Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Современное состояние вопроса 6
1.1. Факторы, влияющие на технологию нагрева под горячую пластическую деформацию 6
1.2. Влияние окалинообразования при нагреве под прокатку на качество поверхности листа
1.3. Оптимизация производственного цикла прокатного цеха 15
1.4. Постановка задачи исследования 16
Глава 2. Определение влияния окалинообразования при нагреве под прокатку на качество поверхности раската 18
2.1. Методика исследования окалинообразования 18
2.2. Эксперименты по наращиванию окалины 19
2.3. Металлографическое исследование окалины 20
2.3.1. Металлографическое исследование образцов окалины, отделенных от промышленных заготовок 23
2.3.2. Металлографическое исследование образцов окалины, нарощенной на металле в печи, отапливаемой природным газом 29
2.3.3. Металлографическое исследование образцов окалины нарощенной в электропечи 32
2.3.4. Выводы по результатам металлографического исследования 40
2.4. Исследование прочности «горячего» сцепления окалины с металлом... 44
2.5. Исследование прочности сцепления окалины с металлом при комнатной температуре 47
2.6. Послойный рентгеноструктурный анализ окалины 62
2.7. Микрорентгеноспектральный анализ неметаллических включений 65
2.8. Послойный рентгеноспектральный анализ 66
2.9. Анализ результатов влияния окалинообразования при нагреве под прокатку на качество поверхности листа 84
Глава 3. Определение продолжительности нагрева заготовок под прокатку 87
3.1. М етодика расчета температурного состояния заготовок при нагреве под прокатку 87
3.2. Расчет температурного состояния заготовок при нагреве под прокатку 87
3.3. Экспериментальное исследование температурного состояния заготовок при нагреве под прокатку 96
3.4. М атематическая модель определения продолжительности нагрева заготовок под прокатку 103
Глава 4. Промышленные испытания разработанных режимов нагрева металла ... 105
4.1. Влияние режима нагрева на качество поверхности проката из хромоникельмедистой стали 105
4.2. Влияние параметров режима нагрева на расход газа при нафеве под прокатку
4.3. Влияние суточной производительности нагревательных печей на расход энергоносителей по цеху
4.4. Влияние «аритмичного» режима работы прокатного цеха на расход энергоносителей 123
Общие выводы 131
Список литературы 133
Приложения 142
- Влияние окалинообразования при нагреве под прокатку на качество поверхности листа
- Металлографическое исследование образцов окалины, отделенных от промышленных заготовок
- Расчет температурного состояния заготовок при нагреве под прокатку
- Влияние параметров режима нагрева на расход газа при нафеве под прокатку
Введение к работе
Дальнейшее развитие металлургического производства является одним из перспективных направлений научно-технического прогресса в промышленности. Важнейшей задачей на этом пути является изготовление высококачественной продукции по энергосберегающей технологии.
Энергетика и экология находятся в тесной взаимосвязи. В каждом технологическом процессе обработка материальных потоков сопряжена* с потоками энергии. В конце двадцатого века человечество подошло к границе самоуничтожения вследствие гибели окружающей среды, особенно в промышленно развитых регионах. В связи с этим, период гигантомании в промышленности, в первую очередь по экологическим соображениям, заканчивается. В машиностроении двадцать первого века могут найти свою нишу малые металлургические заводы с производственной программой 200...500 тысяч тонн металлопродукции в год [81]. Эти заводы будут решать проблему рационального снабжения металлоемкого машиностроения (судостроение, энергетическое машиностроение и так далее), а также перерабатывать металлолом и вторичные ресурсы в регионах развитого металлоиспользования. Именно к такому типу заводов относится ОАО «Ижорские заводы», включающее в себя металлургический комплекс, продукция которого практически полностью потребляется собственным машиностроительным производством.
Металлургический комплекс предприятия на прокатном переделе расходует до 10 % общего расхода топлива. Истощение природных ресурсов, повышение стоимости их добычи и транспортировки предопределяют устойчивую тенденцию увеличения доли стоимости энергии в себестоимости продукции.
