково вирішити важливу науково-технічну задачу - визначити раціональний хімічний склад сталі й режими виробництва арматурного прокату для анкерного кріплення гірничих виробок, які забезпечують підвищене співвідношення міцностних і пластичних властивостей металу. Отримані результати використані при розробці технічних умов ТУ У 27.1-4-556-2003 «Прокат для виготовлення анкерного кріплення гірничих виробок». Виробництво даного виду прокату освоєне на ВАТ «Арселор-Міттал Кривий Ріг». Загальна довжина виробок із анкерним кріпленням на шахтах України досягла 100 км. Загальний економічний ефект від анкерного кріплення становить від 900 до 1500 грн. на один метр виробок. Частка автора становить 3,6 млн. грн. (акти від 24.11.2008 р. й 16.12.2008 р.).

Особистий внесок здобувача. У роботі використані власні розробки автора. Ідеї й розробки співавторів, з якими опубліковані спільні праці, не використані або використані з відповідними посиланнями на авторство. У науково-дослідних роботах, матеріали яких використані в дисертації, автор був керівником, відповідальним виконавцем або виконавцем. Постановка завдань, розробка методів досліджень, аналіз отриманих у роботі результатів автором виконані самостійно. Результати експериментальних досліджень, використані в роботі, отримані автором самостійно або з його особистою участю. Автором особисто розроблені методи розрахунку напруження текучості сталі при гарячій деформації, енергосилових параметрів прокатки, температурного режиму експлуатації й зношування валків. Як базові методи прогнозування механічних властивостей прокату використані розробки О. В. Ноговіцина, автором удосконалені окремі елементи, зокрема, метод розрахунку кінетики післядеформаційної рекристалізації аустеніту, метод прогнозування відносного видовження.

Апробація результатів роботи. Основні матеріали дисертаційної роботи були повідомлені й обговорені на науково-технічній конференції «Інтенсифікація металургійних процесів і підвищення якості металу» (м. Новокузнецьк, 1986 р.), Всесоюзній науково-технічній конференції «Завдання технічного переозброєння листопрокатного виробництва» (м. Дніпропетровськ, 1987 р.), Шостому конгресі прокатників (м. Липецьк, Росія, 2005 р.); 7-ій Міжнародній науково-технічній конференції «Пластична деформація металів» (м. Дніпропетровськ, 2005 р.); науково-технічній конференції «Металургія й ливарне виробництво 2007. Бєларусь» (м. Жлобин, 2007 р.), Міжнародній науковій конференції «Фізика конденсованих систем та прикладне матеріалознавство» м. Львів, 2007 р., науковому семінарі Інституту чорної металургії ім. З. І. Некрасова НАН України (м. Дніпропетровськ, 2009, 2010 р.) й об'єднаному науковому семінарі кафедри обробки металів тиском Національної металургійної академії України й прокатних відділів Інституту чорної металургії (м. Дніпропетровськ, лютий і грудень 2009 р.).

Публікації. Матеріали дисертації опубліковані в 62 друкованих працях, у тому числі одній монографії (зі співавторами), 29 статтях у наукових журналах, 15 статтях у збірниках наукових праць, 6 статтях у збірниках праць науково-технічних конференцій і конгресів, 10 авторських свідоцтвах СРСР на винаходи й одному патенті Російської Федерації. Без співавторів опубліковано три статті. У спеціалізованих наукових виданнях, включених у перелік ВАК України, опубліковано 35 статей.

Структура дисертації. Дисертація складається із вступу, семи розділів, висновків, списку використаних джерел із 318 найменувань й 11 додатків. Повний обсяг роботи становить 427 сторінок, у тому числі 300 сторінок основного тексту. У розділах дисертації наведено 193 рисунки й 78 таблиць.

ОСНОВНИЙ ЗМІСТ РОБОТИ

У вступі обґрунтована актуальність теми дисертаційної роботи, сформульовані мета й завдання дослідження, висвітлені наукова новизна й практична значимість отриманих результатів.

У першому розділі проаналізовані сучасний стан і напрямки розвитку технології й устаткування широкоштабових станів гарячої прокатки (ШСГП), наведені основні вимоги до якості гарячекатаного штабового прокату, визначені шляхи його підвищення.

