Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Постановка задачи 16
1.1. Концепция контролируемой прокатки 16
1.2. Неравномерность деформации при черновой прокатке с высоким очагом деформации. 19
1.2.1. Литературный обзор по конечно-элементному моделированию процесса прокатки 32
1.2.1.1.Принципы построения конечно-элементных моделей процесса прокатки 33
1.2.1.2.Граничные условия 36
1.3. Литературный обзор по определению величины сопротивления деформации 40
1.3.1. Анализ методов определения величины сопротивления деформации 41
1.3.2. Анализ формул по определению сопротивления деформации 47
1.3.3. Анализ существующих работ по определению сопротивления деформации сталей класса прочности К60 50
1.4. Эксплуатация установки охлаждения на стане-5000
компании ОМК 54
1.4.1. Обзор существующих методов моделирования охлаждения листа на отводящем рольганге 60
1.4.1.1.Коэффициент теплопередачи 61
1.4.1.2.Учет фазовых превращений 64
1.5. Выводы по главе 1 68
ГЛАВА 2. Экспериментальное определение сопротивления деформации стали класса прочности К60 70
2.1. Испытания на установке Gleeble 70
2.2. Определение сопротивления деформации стали класса прочности К60 прокаткой 74
2.2.1. Аппроксимация кривых () 79
2.3. Сравнение экспериментальных данных с промышленными 85
2.4. Выводы по Главе 2 86
ГЛАВА 3. Исследование неравномерности деформаций по толщине полосы на толстолистовом стане-5000 87
3.1. Создание модели прокатки на стане 5000 87
3.1.1. Определение коэффициента трения 89
3.1.2. Определение коэффициента теплопередачи от полосы к валку 91
3.2. Результаты моделирования 92
3.2.1. Температура 95
3.2.2. Распределение эквивалентных деформаций по толщине проката 97
3.2.3. Неравномерность распределения высотных деформаций 99
3.2.4. Оптимизация режимов прокатки на стане-5000 109
3.3. Выводы по Главе 3 113
ГЛАВА 4. Математическое моделирование процесса ускоренного охлаждения листа на стане-5000 115
4.1. Введение 115
4.2. Постановка задачи 116
4.3. Создание модели 118
4.3.1. Решение матричных уравнений 125
4.3.2. Учет граничных условий 126
4.3.3. Учет фазовых превращений 129
4.4. Применение и адаптация модели 130
4.5. Экспериментальное сравнение стратегий с включением коллекторов подряд и через один 135
4.6. Результаты работы 144
4.7. Выводы по Главе 4 145
Общие выводы 147
Список литературы 150
- Литературный обзор по определению величины сопротивления деформации
- Определение сопротивления деформации стали класса прочности К60 прокаткой
- Определение коэффициента теплопередачи от полосы к валку
- Учет граничных условий
Литературный обзор по определению величины сопротивления деформации
В настоящее время, для производства листов из трубных сталей класса прочности К60, используется технология контролируемой прокатки. Особенностью данного метода является способ получения конечных свойств продукции путем управления микроструктурой на разных технологических этапах производства. Существует несколько разновидностей схем контролируемой прокатки, среди которых можно выделить две основные [1]: нормализационная прокатка (черновая стадия прокатки при температуре 980 С, выдержка на воздухе до температуры остановки рекристаллизации, чистовая прокатка, охлаждение (ускоренное или на воздухе)); низкотемпературная прокатка (черновая стадия прокатки при температуре 980 С, выдержка на воздухе до температуры ниже 800С, чистовая прокатка, охлаждение (ускоренное или на воздухе)).
На Рис. 1.1 представлена концепция использования режимов прокатки и охлаждения для получения комплекса свойств, предъявляемых к трубным сталям. Кратко рассмотрим этапы производства и их влияние на конечные свойства листа на примере стана-5000 в г. Выкса, где реализована нормализационная прокатка (первая схема).
Химический состав слябов подбирается с целью обеспечить контроль над рекристаллизацией за счет механизмов выделения карбонитридных фаз. Основными микролегирующими элементами являются Nb, Ті, V. Пример хим. состав сляба для производства стали класса прочности К60 приведен в Таблице 1, который исследовался в данной работе.
Основной целью этапа нагрева сляба в печи является не только получение заданной температуры, но и полное растворение карбонитридов. Это необходимо для обеспечения контроля протекания процессов рекристаллизации. Также необходимо контролировать размер аустенитного зерна, подбирая соответствующую температуру нагрева и время выдержки в печи.