Таким образом, являются актуальным комплексное исследование окалинообразования на углеродистых и низколегированных сталях, позволяющее при экономии энергоресурсов улучшить качество продукции и, тем самым
повысить ее конкурентоспособность, так как стоимость металла составляет до 40 % в себестоимости изделий машиностроительного комплекса.
В этой связи целью работы является - исследование влияния механизма окалинообразования на состояние поверхности проката и оптимизация процессов нагрева при горячей пластической деформации для повышения качества листа и снижения энергоемкости производства.
Способом реализации этой цели является комплексное исследование факторов, влияющих на экономию топливно-энергетических ресурсов и качество продукции.
Хотя технологические, энергетические и организационные аспекты энергоиспользования обсуждаются ниже в сравнительно узких рамках одного отдельно взятого предприятия, основные тенденции их практического использования можно применить на других металлургических предприятиях.
В задачах разработки новых технологических процессов различают две отличающиеся по своей специфике цели:
разработка рациональных с энергетических позиций технологий;
- разработка технологий, повышающих качество изделий.
В каждой из этих двух областей применяется один общий критерий степени совершенства разработки, а именно затраты энергии на единицу продукции, при условии выполнения требований технической документации к качеству изделий.
Для оптимизации процессов нагрева при горячей пластической деформации необходимо сначала рассмотреть технологические факторы, позволяющие учесть качество проката; затем энергетические факторы, позволяющие определить расход энергоресурсов; и, в заключение, организационные факторы, с помощью которых возможно получить максимальный экономический эффект при минимальных затратах.
Влияние окалинообразования при нагреве под прокатку на качество поверхности листа
Скорость реакции газ - металл и развивающегося процесса образования окалины определяется характером слоя, образующегося на поверхности металла. Временная зависимость скорости окисления изучалась впервые Тамманои и, независимо от него, Пиллингом и Бедфорсом [73,103].
При образовании окалины, поглощаемый поверхностью кислород вступает в реакцию с материалом с образованием оксида. Вид покрытия поверхности металла оксидами, их молярный объем, термодинамическая активность оксида, тип решетки слоя окалины и металла определяют дальнейшее развитие слоя окалины. Пористые или отслаивающиеся слои окислов не защищают поверхность металла от воздействия окисляющего газа. Условия образования окалины на поверхности металла в зависимости от времени остаются постоянными. Развитие окисления следует линейному закону: W kx + Const, (1.1.), где: к - константа окисления Таммана. Если образуется плотный, прочно удерживаемый слой окалины, то его дальнейший рост определяется скоростью диффузионных процессов. Устанавливается параболическая зависимость между развитием окисления и временем: W2 = D т + Const, (1.2.), где: Д - коэффициент диффузии. Есть случаи, когда после определенного времени начального окисления дальнейший процесс образования слоя почти останавливается, так что скорость диффузии стремится к нулю [48]. Эти случаи описываются логарифмическим законом роста по формуле: WJ = k1ln[(x/Const) + l ], (1.3.), где: ki - константа. Логарифмический закон наблюдается только при низких температурах и у очень тонких оксидных слоев, называемых пленками оксидов или пленками покрытий, какие могут образоваться, например, на контактах и алюминиевой посуде. Температура нагрева металла
С повышением температуры скорость окисления металлов значительно возрастает, несмотря на уменьшение термодинамической возможности окисления. Увеличение скорости окисления связано с изменением температурного коэффициента диффузии (при значительной толщине слоя окалины). Так как поверхностные реакции относятся к кинетическим процессам, они подчиняются уравнению С.Аррениуса: D=D0exp(-Q,/RT),M2/c (1.4.), где: D0- постоянный коэффициент, м2/с; Q, - энергия активации, Дж/кмоль; R -газовая постоянная (8,3143), Дж/кмоль К; Т - абсолютная температура, К. Установлено [3, 53], что константа скорости окисления изменяется с температурой по экспоненциальному закону, аналогично коэффициенту диффузии: Kw = К0 exp(-Q, / R Т), кг/м2 с0 5 (1.5.), где: К0 - постоянный коэффициент, кг/м2 с0,5.
При выводе уравнения (1.4), как и для уравнения (1.5), предполагается, что элементарный акт диффузии, то есть перемещение структурного элемента из одного положения в кристаллической решетке в другое, возможен, если этот элемент обладает энергией, большей или равной критическому значению Q3 [3].