Показано, що великий внесок у розвиток теорії процесу гарячої деформації плоского прокату й методів розрахунку технологічних параметрів виробництва гарячекатаного штабового прокату внесли А. І. Целіков, М. М. Саф'ян, П. І. Полухін, В. П. Полухін, Ю. В. Коновалов, В. Н. Хлопонін, Я. С. Шварцбарт, Ю. Д. Желєзнов, В. О. Ніколаєв, Я. Д. Василев, М. А. Штремель, Е. О. Гарбер, В. Л. Мазур, О. В. Ноговіцин, О. М. Саф'ян, А. Л. Остапенко, О. Л. Каневський і багато інших. Проте, проведений аналіз науково-технічної літератури показав, що, незважаючи на численні дослідження в області гарячої прокатки сталі, цілий ряд науково-технічних завдань вимагав подальшого розвитку й узагальнення. Зокрема, необхідний подальший розвиток методів розрахунку напруження текучості сталі й енергосилових параметрів прокатки тонких штаб, температурного режиму експлуатації робочих валків та вивчення умов формування показників якості прокату (точності геометричних розмірів, механічних властивостей).

На основі результатів аналізу науково-технічної літератури сформульовані мета й основні завдання дисертаційної роботи.

У другому розділі «Розробка методів розрахунку напруження текучості й енергосилових параметрів гарячої прокатки, що враховують хімічний і фазовий склад сталі» з використанням відомих з літератури й власних результатів досліджень встановлені закономірності зміни параметрів деформаційного зміцнення й статичного післядеформаційного знеміцнення сталі в залежності від вмісту хімічних елементів.

Для розрахунку напруження текучості сталі при однократній деформації в якості базових прийняли дві залежності, що враховують вплив температури, ступеня й швидкості деформації.

В основі першої лежить метод термомеханічних коефіцієнтів, що першими застосували В. І. Зюзін та М. Хайдук:

,(1)

де - ступінь деформації (відн.); u - швидкість деформації, с^-1; t - температура деформації, С; n₀, n_E, n_U, n_T - термомеханічні коефіцієнти, що залежать від хімічного складу сталі (марки сталі).

Друга залежність уперше запропонована Я. С. Шварцбартом і має вигляд:

,(2)

де ₀ - екстрапольована границя текучості при ступені деформації, що прагне до нуля, Н/мм²; D - модуль початкового зміцнення, Н/мм²; - логарифмічний ступінь деформації; _X - характеристичний ступінь деформації, що відповідає максимуму кривої (); n₁, n₂ - коефіцієнти, що характеризують вплив швидкості деформації. Всі зазначені коефіцієнти залежать від температури й хімічного складу сталі.

Використання даних методів розрахунку обмежується тим, що при зміні хімічного складу сталі (іноді навіть у межах марочного) потрібне проведення трудомістких експериментальних досліджень із визначення значень коефіцієнтів, що входять у залежності (1) і (2). У зв'язку із цим у роботі запропонований метод урахування впливу хімічного складу сталі при розрахунку напруження текучості в процесах деформації металу й при статичному його знеміцненні.

Вплив хімічного складу сталі враховується за допомогою вуглецевого еквівалента С_Е. Найбільша точність прогнозування напруження текучості по залежностях (1) і (2) була досягнута при використанні наступного виразу:

С_Е = C+Mn/6+Si/8+Ni/15+Cr/5,(3)

де C, Mn, Sі, Nі й Cr - вміст хімічних елементів у сталі, % (мас.).

Шляхом обробки відомих з літератури (дані О. О. Дінніка, В. І. Зюзіна, М. Я. Бровмана, О. Ф. Мельнікова, Я. С. Шварцбарта, Д. І. Суярова, Л. Н. Соколова, Х. Сузукі, І. Я. Тарновського, М. Хайдука й ін.) і власних експериментальних даних з напруження текучості більше 30 марок сталі отримані такі вирази для визначення коефіцієнтів моделей (1) і (2).

Для моделі (1):

n₀ = 2044·(С_Е)^0,347; n_E = 0,2; n_U = 0,127·(С_Е)-^0,105; n_T = 0,00267·(С_Е)^0,057.(4)

Для моделі (2):

; ; ;

; ,(5)

де коефіцієнти a₁, а₂, b₁, b₂, c₁, d₁, d₂, d₃, d₄ розраховуються в залежності від температури деформації.

З використанням розробленого методу виконані розрахунки напруження текучості ряду сталей. Показано, що помилка прогнозування за запропонованим методом не перевищує 12 % для вуглецевих та низьколегованих сталей й 18 % для легованих сталей.

При безперервній гарячій прокатці сталі процес післядеформаційного знеміцнення не завжди встигає повністю завершитися за час пауз між суміжними проходами. Для урахування цього явища розроблено наступний метод розрахунку. Зміна напруження текучості сталі в процесі післядеформаційного знеміцнення розраховується за залежністю, яка запропонована нами раніше:

= ₀·(_К /₀)^exp(-b),(6)

де _К - напруження текучості наприкінці попереднього циклу деформування, Н/мм²; - тривалість паузи, с; b - коефіцієнт знеміцнення, що визначає зміну швидкості знеміцнення в часі, с^-1.