Во время черновой стадии прокатки происходит многократная рекристаллизация аустенитного зерна, что приводит к его измельчению. Следует отметить, что неправильно сформированная в ходе черновой прокатки структура не может быть исправлена в ходе чистовой прокатки [2].
После черновой стадии прокатки осуществляется выдержка сляба на воздухе до температуры остановки рекристаллизации, но выше температуры Ar3.
Во время чистовой стадии прокатки происходит наклеп аустенитного зерна с целью внесения наибольшего возможного количества дефектов в кристаллическую решетку, которые затем послужат центрами рекристаллизации при формировании структуры другого типа.
Ниже приведен типичный режим прокатки листа толщиной 28 мм из стали класса прочности К60 на стане-5000 из сляба с размерами 312 1990 2800 мм (см. Таблицу 2). Температура нагрева сляба - 1150 С.
На этапе ускоренного охлаждения формируется окончательная структура, которая сильно зависит от параметров деформации и температурного режима при предыдущих операциях, скорости охлаждения, а также температур начала и окончания охлаждения.
Таким образом, управление микроструктурой металла является сложной задачей, которая осуществляется во время всего технологического процесса, начиная с нагрева сляба и заканчивая холодной правкой готового листа.
В данной работе особое внимание уделено изучению влияния и оптимизации процессов черновой прокатки и охлаждения листов.
Как уже было отмечено выше, во время черновой прокатки происходит многократная рекристаллизация аустенитного зерна, за счет чего происходит его измельчение [2]. Деформация в зеве валков является причиной появления движущей силы для микроструктурных превращений. Движущей силой для изменений структуры металла, таких как процессы рекристаллизации и статического возврата, являются деформация и скорость деформации, вызванные прокаткой. Для расчета данных параметров необходимо знать взаимосвязь между напряжением течения и степенью деформации, скоростью деформации и температурой.
Поскольку процессы рекристаллизации чувствительны к степени деформации, то распределение данного параметра по толщине полосы в значительной степени определяет конечные свойства проката. Приняв во внимание, что толщина сляба при прокатке на стане-5000 равна 312 мм (т.е. ведется прокатка с высоким очагом деформации), данный вопрос представляется одним из наиболее важных при обеспечении требований по механическим свойствам конечного продукта.
Во многих работах [5, 6, 7 и др.], отмечается сложность определения неравномерности деформации вследствие ее зависимости от многих параметров (степень деформации, температура металла, коэффициент трения, скорость прокатки, хим. состав стали и др.), при этом даются следующие выводы (см. Рис. 1.2):
Деформация по толщине неравномерна, в первых проходах больше деформируются поверхностные слои, в последующих, из-за падения температуры и изменения параметров очага деформации, деформация в центральной зоне полосы возрастает;
Из-за резкого охлаждения поверхности от контакта с валком, поверхностные слои получают меньшую деформацию, в тоже время из-за повышенной температуры и большей деформации, в подповерхностных слоях может начаться динамическая рекристаллизация, что ведет к снижению напряжения течения и еще большей деформации данных слоев;
Изменение коэффициента теплопередачи от полосы к валку приводит к изменению распределения температуры в полосе и изменению положения зоны с максимальной деформацией;
С увеличением скорости прокатки, меняется распределение температуры и деформации. Из-за меньшего времени контакта с валком, при повышении скорости прокатки, снижается неравномерность распределения температуры по толщине, а, значит и неравномерности деформации; При повышении степени деформации, степень неравномерности деформации снижается;
Различие микроструктуры в центральном слое при шести и десяти проходах, показано на рисунках (см. Рис. 1.3).
В работе [5] приводится исследование микроструктуры и кристаллографической ориентации зерен ультра низкоуглеродистых сталей (содержание углерода 0.003%) по толщине проката. Отмечается, что в микроструктуре исследуемых сталей можно выделить три основных слоя (см. Рис. 1.4 слева) по толщине проката: в приповерхностном слое одноосные полигональные ферритные зерна, которые говорят о полной рекристаллизации; на некотором расстоянии от поверхности обнаруживается слой с вытянутыми зернами полигонального феррита, которые говорят о протекании динамической рекристаллизации в данном слое; в центральном слое обнаруживается нерекристаллизованная деформированная структура.