Особенно интенсивно скорость окисления увеличивается при температурах выше 900 С. Для w содержание углерода в стали на скорость ее окисления рассматривается в ряде работ [50, 73, 83]. В них отмечается, что с повышением содержания углерода в углеродистых и легированных сталях скорость окисления замедляется. По данным В.Ф. Копытова, этот процесс становится особенно заметен после того, как концентрация углерода в стали превысит 0,5 % [50].
Легирующие элементы и другие примеси, входящие в состав стали, по их воздействию на окалинообразование могут быть разделены на три группы: 1) сера, фосфор, никель и марганец - не оказывают значительного влияния на процесс окисления; 2) титан, медь, кобальт и бериллий - заметно уменьшают его; 3) хром, алюминий и кремний - замедляют окисление особенно сильно. Устойчивость сталей с повышенным содержанием элементов третьей группы против окисления объясняется образованием на поверхности металла защитной пленки окислов легирующих элементов (Сг203, А1203, Si02 и других), которые возникают легче окислов железа вследствие большего сродства кислороду соответствующих легирующих элементов. Эти окислы, как правило, обладают хорошим механическим сцеплением, плотностью, отсутствием объемных изменений, существенно отличных от металла, низкой электропроводностью и незначительной газовой проницаемостью [50]. При окислении легированой стали также образуются сложные окислы легирующего компонента и основного металла в виде шпинели. В отличие от вюстита, обладающего дефектной решеткой, у шпинелей более плотная упаковка, меньше параметр решетки и отсутствуют вакансии, что значительно затрудняет диффузию металла и кислорода [3].
Наибольшую стойкость против окисления при высоких температурах придает сталям одновременное легирование несколькими элементами третьей группы и, особенно, в присутствии хрома [83]. Состояние поверхностных слоев заготовок Предварительная обработка поверхности стали до различной степени шероховатости оказывает влияние на скорость окалинообразования в основном на начальных стадиях процесса, так как на этих стадиях окисление является, по сути, поверхностным процессом. В этом случае увеличение шероховатости ведет к возрастанию скорости окисления. Это может быть вызвано как изменением энергии активации (вершина шероховатости активизирует поверхностные процессы и величина энергии активации уменьшается), так и худшей сохранностью защитных пленок на неровных поверхностях [53].
Металлографическое исследование образцов окалины, отделенных от промышленных заготовок
Для определения микроструктуры печной окалины, образующейся на поверхности заготовок из стали марки 10ХН2МД, изготавливали образцы из окалины, отделенной от промышленных заготовок непосредственно после нагрева в печи под прокатку.
Нагрев слябов осуществляли в пламенных печах, отапливаемых природным газом, по следующему режиму: посадка (650...700С), выдержка в1 час, подъем до 1000С, выдержка 2 часа, подъем до 1100С, выдержка 2 часа, подъем до 1200С, выдержка 2 часа, подъем до 1250С, выдержка 1 час.
Отделившиеся куски окалины заливали сплавом By да и полировали по плоскости, нормальной к свободной поверхности и травили в 10 % -ном спиртовом растворе соляной кислоты [37].
Структуру образцов фотографировали на приборе NEOPHOT 21 при 50 кратном увеличении и рассматривали на микроскопе МИМ-7 при 100 кратном увеличении.
На снимках структуры окалины, полученной при охлаждении на воздухе хорошо различимы слои фазовых составляющих окалины. Первичная идентификация фазовых составляющих окалины осуществлялась по их окраске на микроскопе МИМ-7.
На образце окалины, отделенной от литого сляба из стали марки 10ХН2МД, окисленного в атмосфере печи, отапливаемой природным газом с коэффициентом избытка воздуха 1,4...1,5, наблюдается со стороны линии раздела окалина-газ светлый слой гематита (Fe203) толщиной 230 мки (си. рис. 2.2.).
Затеи идет более темный слой магнетита (Fe 304) толщиной 1650 мки, содержащий три подслоя. Ближе к печной атмосфере слой толщиной 100 икм с мелкими включениями гематита размером 5 мкм. Далее слой толщиной 500 мкм с более крупными включениями гематита размером до 150 мки.