На рис. 1 показана залежність коефіцієнта знеміцнення b від температури для деяких марок сталі. Дані отримані експериментально на пластометрі Інституту чорної металургії шляхом дворазової деформації зразків з варіюванням часу між деформаційної паузи. Для розрахунку значень коефіцієнта b запропонована наступна залежність:

b = 1,15·С_Е-^0,66·(t/1000)⁸.(7)



Рис. 1. Залежність коефіцієнта знеміцнення від температури й марки сталі

гарячекатаний штаб реконструкція прокатка

Напруження текучості з урахуванням неповного знеміцнення металу розраховується в такий спосіб. Для моделі (1) визначається додатковий ступінь деформації _д, що характеризує повноту знеміцнення металу перед наступним проходом. Напруження текучості розраховується як функція суми поточного й додаткового ступеня деформації. Для моделі (2) розраховується коефіцієнт к, що визначає ступінь знеміцнення металу за час паузи:

к = (_К-_Н)/(_К-₀),(8)

де _Н - напруження текучості на початку наступної деформації, розраховане за залежністю (6), Н/мм².

Напруження текучості для другого проходу розраховується за виразом, що має такий вигляд:

= ₀+D·(-к·₁)·exp[-(-к·₁)/_Х]-{₀-_н+D·(₁-к·₁)·exp[-(₁--к·₁)/_Х]}/[1+D·(-₁)/e],(9)

де ₁ - ступінь деформації в попередньому проході; - поточний ступінь деформації, починаючи з першого проходу; e - основа натурального логарифму.

Для наступних проходів напруження текучості розраховується аналогічно.

На рис. 2 показано приклад порівняння розрахункових значень напруження текучості з експериментальними при багатоступінчастому деформуванні. Марка сталі 08Х18Н10Т, температура 900 С, швидкість деформації 1,2 с^-1, час пауз 1 с. Експериментальні дані отримані Я. С. Швацбартом.

Рис. 2. Зміна напруження текучості сталі 08Х18Н10Т при багатоступінчастому деформуванні: 1 - експериментальні значення; 2 - розрахункові

З використанням розробленого методу розрахунку напруження текучості виконали комплекс розрахунків енергосилових параметрів прокатки штаб товщиною 2-8 мм із вуглецевих і легованих сталей у широкоштабових станах з різним складом устаткування.

Аналіз отриманих результатів показав, що для прогнозування енергосилових параметрів прокатки штаб з вуглецевих сталей при швидкостях прокатки до 15 м/с (тривалість міждеформаційної паузи більше 0,3-0,5 с) можна не враховувати наявність перегину на кривій (). Це пояснюється тим, що для клітей чистової групи широкоштабового стана швидкості деформації досягають величини 40-80 с^-1 і більше, температура металу становить 950-850 ^оС, а ступінь деформації зменшується від першої кліті до останньої від 0,4-0,6 до 0,1-0,3. При таких параметрах прокатки ступінь деформації в більшості випадків не досягає або дещо перевищує значення, що відповідають максимуму на кривій (). Для умов деформації сталі з незначним знеміцненням між проходами (вуглецеві сталі при швидкостях прокатки більше 15 м/с або леговані сталі) доцільно враховувати наявність перегину на кривій ().

Неповне знеміцнення металу в паузах між деформаціями необхідно враховувати при прокатці штаб з низьковуглецевих сталей на швидкостях 8 м/с і більше (тривалість міждеформаційної паузи менше 0,7-1,5 с), а для штаб з легованих сталей у всьому діапазоні застосовуваних швидкостей прокатки.

В останні роки спостерігається постійне збільшення обсягів виробництва гарячекатаних штаб товщиною 0,8-1,5 мм. Температура кінця прокатки таких штаб становить 750-830 °С, що відповідає двофазній аустенітно-феритній області. При цьому розрахунок енергосилових параметрів прокатки за методами, які не враховують фазовий склад сталі, може приводити до значної похибки, оскільки відомо, що за інших рівних умов напруження текучості фериту значно нижче, ніж аустеніту.

У роботі запропонований метод розрахунку напруження текучості сталі з урахуванням фазового складу (співвідношення аустеніту й фериту). Він заснований на відомому підході урахування впливу характеристик фаз, що входять до складу сталі. Зокрема, напруження текучості сталі в аустенітно-феритному стані (_АФ) запропоновано визначати, виходячи зі співвідношення часток цих фаз:

_АФ = _А·Х_А+_Ф·Х_Ф,(10)

де _А и _Ф ? напруження текучості аустеніту й фериту відповідно при даних температурі, швидкості й ступені деформації; Х_А и Х_Ф- частка аустеніту та фериту в структурі сталі.