Определение сопротивления деформации стали класса прочности К60 прокаткой
Все приведенные выше работы основаны на определении сопротивления деформации на установке Gleeble либо для определенного класса сталей (Si-Mn, Si-Mn-Nb и т.д.), либо для определения влияния отдельных характеристик сталей (структурный состав, размер зерна, влияние микролегирующих элементов). На практике, применение эмпирических формул зачастую не даёт достаточной точности при вычислении энергосиловых параметров прокатки. Это вызвано, в основном, различиями в химическом составе сталей, исследуемых в работах и на отдельно взятом производстве, поэтому приходится комбинировать результаты, полученные в разных работах, что в свою очередь приводит к большей ошибке.
При производстве листов класса прочности К60, важную роль играет не только режим прокатки, но и их последующее охлаждение [1], [2].
При ускоренном охлаждении (УО), формируется более мелкодисперсная структура, чем при охлаждении на воздухе, что приводит к повышению механических свойств стали (прочность, текучесть, ударная вязкость). Поэтому, при производстве высокопрочных сталей трубного назначения (от К60 и выше) в большинстве случаев используется схема прокатка + УО.
На стане 5000 используется установка ламинарного охлаждения уникальной конструкции, разработанной компанией SMS Siemag. Установка состоит из 9 секций сверху и снизу, в каждой из которой располагаются по 4 коллектора (Рис. 1.19). Каждый коллектор разбивается на две зоны -охлаждения краев и центральной части листа, как представлено на Рис. 1.20. В коллекторах выполнено около 75000 отверстий, служащих форсунками, что позволяет добиться высокой эффективности и равномерности охлаждения.
Для обеспечения равномерности распределения температуры по длине листа, предусмотрена возможность маскирования головы и хвоста листа несколькими способами: регулируемый скоростной профиль, уменьшение Рис. 1.19. Схема УКО расходов воды на голове и хвосте (т.н. отсечка). Для маскировки кромок применяются два способа - маскировка шторками и уменьшение расходов воды на боковых зонах коллекторов. Для того чтобы удалять воду с поверхности листа, после каждой секции располагаются водяные и воздушные сдувы. Верхние коллектора имеют возможность подниматься и опускаться над уровнем листа для увеличения эффективности охлаждения при малых расходах.
Установка может работать в двух режимах - автоматическом и ручном. Отличие двух режимов заключается в принципе управления. При автоматическом режиме работы, всеми параметрами установки (расходы воды, количество включенных коллекторов, скорость транспортировки) управляет модель, при ручном - оператор. Кроме того, при ручном режиме невозможно делать поправку на температуру начала охлаждения (для обеспечения постоянства конечной температуры) и отсутствуют отсечки для маскировки «головы» и «хвоста», так как обеспечение этих функций лежит на модели, которая в данном случае отключена.
Исходя из проведенных опытных и опытно-промышленных прокаток, для получения требуемых свойств некоторых марок сталей, необходимо охлаждать их в установке ускоренного охлаждения с отклонением от заданного значения скорости охлаждения (CR) не более 1-1,5 град/с для получения стабильных механических свойств. Основываясь на результатах прокаток в период пуско-наладки, можно сделать вывод, что модель установки, работающая в режиме «автомат» имеет следующие недостатки: при прокатке малого количества слябов высок риск сильного отклонения от целевого значения, что вызвано долгой адаптацией модели (Рис. 1.21);
Изменение скорости охлаждения при малом количестве листов при прокатке большего количества листов, можно отметить плохое попадание в целевое значение, модель «не стремится» к цели (Рис. 1.22). нестабильность расходов воды в коллекторах (в разных коллекторах разный расход воды). Наблюдается добавление моделью «холостых» коллекторов, работающих на малых расходах, при этом скорость охлаждения получается усредненная.
Также, к недостаткам алгоритма можно отнести следующее: при попадании моделью в целевое значение по конечной температуре охлаждения, скорость охлаждения отклоняется от требуемого значения и наоборот (
Однако, поскольку у специалистов компании ОАО «ВМЗ» не было доступа к кодам модели, обеспечить получение требуемых степени охлаждения и температуры конца охлаждения можно было только при помощи ручного режима до внесения изменений специалистами SMS Siemag (что по времени занимает до полугода). При этом, для каждого нового случая охлаждения листов различной толщины или марки стали, необходимо рассчитывать новые значения управляющих параметров установки охлаждения (расходы воды, скорость транспортировки).