Далее наблюдается слой вюстита (FeO) толщиной 400 мкм с наследственной зернистой структурой, кристаллографически ориентированной вдоль слоя. Затем виден более светлый слой вторичного магнетита (Fe304) толщиной 1300 мкм, образовавшегося в результате медленного охлаждения вюстита. В нем различимы три подслоя: - ближе к печной атмосфере подслой толщиной 300 мкм с поперечными трещинами, некоторые из которых выходят на поверхность; - средний, толщиной 500 мкм, насыщенный порами размером доходящими до толщины подслоя; - подслой толщиной 500 мкм, состоящий из матрицы вюстита, с вкраплениями вторичного магнетита и мелких зерен альфа железа размером 3 мкм.
На образце окалины, полученной при нагреве катанного сляба из стали марки 10ХН2МД в атмосфере печи отапливаемой природным газом с коэффициентом избытка воздуха 1,1...1,15, наблюдается при 500-ном увеличении со стороны линии раздела окалина-газ светлый слой гематита (Fe203) толщиной 200 мкм (см. рис. 2.3). Этот слой пронизан на всю толщину трещинами, заканчивающимися у границы с магнетитом.
Затем виден более темный слой магнетита толщиной 1000 мкм с мелкими светлыми вкраплениями гематита размером до 40 мкм. В нем изредка встречаются пустоты размером до 500 мкм.
Далее наблюдается более светлый слой вюстита толщиной 1100 мкм с мелкими вкраплениями гематита размером до 3 мкм. В этом слое также встречаются пустоты размером до 500 мкм.
Затем виден слой вторичного магнетита толщиной 1400 мкм с цепочками пор размером до 700 мкм. В нем наблюдаются два подслоя толщиной по 750 мкм каждый. В ближайшем к металлу подслое видны мелкие включения альфа железа размером до 15 мкм. В обоих подслоях заметны фрагменты наследственной крупнозернистой структуры. Следует отметить, что разлом
Рыс. 2.3. Микроструктура окалины, отделенной от сляба из стали марки 10ХН2МД (нарощена в печи, отапливаемой природным газом, с коэффициентом избытка воздуха 1,10 (х50)). окалины прошел по цепочке пор во вторичном магнетите. Окалина данного образца более насыщена порами чем у предыдущего, особенно рыхлый слой вторичного магнетита у границы разлома.
На образце окалины, полученной при нагреве подката из литого сляба стали марки 10ХН2МД в атмосфере печи отапливаемой природным газом с коэффициентом избытка воздуха 1,1...1,15, наблюдается со стороны линии раздела окалина-газ светлый слой гематита (Fe203) толщиной 150 мкм (см. рис. 2.4.). Весь слой пронизан на всю толщину порами, уходящими в магнетитовый слой.
Далее виден более темный магнетитовый слой толщиной 1000 мкм с мелкими светлыми вкраплениями альфа железа размером до 3 мкм. Этот слой содержит два подслоя. Ближе к окисляющей атмосфере подслой шириной 300 мкм с вытянутыми пустотами, расположенными перпендикулярно линии раздела окалина-металл, которые являются завершением пустот гематитового слоя. По краям пустот заметна светлая линия окантовки из гематита. Другой подслой толщиной 700 мкм состоит из магнетита с мелкими вкраплениями гематита и редкими пустотами размером до 200 мкм.
Затем виден слой вюстита толщиной 200 мкм с мелкими вкраплениями магнетита размером до 3 мкм. Далее наблюдается слой вторичного магнетита толщиной 550 мкм с цепочками пор. Особенно выделяется почти сплошная полоса пор на границе слоев вюстит-вторичный магнетит толщиной 100 мкм. У границы разлома видна полоса толщиной 150 мкм с цепочками мелких пор размером до 20 мкм и мелкими вкраплениями альфа железа размером до 3 мкм, по одной из таких цепочек скорее всего и прошел разлом.
Таким образом, в результате металлографического анализа отделенных от металла образцов промышленной окалины были идентифицированны составляющие фаз, положение границ их раздела, наличие пористости.