Для математичного опису розпаду аустеніту в умовах безперервного охолодження в роботі було запропоновано такий вираз:

,(11)

де Х - об'ємна частка фази, що утворилася; ф - поточний час, с; ф_Н - час початку утворення фази, с; в₁ и К₁ - коефіцієнти.

Проведений аналіз показав, що для умов утворення фериту й перліту (карбідів) при охолодженні вуглецевих та низьколегованих сталей значення коефіцієнта K₁ можна прийняти рівним 4,0. Було також враховано, що реальна похибка визначення моменту початку утворення фериту становить приблизно 2 %. При цих допущеннях величину коефіцієнта в₁ можна розрахувати за виразом, отриманим після перетворення (11):

,(12)

де ф_К - час завершення утворення фази, с.

Для розрахунку температур початку й закінчення фазових перетворень використовуються математичні моделі, розроблені в Інституті чорної металургії під керівництвом О. В. Ноговіцина на основі обробки термокінетичних діаграм, або за отриманими у дисертаційній роботі спрощеними залежностями, які враховують хімічний склад, швидкість охолодження й попередній ступінь деформації сталі.

Аналіз даних про вплив температури, ступеня й швидкості деформації на напруження текучості низьковуглецевих та низьколегованих марок сталі в інтервалі температур 600-800 ^оС показав, що він якісно не відрізняється від аустенітної області. Це дозволяє припустити можливість застосування базових залежностей виду (1) і (2) для розрахунку напруження текучості сталі при деформації у двофазній аустенітно-феритній області.

У результаті аналізу й обробки бази даних про напруження текучості сталі різних марок при деформації в інтервалі температур 600-800 ^оС було встановлено таке. З огляду на особливості методик проведення досліджень більшість даних про напруження текучості при температурах 600-700 С відповідають феритно-перлітній структурі сталі (для сталі 08кп - феритно-цементитній). Разом з тим, для вирішення завдань, поставлених у роботі, необхідно розділити вплив цих структур. У зв'язку із цим була розроблена така методика. Напруження текучості сталі у феритно-перлітному (_ФП) стані визначається в такий спосіб:

_ФП = _Ф·Х_Ф+_П·Х_П,(13)

де _Ф і _П - напруження текучості феритної і перлітної фаз відповідно; Х_Ф і Х_П - частки фериту й перліту в структурі сталі.

Виходячи з виразу (13), напруження текучості фериту можна розрахувати в такий спосіб:

_Ф = (_ФП?_П·Х_П)/Х_Ф.(14)

Однак для того, щоб скористатися цією залежністю, необхідно знати напруження текучості перліту. У роботі в якості напруження текучості перліту прийняли дані, отримані при дослідженні сталі марки 70 із вмістом вуглецю 0,68 % в інтервалі температур 600-700 ^оС. Після обробки експериментальних даних отримано такий вираз для розрахунку напруження текучості перліту:

_П = 6938·^0,086·u^0,14·exp(?0,00448·t).(15)

Аналіз сформованої з урахуванням залежностей (14) і (15) бази експериментальних значень напруження текучості фериту в інтервалі значень логарифмічного ступеня деформації 0,1-0,6 показав можливість використання виразу (1), тому що криві () не мають екстремуму (_X) навіть при мінімальних швидкостях деформації (аж до 1 с^-1).

У результаті математичної обробки отримані такі залежності для розрахунку термомеханічних коефіцієнтів сталі у феритній області:

n₀ = 7169·С_Е^0,3; n_E = 0,0814·С_Е^-0,4835; n_U = 0,1433·С_Е^0,1943;

n_T = 0,0015+0,003·С_Е^0,0562.(16)

На рис. 3 показана залежність напруження текучості сталі марок 08пс і Ст3пс від температури, розрахована з урахуванням та без урахування зміни фазового складу.

Рис. 3. Залежність напруження текучості сталі від температури деформації: 1 - розрахунок за розробленим методом із урахуванням фазового складу сталі; 2 - розрахунок за залежностями, отриманими для аустенітної області

При деформації особливо тонких штаб відношення довжини дуги захвату до середньої товщини прокату в осередку деформації (l_d/h_ср) досягає значно більших значень, ніж при прокатці звичайного сортаменту широкоштабових станів - аж до 10-12. Крім того, в інтервалі температур 600-800 ^оС значення коефіцієнта зовнішнього тертя істотно відрізняються від значень при деформації в області більш високих температур. Відомі методи розрахунку коефіцієнтів напруженого стану й плеча моменту отримані для значень відношення l_d/h_ср не більше 7. У роботі на основі експериментальних даних про параметри прокатки тонких штаб у чистових групах клітей ШСГП 2000 ВАТ «НЛМК» і ВАТ «ММК» уточнена залежність коефіцієнтів напруженого стану й плеча моменту від відношення довжини дуги захвату до середньої товщини прокату в осередку деформації (l_d/h_ср) в інтервалі значень 7-12. У результаті математичної обробки запропоновані такі залежності, які можна застосовувати в діапазоні значень відношення l_d/h_ср від 3 до 12:

- для розрахунку коефіцієнта напруженого стану з урахуванням впливу коефіцієнта тертя:

n_у=1,6·(f·l_d/h_ср)^0,65,(17)

де l_d - довжина дуги захвату з урахуванням пружного сплющування валків; f - коефіцієнт тертя;

- для розрахунку коефіцієнта плеча моменту:

ш = 0,466/exp(0,06·l_d/h_ср).(18)

На підставі отриманих залежностей розроблена й реалізована програма розрахунку енергосилових параметрів гарячої прокатки тонких штаб в аустенітній, аустенітно-феритній і верхньому температурному інтервалі феритно-перлітної (600-700 С) областях. З використанням цієї програми був виконаний комплекс розрахунків енергосилових параметрів прокатки тонких штаб, які порівнювали з отриманими нами й відомими з літератури експериментальними даними. Показано, що застосування уточнених залежностей дозволяє зменшити похибку прогнозування енергосилових параметрів прокатки тонких штаб на 5-20 % (більші значення відносяться до останніх клітей чистової групи широкоштабового стана).

У третьому розділі «Формування профілю поперечного перерізу гарячекатаних штаб» наведені результати промислових експериментальних досліджень впливу умов експлуатації валків на опуклість, клиновидність і величину місцевих стовщень профілю поперечного перерізу штаб.

Установлено, що в міру експлуатації опорних валків величина опуклості профілю штаб змінюється й до кінця кампанії спостерігається її зменшення в 1,4 рази, а клиновидність штаб збільшується в середньому на 0,01-0,015 мм. Клиновидність штаб протягом періоду експлуатації робочих валків чистової групи клітей змінюється незначно. У той же час спостерігається збільшення клиновидності штаб на 0,01-0,02 мм за період експлуатації робочих валків останньої кліті чорнової групи. Це обумовлено нерівномірністю розподілу температури по ширині слябів - температура крайок з боку приводу (що відповідає стороні печей) вища, ніж з боку обслуговування. Різниця температур тим більша, чим більша ширина слябів. Так, на слябах шириною до 1370 мм різниця температур становить у середньому 25 °С, а при ширині слябів 1710 мм - 35-40 °С. Це пояснюється охолодженням крайки сляба при його знаходженні в печі біля вікна видачі. У міру просування розкату по чорновій групі клітей температурний клин зменшується й на ділянці проміжного рольганга становить 5-10 °С. Температурний перепад по ширині слябів приводить до нерівномірного зношування робочих валків чорнової групи клітей й, як наслідок, клиновидності розкатів і штаб.

На підставі результатів проведених досліджень визначено періоди експлуатації робочих й опорних валків, протягом яких раціонально прокатувати підкат для холодної прокатки, до профілю поперечного перерізу якого пред'являються найбільш високі вимоги.

На профіль поперечного перерізу гарячекатаних штаб впливає цілий комплекс параметрів, пов'язаних з режимами прокатки, характеристикою й станом устаткування, рівнем оснащеності системами автоматизації. У роботі розглянутий вплив факторів, урахування яких найбільш складне - зношування й температурний стан валків.

Величина й характер зношування робочих валків залежить від багатьох факторів, основні з яких такі: силові, температурні й швидкісні умови прокатки, властивості й кількість штаб, які були прокатані, твердість і діаметр валків, їхнє вихідне профілювання й інших. Наявність великої кількості факторів утруднює одержання залежностей, які б ураховували їх і дозволяли розраховувати зношування валків. Найчастіше в літературі зношування пов'язують із кількістю (довжиною) штаб, що були прокатані, та описують цю залежність із використанням емпіричних рівнянь, коефіцієнти яких визначають експериментально на кожному прокатному стані. Основний недолік цього підходу полягає в тому, що він ураховує вплив невеликого числа факторів і не може бути використаний при зміні режимів прокатки або характеристик валків. У ряді робіт пропонується для підвищення точності розрахунків ураховувати витрати енергії. Дійсно, витрати енергії акумулюють в собі більшість параметрів прокатки, які впливають на зношування валків. Разом з тим, відомі залежності не враховують характеристики матеріалу й температуру валків. Очевидно, із цієї причини коефіцієнти залежностей, отримані для умов різних станів, істотно відрізняються. Таким чином, цей метод розрахунку складно використати стосовно до станів, які проектуються та реконструюються.

У даній роботі при розробці методу розрахунку зношування валків використали теоретичні залежності, у яких величини, які важко визначити, заміняли коефіцієнтами. Значення цих коефіцієнтів знаходили, виходячи з експериментальних даних, отриманих для умов чистових груп клітей широкоштабових станів гарячої прокатки.