Помимо решения непосредственно производственных задач, технологам необходимо анализировать различные способы охлаждения и выбирать из них наиболее подходящие для данного конкретного случая. Например, при разработке новой технологии, зачастую необходимо знать, способна ли данная установка обеспечить требуемые параметры (скорость охлаждения, температура конца охлаждения) и в случае отрицательного ответа разработать альтернативный способ получения требуемого режима. При этом необходимо знать график температура-время для определения конечной структуры металла (а, следовательно, и конечных свойств) при помощи термо-кинетических диаграмм или других методик. В случае отсутствия проведенных ранее экспериментальных прокаток, получить подобные данные из онлайн модели невозможно.
В связи с вышесказанным, возникла необходимость разработки собственной модели для обеспечения технологии охлаждения в «ручном» режиме. Данный режим позволяет обеспечить постоянную скорость охлаждения листов (в пределах ±0,5-1 С/с) независимо от температуры начала охлаждения и при небольшом отклонении последней от заданной величины -постоянную температуру конца охлаждения. Кроме того, появляется возможность включения коллекторов в требуемом порядке и обеспечивать минимальное (максимальное) значение расходов в коллекторах. 1.4.1. Обзор существующих методов моделирования охлаждения листа на отводящем рольганге
Для расчета значений параметров установки охлаждения используются модели, основанные на методе конечных элементов или конечных разностей. В большинстве случаев рассматривается одномерный случай, так как в условиях производства необходимо максимальное быстродействие [65, 66, 67]. В пользу одномерной задачи говорит также и основное направление теплопроводности в листе – от центра к поверхности, что позволяет пренебречь теплопередачей в других направлениях. При расчете температуры на хвосте/голове листа, необходимо решать двумерную задачу.
При необходимости расчета не только потери температуры вследствие контакта с водой и воздухом, но и для учета изменяющихся свойств материала, а также учета тепла, выделяемого при фазовых превращениях, в рассмотренных работах [65, 66, 67, 69, 70, 71, 83, 85] применялся метод конечных элементов. В данном случае, его преимущество перед методом конечных разностей заключается в возможности решения уравнений МКЭ одновременно, т.е. существует возможность учесть все взаимодействия, имеющие место в системе, с высокой степенью гибкости и точности [86].
Основной проблемой, стоящей перед исследователями при моделировании процесса охлаждения, как и в случае с моделированием процесса прокатки, является определение граничных условий на поверхности охлаждаемого проката. Другой сложной задачей является определение латентного тепла, выделяемого при фазовых превращениях в металле. Подходы, которые применялись различными исследователями для решения данных задач, приведены ниже.
Определение коэффициента теплопередачи от полосы к валку
Для штифтов характерно увеличение высоты с приближением к боковой грани сляба, кроме того наблюдается более обжатая область по середине каждого из штифтов. Для полостей можно наблюдать уменьшение размеров с углублением сечения в тело сляба.
Интересно рассмотреть процесс деформации штифтов и образования полостей в очаге деформации. На Рис. 3.18 приведены различные шаги по времени, во время которых штифты проходили через очаг деформации. Результаты были сходны для всех проходов, поэтому в качестве примера был выбран четвертый проход. Для штифта возле поверхности показаны напряжения по вертикальной оси, для остальных - по горизонтальной, так как
До входа штифта 1 в геометрический очаг деформации, материал вокруг него подвергается сжатию - узлы конечноэлементной сетки движутся строго вниз, при этом ниже левой половины штифта и выше правой образуется небольшие полости. При входе в геометрический очаг деформации, металл подвергается всестороннему сжатию, что приводит к схлопыванию полостей.
Процесс деформации штифта в середине сляба Деформация штифта номер 2 также начинается до входа в геометрический очаг деформации (Рис. 3.19). При пересечении границы изменения знака горизонтальных напряжений и входе в очаг деформации, полость вокруг штифта вытягивается в горизонтальном направлении на величину большую, чем в вертикальном направлении. При этом сам штифт получает преимущественно высотную деформацию. Аналогичная ситуация возникает с правой стороной от штифта. Данное течение металла говорит о возрастающей роли растягивающих напряжений при увеличении глубины рассматриваемого слоя.
Одной из причин необходимости получить равномерную структуру после черновой прокатки могут быть требования по обеспечению ударной вязкости и ИПГ [90, 91]. Рассмотрим ситуацию, когда структура неоднородна по сечению проката. При образовании трещины в большом зерне, энергия упругости будет значительно выше, чем при образовании трещины в мелком зерне и при ее распространении и контакте с более мелким зерном, полученной энергии может хватить для образования трещины в мелком зерне (см. Рис. 3.21). Таким образом, при одинаковом среднем размере зерна, мелкозернистая равномерная структура будет отличаться более низкой температурой перехода от хрупкой к пластической составляющей в изломе, чем при разнозернистой структуре.