Расчет температурного состояния заготовок при нагреве под прокатку
Для выполнения расчета были определены условия однозначности теплового процесса. Эти условия включают: геометрические размеры и теплофизические свойства заготовок; физические свойства среды вместе с зависимостями их от параметров процесса; начальные условия, характеризующие состояние объекта в начальный момент времени и граничные условия, описывающие характер теплообмена на границах обьекта[35].
Исследование теплофизических свойств в заготовках, нагреваемых перед прокаткой достаточно полно освещено в работах [71, 72, 96]. В этих работах показано, что теплофизические характеристики для углеродистых и низколегированных марок сталей можно принимать близкими по значению при математическом моделировании температурных полей в слитках и заготовках при их нагреве под прокатку [71]. Так, например, анизотропия теплофизических свойств, которая объясняется неоднородностью химического состава стали по объему, а также макродефектами. Следует иметь в виду и то, что почти полностью отсутствуют сведения для сталей в литом состоянии и в зависимости от способа выплавки.
В расчете использовались теплофизические характеристики (теплоемкость, теплопроводность, температуропроводность), зависящие от температуры, для Ст.20 (ГОСТ 380-88) [72].
В расчете были заданы граничные условия третьего рода: изменение температуры окружающей среды (нагревательной печи) и характер теплообмена между поверхностью тела и окружающей средой.
Все расчеты процессов нагрева заготовок в печи проводились при СПсч=3,84 Вт/м -С , который соответствует средней загрузке существующих нагревательных печей в прокатном цехе АООТ "Ижорские заводы". Коэффициент теплоотдачи при расчете конвективного теплообмена был принят 10% от коэффициента лучистого теплообмена на поверхности стопы заготовок и 20% в зазоре между слитками [26, 35].
Расчет выполнялся в двухмерной системе координат. Нагрев от торцевых поверхностей не учитывался, так как они отстоят от центра заготовки на достаточно большом расстоянии и практически не влияют на изменение температуры в теплоинерционном сечении [35].
В результате расчета были получены зависимости времени нагрева стоп, скомпонованных из слитков, от скорости нагрева, представленные на рис.3.1.
На втором этапе расчета было определено температурное состояние стоп, состоящих из брам и ряскаток, нагреваемых в печах прокатного цеха.
На основании полученных данных были рассчитаны зависимости времени выдержки при нагреве заготовок (слитков, раскаток, брам) под прокатку от ширины и высоты стопы для различных скоростей нагрева (см. рис.3.2, 3.3, 3.4).
Экспериментальное исследование было проведено в камерных нагревательных печах прокатного цеха АООТ "Ижорские заводы" с размерами рабочего пространства 4,8 х 9...12 х 3,6 м [43, 44]. Исследования проводились на слитках массой 5...10 тонн из Ст.З (ГОСТ 380 88).
При выполнении экспериментов выполнялось термометрирование с использованием гибких хромель-алюмелевых термопар в фарфоровых бусах. Эти термопары являются наиболее стойкими из всех "неблагородных" термопар и могут длительно (1000 часов) применяться при температурах до 1050 С [57].
Контрольная термопара устанавливалась в специально засверленное отверстие в центре слитка массой 10 тонн на глубине 300 мм, что составляет половину его толщины. Для обеспечения контакта в отверстие засыпалась оловянная стружка. В местах касания со слитками и подиной термопара покрывалась огнеупорной изоляцией. Во всех экспериментах на слиток массой Юте контрольной термопарой укладывали два пятитонных слитка, остальные стопы состояли из четырех пятитонных слитков.
Показания термопар (слитка и сводовых) фиксировались на регистрирующим самопишущим прибором ЭПП - 09.
Первые три эксперимента были выполнены в камерной нагревательной печи с площадью пода 57,6 м2 , оборудованной 16 горелками типа ГМР - 100, расположенными по 8 с каждой боковой стороны в два ряда. Опытные слитки из стали марки Ст.З в количестве 35 штук были уложены на подине в 9 стоп. Общая масса садки составила 180 тонн, напряженность подины при этом была 3,1 т/м2 .