Розроблений метод розрахунку враховує, що зношування робочого валка за певний період експлуатації (зменшення радіуса - I_R) походить від контакту з опорним валком (I_О) і взаємодії із штабами, які прокатують (I_П):

I_R = I_О+I_П.(19)

Розрахунок зношування робочих валків від контакту з опорними заснований на методі В. М. Клименка й ін. Автори опублікували залежність для розрахунку зношування опорних валків, яка враховує контактні міжвалкові напруження, твердість та радіуси робочих й опорних валків, їх профілювання, кількість обертів робочого валка від початку прокатки й інші параметри. У дисертації було отримано аналогічну залежність для розрахунку зношування робочих валків.

Розрахунок величини зношування робочих валків у контакті із штабою прийнятий на основі показника інтенсивності зношування й довжини штаб, які прокатали. Цей підхід був запропонований ще в шістдесятих роках М. В. Литовченком і В. М. Завірюхою:

I_П =I_И·L·_d/[·(+1)·cos(_d/2)],(20)

де I_И - інтенсивність зношування робочих валків відносно довжини штаб, мм/м; L - сумарна довжина штаб, які прокатані у даній кліті, м; _d - кут захвату, рад.; - коефіцієнт витяжки.

При розрахунку величини зношування робочих валків згідно з цим методом автори приймають, що інтенсивність зношування робочих валків - відома величина для даних валків, однак указують, що вона залежить від багатьох параметрів.

На основі залежності, отриманої І. В. Крагельським й ін. при дослідженні зношування фрикційних пар, у роботі запропоновано вираз для розрахунку величини інтенсивності зношування стосовно до умов поздовжньої прокатки:

,(21)

де p_СР - середнє нормальне контактне напруження, Н/мм²; f - коефіцієнт тертя при прокатці; HS - твердість матеріалу валка по Шору; А₁, А₂, А₃ - коефіцієнти, що залежать від матеріалу валка; t_В - температура валка, С.

На основі наведених залежностей розроблено метод розрахунку зношування робочих валків ШСГП у їхній центральній зоні. Разом з тим відомо, що найбільш інтенсивне зношування спостерігається, як правило, на ділянках валка, що відповідають місцю прокатки прикромкових ділянок штаб. Виміри показують, що температура кромок шириною 100-150 мм на 30-70 °С нижча від температури центральної частини штаб. Це приводить до додаткового збільшення контактних напружень на даних ділянках, що було враховано при розрахунку розподілу зношування по довжині бочки валків.

З метою перевірки можливості використання розробленого методу розрахунку були проведені дослідження зношування робочих валків семиклітьової чистової групи ШСГП 2000. При цьому в період однієї кампанії опорних валків на першу, третю, п'яту й сьому добу експлуатації фіксували такі параметри: твердість робочих й опорних валків до й після прокатки, вихідне профілювання валків, величину вироблення (зношування) робочих валків після прокатки, діаметри робочих й опорних валків, монтажність партії металу (послідовність прокатки, розміри й масу гарячекатаних штаб, марки сталі), деформаційні й температурно-швидкісні режими прокатки штаб у даному монтажі, температуру валків, профіль гарячекатаних штаб.

Аналіз результатів досліджень показує, що величина зношування робочих валків збільшується в міру експлуатації опорних валків. Тобто, збільшення зношування опорних валків, у свою чергу, приводить до збільшення зношування робочих валків. Статистична залежність, яка отримана в роботі, врахована у виразі (19).

Розрахунок величини зношування в кожному перерізі робочих валків виконується шляхом підсумовування зношування від всіх штаб, які прокатали у даному монтажі. На рис. 4, як приклад, показано порівняння розрахованого й заміряного зношування валків сьомої кліті чистової групи.

Аналіз результатів показав, що розроблена модель дозволяє прогнозувати величину зношування робочих валків даного стана з похибкою не більше 20 %. Аналогічні дослідження, проведені на інших широкоштабових станах, показали, що похибка прогнозування зношування робочих валків становить не більше 35 % (без адаптації моделей), а при адаптації - не більше 20 %.

Рис. 4. Розподіл зношування по довжині бочки валків чистової кліті № 7: 1 - експериментальні дані; 2 - розрахункові

З позицій забезпечення високоякісного профілю поперечного перерізу штаб найбільше значення має нерівномірність зношування по довжині бочки валків.