Известно [1], что с точки зрения получения мелкозернистой структуры, оптимальной стратегией является большие обжатия в последних проходах. Однако, как показали результаты моделирования, при прокатке по данной стратегии, проработка середины полосы является наихудшей из трех рассмотренных. Очевидно, что оптимальной стратегией прокатки является совмещение двух – т.е. одновременно большие обжатия в первых проходах и последних. Для анализа было проведено моделирование двух случаев – прокатки за 8 проходов, (стратегия со стана-5000 с большими обжатиями в последних проходах / оптимизированная стратегия) и прокатка за 10 проходов (стратегия со стана-5000 с равномерными обжатиями / оптимизированная стратегия). При этом моделируемые случаи соответствовали реальным режимам, используемым на стане. Оптимизация заключалась в выполнении больших обжатий в первых проходах, при этом сохраняя суммарное обжатие и конечные размеры раската.
В Таблицах Таблица 22 и 23 представлены режимы прокатки, а на Рис. 3.23, 3.24 представлено сравнение распределения накопленной деформации по толщине полосы за все проходы, сравнение распределения накопленной деформации после последнего прохода для двух стратегий, а также распределение размера аустенитного зерна по толщине раската. Точки, в которых фиксировались значения, находились на одинаковой относительной глубине во всех проходах (см Рис. 3.22).
В результате видно, что обеспечивая большие обжатия в первых проходах, наблюдается большая равномерность распределения размеров зерен по толщине полосы, однако средний размер зерна больше (для восьми проходов по режиму на стане-5000 - 31,3 мкм, против 35 мкм для оптимизированной стратегии; для десяти проходов - 43,7 против 50,6 мкм). Под равномерностью зерна здесь понимается разность между максимальным и минимальным размерами зерен по толщине полосы. Для восьми проходов по режиму стана-5000 данная разница составила 15,5 мкм, для оптимизированной стратегии -11,3 мкм. Для десяти проходов - 15,9 и 10,7 мкм соответственно.
Причиной этого является отмеченное выше положение максимума накопленной деформации по толщине раската - для случая с большими обжатиями, с каждым проходом, данный максимум располагается глубже, чем при малых обжатиях в первых проходах.
Следует отметить, что для справедливого сравнения обеспечивался одинаковый конечный размер полосы (одинаковое суммарное обжатие), однако на практике всегда есть возможность варьировать конечную толщину промежуточного раската, поэтому разницу в размере зерна можно нивелировать путем задания больших и нарастающих обжатий в последних проходах.
Приводятся значения коэффициентов для задания граничных условий, такие как коэффициент трения и коэффициент теплопередачи, которые подбирались с использованием промышленных данных. Показано, что коэффициент трения изменяется в диапазоне 0,27 - 0,42. Использование коэффициента теплопередачи, равному 20000 кВт/м2 К позволяет добиться близких с промышленными данными значений конечной температуры поверхности листа;
При помощи модели было выполнено моделирование черновой стадии прокатки по трем стратегиям – с большими обжатиями в первых проходах, с равномерными обжатиями и с большими обжатиями в последних проходах. Всего смоделировано 24 прохода с разными параметрами l\Hcp;
На основе моделирования показано, что оптимальной стратегией обжатий является применение больших обжатий в первых проходах в виду более глубокого (по толщине) положения максимальной накопленной деформации – 17,8 мм против 15,2 мм. Кроме того, в середине полосы, величина накопленной деформации наибольшая для трех стратегий – 1,32 мм/мм против 1,28;
Показано, что за счет оптимизации существующих режимов прокатки, можно уменьшить неравномерность распределения размеров зерен по толщине раската на 30%.
Для проверки результатов, получаемых при помощи модели, была смоделирована прокатка сляба с зачеканенными в боковую грань штифтами, расположенными на разной глубине. Результаты моделирования сравнивались с результатами промышленного эксперимента, показана их хорошая сходимость. Максимальное отличие в конечном размере штифтов – 0,6 мм при начальном размере 11 мм;
Учет граничных условий
На основе промышленного эксперимента показано, что верной стратегией охлаждения является включение коллекторов через один, обеспечивая выравнивание температуры по сечению полосы. Для стратегии с включением коллекторов через один, микроструктура получилась более крупнозернистая и с большим содержанием феррита относительно бейнита, однако более равномерная по толщине, чем для стратегии с включением коллекторов подряд, что отразилось и на равномерности механических свойств по толщине. Максимальный разброс значений временного сопротивления для стратегии 1 - 70 МПа, для стратегии 2 - 45 МПа, напряжения течения - 78/51 МПа, относительного удлинения - 4,7/3,8%;
После начала использования разработанной модели, удалось повысить точность расчета конечной температуры и скорости охлаждения листа до ±10С и ±1С/с соответственно. Выход годного с точки зрения соблюдения требований по механическим свойствам был увеличен на 6.1%.
Определена зависимость величины сопротивления деформации от температуры и степени обжатий для стали класса прочности К60, проведено сравнение двух методик определения величины сопротивления деформации на установке Gleeble и на прокатном стане. Обе методики показали практически одинаковые результаты, что говорит о точности полученных данных. Предложена новая формула для аппроксимации данных с установки Gleeble, что по сравнению с традиционной формулой позволило уменьшить максимальную ошибку аппроксимации с 61,9% до 17,7% и среднюю по всем точкам с 8,4% до 5,5%.
В программном комплексе Deform-3D разработана модель черновой прокатки стана-5000, которая позволяет определять температуры, величины деформаций и напряжений по толщине проката. На основе моделирования показано, что оптимальной стратегией обжатий с точки зрения проработки середины раската, является применение больших обжатий в первых проходах ввиду более глубокого (по толщине) положения максимальной накопленной эквивалентной деформации – 17,8 мм против 15,2 мм при толщине раската 112 мм. Кроме того, в середине раската величина накопленной деформации наибольшая для трех стратегий – 1,32 мм/мм против 1,28 для стратегии с большими обжатиями в последних проходах и 1,31 для стратегии с равномерными проходами.
Показано, что обеспечивая большие обжатия в первых проходах, наблюдается большая равномерность распределения размеров рекристаллизованных аустенитных зерен по толщине раската, однако средний размер зерна больше. Для восьми проходов по режиму стана-5000 разница между максимальным и минимальным размером зерна составила 15,5 мкм, для оптимизированной стратегии - 11,3 мкм. Для десяти проходов - 15,9 и 10,7 мкм соответственно. Для восьми проходов по режиму на стане-5000 средний размер зерна составил 31,3 мкм против 35 мкм для оптимизированной стратегии; для десяти проходов - 43,7 против 50,6 мкм.
Для проверки результатов, получаемых при помощи модели, была смоделирована прокатка сляба с зачеканенными в боковую грань штифтами, расположенными на разной глубине. Результаты моделирования сравнивались с результатами промышленного эксперимента, показана их хорошая сходимость. Максимальное отличие в конечном размере штифтов – 0,6 мм при начальном размере 11 мм. Описан процесс образования полостей вокруг зачеканенных в сляб штифтов, результаты которого могут быть использованы при анализе образования внутренних дефектов в слябе.
Разработана модель установки контролируемого охлаждения (УКО), которая была проверена экспериментальным путем и используется на производстве для определения параметров охлаждения (скорость транспортировки, расходы воды и т.д.). Установлена зависимость коэффициента теплопередачи в зависимости от расходов воды с учетом выделения тепла при фазовых превращениях, изменением свойств стали (теплоемкось, теплопроводность), неравномерности начальной температуры раската перед охлаждением, а также с учетом температуры охлаждающей воды.
На основе промышленного эксперимента показано, что верной стратегией охлаждения является включение коллекторов через один, обеспечивающий выравнивание температуры по сечению листа. Для проведения данного эксперимента два сляба из стали класса прочности К60 прокатывались до толщины 40 мм по одинаковым режимам. Затем производилось их охлаждение до одной и той же температуры с одинаковой скоростью охлаждения по режимам, рассчитанным с использованием разработанной модели. Показано, что для стратегии с включением коллекторов через один, микроструктура получилась более крупнозернистая и с большим содержанием феррита относительно бейнита, однако более равномерная по толщине, чем для стратегии с включением коллекторов подряд, что отразилось и на равномерности механических свойств по толщине. Максимальный разброс значений временного сопротивления для стратегии 1 - 70 МПа, для стратегии 2 - 45 МПа, напряжения течения - 78/51 МПа, относительного удлинения -4,7/3,8%.
Использование разработанной модели позволяет повысить точность расчета конечной температуры и скорости охлаждения листа до ±10С и ±1С/с соответственно. Выход годного с точки зрения соблюдения требований по механическим свойствам был увеличен на 6,1%.