Для оцінки впливу нерівномірності зношування валків на величину місцевих стовщень використали дані, отримані співробітниками Інституту чорної металургії О. М. Саф'яном і С. О. Сорокіним при проведенні експериментів зі спеціально підготовленими валками з кільцевими проточками. У результаті обробки цих даних отримано такий вираз для оцінки передачі місцевих стовщень із і-тої кліті чистової групи на готову штабу:

d_h = I_R·exp[-4,5·(h_i-h_п)/h_i],(22)

де d_h - величина місцевого стовщення на готовій штабі, мм; I_R - величина кільцевого зношування валка (радіальна), мм; h_i - товщина штаби після і-тої кліті, мм; h_n - кінцева товщина штаби, мм.

Прогнозувати місцеве зношування валків досить складно. Воно залежить від багатьох випадкових факторів, які важко врахувати. Однак у роботі встановлено, що ймовірність появи місцевих стовщень на штабах у значній мірі пропорційна зношуванню валків. Крім того, методами моделювання показано, що на ШСГП із семиклітьовою чистовою групою на величину місцевих стовщень найбільше впливають, як правило, передостання та остання кліті (рис. 5 й 6).

Рис. 5. Розрахункова частка впливу клітей чистової групи на величину місцевих стовщень гарячекатаних штаб	Рис. 6. Імовірність появи місцевих стовщень величиною 0,01-0,015 мм залежно від зношування валків кліті № 6

Для уточнення впливу температурного стану валків на зношування й формування профілю поперечного перерізу штаб були виконані спеціальні експерименти на ШСГП 2000. Вимірювали розподіл температури по довжині бочки валків усіх клітей чистової групи контактним способом і методом тепловізійної зйомки (рис. 7), а також зношування валків і профіль поперечного перерізу штаб. Установлено зв'язок розподілу зношування валків по довжині їхньої бочки з нерівномірністю температурного поля (рис. 8). У виразі (21) уточнено коефіцієнти впливу температури валків на інтенсивність їхнього зношування.

Рис. 7. Тепловізійне зображення температурних полів верхнього й нижнього валків кліті № 6
	Рис. 8. Розподіл температури й зношування по довжині бочки нижнього валка кліті № 6

Отримані результати досліджень використані при розробці математичної моделі формування профілю поперечного перерізу й площинності штаб при безперервній гарячій прокатці. У моделі, крім зношування валків, враховані вихідні профілювання валків, їхній тепловий профіль, застосування циклічного осьового зсуву робочих валків для зниження величини зношування, а також прогин валкової системи і противигин валків за відомими залежностями. Модель дозволяє оптимізувати деформаційний режим прокатки штаб, профілювання валків, визначати раціональні компонування монтажних партій штаб для станів, які експлуатуються або проектуються.

У четвертому розділі «Температурний режим експлуатації робочих валків чистової групи клітей ШСГП» наведені результати експериментальних досліджень впливу параметрів прокатки штаб, параметрів й умов подачі охолоджувача на температуру валків. Дослідження температурного режиму експлуатації валків, крім вимірювання їхньої температури, включали визначення взаємного положення форсунок і поверхні валка, зон зрошування валка від кожної форсунки, аналіз впливу температурно-швидкісних, деформаційних й енергосилових параметрів прокатки штаб.

При дослідженні температурного режиму експлуатації валків досить важливим фактором є час виміру температури валків після завершення прокатки. Проведені експериментальні дослідження показали, що вимірювання температури валків доцільно робити в інтервал часу від 10 до 20 хвилин після закінчення прокатки, коли температура по радіусу валка відносно стабілізувалася, але в той же час істотного впливу теплових потоків в осьовому напрямку ще немає. На ділянках валка, що відповідають кромкам штаб, які були прокатані, в цей період спостерігається ріст температури, однак уже на відстані 100 мм ближче до центру бочки валка ця зміна несуттєва.

Проведені дослідження дозволили уточнити вплив параметрів деформації (температури штаб, довжини дуги захвату, погонної сили прокатки, машинного часу, часу пауз) і параметрів системи охолодження валків (розмірів і розташування зон зрошування, відстані до форсунок, тиску води в колекторах, щільності зрошування) на температурний режим експлуатації робочих валків чистової групи клітей.

Для початкової оцінки ефективності роботи системи охолодження валків запропоновано використовувати коефіцієнт ефективності, що розраховується за виразом:

К_Е = P_пог(250/ V_пог)(_маш/_ц)/(t_В-t_охл),(23)

де P_пог - погонна сила прокатки (на метр ширини штаби), МН/м; V_пог - погонна витрата води на охолодження валків, м³/(год.м); _маш і _ц - машинний час і час циклу прокатки, с; t_В - температура поверхні валка в середній частині довжини бочки, С; t_охл - температура охолоджувача, С.

Чим більше значення коефіцієнта К_Е, тим вища ефективність охолодження даного валка, що визначається станом трубопроводів, фільтрів і форсунок, оптимальністю кількості форсунок, правильністю вибору їхнього типу, точністю орієнтації стосовно валка й схемою подачі води на поверхню валка.

Рис. 9. Значення коефіцієнту ефективності охолодження валків клітей чистової групи одного зі ШСГП: 1 - верхні валки, 2 - нижні

На рис. 9 наведено розраховані значення цього коефіцієнта для одного із широкоштабових станів. Середні значення коефіцієнта ефективності охолодження валків більшості клітей близькі й перебувають у межах 0,40-0,45, однак для верхніх валків клітей № 1 і 5 вони трохи вищі - до 0,50-0,52. У кліті № 1 це пов'язано із впливом охолодження поверхні розкатів у гідрозбиві. У клітях № 3 й 7, для яких значення коефіцієнта ефективності трохи нижче, при більш глибокому обстеженні були виявлені недоліки в організації охолодження валків.

При реконструкції системи охолодження валків кожного конкретного прокатного стана необхідно визначати найбільш раціональні її параметри. Для вирішення цього завдання в роботі запропонований метод розрахунку температури робочих валків ШСГП, який враховує основні параметри систем охолодження й технологічні параметри прокатки штаб.

Теплова задача вирішується методом скінченних різностей при відомій (яка розраховується) величині коефіцієнта тепловіддачі послідовно по ділянках окружності валка. Коефіцієнт теплопередачі в осередку деформації розраховується залежно від погонної сили прокатки й часу контакту зі штабою. На інших ділянках коефіцієнти тепловіддачі розраховуються залежно від умов охолодження валка (зона активного охолодження, зона пасивного охолодження повітрям або стікаючою водою), а також температур охолоджувача й поверхні валка. У зоні активного охолодження враховується тиск води в колекторі, щільність зрошування, тип форсунок і відстань до них. Всі зазначені залежності отримані методами математичної обробки результатів експериментальних досліджень, проведених в умовах ШСГП, або даних, наведених у літературі, використання яких приводило до закономірних результатів впливу на температуру валків у відомих умовах прокатки.

Розроблений метод розрахунку перевірений в умовах ШСГП 2000 ВАТ «НЛМК» і ВАТ «ММК». Середнє квадратичне відхилення розрахункових температур валків від експериментальних становить 3,5 С. Метод розрахунку реалізований у двох комп'ютерних програмах TRollCS  и TRollHSM  Комп'ютерні програми розроблені спільно з к.т.н. І. Ю. Приходько й О. П. Івановим., на які Державним департаментом інтелектуальної власності Міністерства освіти й науки України 31.05.2005 р. видані свідоцтва про реєстрацію № 13244 й № 13245. Перша програма на основі вихідних даних про параметри деформації й характеристику системи охолодження дозволяє розраховувати зміну середньої температури валка під час прокатки штаб, а також під час паузи між прокаткою штаб, поля температур уздовж радіуса й по окружності валка. Друга програма дозволяє розраховувати режими прокатки (енергосилові параметри, температуру штаб) і визначати раціональний розподіл охолоджувача по клітях, виходячи із заданої температури валків, з урахуванням режиму прокатки, обраної конфігурації системи охолодження в кожній кліті.

Шляхом математичного моделювання умов охолодження робочих валків отримані такі основні результати. Збільшення щільності зрошування в інтервалі 50-250 м³/(год.м²) істотно знижує температуру валків як перших, так і останніх клітей чистової групи. Інтенсивність зниження температури валків становить 0,6-1,3 С на кожні 10 м³/(год.м²). Збільшення щільності зрошування більше 250 м³/(год.м²) у меншому ступені відбивається на температурі валків. Інтенсивність зниження температури валків у цьому випадку не перевищує 0,2-0,4 С на кожні 10 м³/(год.м²). Збільшення тиску води в інтервалі 0,4-1,0 МПа практично пропорційно знижує температуру валків з інтенсивністю 0,4-1,5 С на 0,1 МПа. Однак при подальшому підвищенні тиску, його вплив на температуру валків зменшується (0,2-0,4 С на 0,1 МПа). Зміна відстані від форсунок до поверхні валків впливає на їхню температуру більш складно. Так, при збільшенні відстані від форсунок до поверхні валка й збереженні постійним розміру зони зрошування однозначно знижується ефективність охолодження. У випадку віддалення форсунок від поверхні валка з відповідним збільшенням зони зрошування в різних випадках ефективність охолодження може як зменшуватися, так і збільшуватися. Це залежить від діаметра валка, кута розкриття факела форсунок, напрямку осі факела, діапазону зміни щільності зрошування, а також режимів прокатки в кліті. Зміна розмірів зони зрошування по окружності валка при збереженні постійної щільності зрошування найбільш істотно позначається в перших клітях чистової групи. Причому сильніше - на вихідній стороні валків.