Следующие три эксперимента были выполнены в камерной нагревательной печи с площадью пода 43,2 м2 , оборудованной 12 горелками: шестью ГМР - 150 и шестью ГМР - 100, расположенными по 6 с каждой боковой стороны в два ряда. Опытные слитки из стали марки Ст.З в количестве 29 штук были уложены на подине в 8 стоп. Общая масса садки составила 160 тонн, напряженность подины при этом была 3,7 т/м2 .
Влияние параметров режима нагрева на расход газа при нафеве под прокатку
С целью разработки организационных мероприятий, повышающих рентабельность производства, был проанализирован расход энергоносителей по прокатному цеху. Зависимость расхода природного газа от параметров режима нагрева оценивалась методами пассивного эксперимента - регрессионным и корреляционным анализами с помощью пакета программ «Статистический анализ данных в Excel-7 для Windows 95» [2, 25, 59, 69].
Оценка тесноты или силы связи между величинами осуществлялась методами корреляционного анализа. Количественной мерой, учитывающей закономерную (стохастическую) долю колебаний, являлся коэффициент корреляции.
Коэффициент корреляции не использовался для оценки технологической важности фактора. Его величина указывала только на тесноту связи между переменными, а знак - на характер влияния. Так как коэффициент корреляции рассчитывался по ограниченному количеству данных - выборке генеральной совокупности, то он всегда содержал ошибку.
Следовательно, связь между анализируемыми факторами является статистически неслучайной.
Таким образом, на удельный расход газа на нагревательных печах влияют в первую очередь следующие факторы (в порядке убывания по степени значимости): продолжительность выдержки, скорость нагрева, масса садки, температура посадки. Коэффициент расхода воздуха и температура выдержки влияют так же, как и неучтенные факторы.
Полученные зависимости удельного расхода газа от скорости нагрева садки позволяют сделать вывод о том, что с точки зрения энергосбережения наиболее эффективным из исследованных является режим нагрева со скоростью 40 С/ч (см. рис. 43.).
Для оценки влияния продолжительности режима нагрева на расход газа на нагревательной печи были определены: среднечасовой расход газа за режим (682 м"/ч), расход на подъеме температуры (759,9 м 1ч), на выдержке (513,8 м3/ч) (см. табл. 4.3).
В результате проведенного анализа можно сделать следующие выводы.
1. Получена математическая модель определения удельного расхода газа на нагревательной печи в виде уравнения линейной регрессии.
2. На удельный расход природного газа на нагревательных печах влияют в первую очередь следующие технологические факторы (в порядке убывания по степени значимости): продолжительность выдержки, скорость нагрева, масса садки, температура посадки.
3. Проведенная проверка нуль-гипотезы о статистической значимости генерального коэффициента корреляции показала, что связь между анализируемыми факторами является статистически неслучайной.
4. Оценено влияние изменения продолжительности режима нагрева на среднечасовой расход газа.
Для оценки влияния массы садки и суточной производительности нагревательных печей на общецеховой расход газа был проведен анализ расхода газа на печах термического участка и в целом по цеху, а также выдача металла из нагревательных печей [36]. Общецеховой расход природного газа складывался из его потребления нагревательными, термическими печами, при резке,и зачистке металла (см. табл. 4.4.). В результате было получено уравнение множественной линейной регрессии для суточного общецехового расхода газа.
Для второго коэффициента регрессии найдено экспериментальное значение критерия Стьюдента 1Ъ2 = 3,60 , следовательно, второй коэффициент регрессии статистически значим. Следовательно, на общецеховой расход газа существенно влияет выдача металла из нагревательных печей (и, следовательно, расход газа на нагревательных печах), а расход газа на блоке термических печей влияет также как и неучтенные факторы (расход газа на резку).
«Горячий» простой нагревательных печей при температуре 650...700 С и выдержка при этой температуре в ожидании прибытия металла, для формирования полновесной садки, составили 52 % рабочего времени печей (рис.4.4). Время выработки составило 8 % от времени работы нагревательных печей и 32 % от времени работы стана, то есть 68 % рабочего времени главный привод стана, насос гидросбива и другое оборудование работали на «холостом» ходу. На термических печах непосредственно режим противофлокенной обработки (ПФО) занимал 14,7 % от месячного фонда работы всех печей, в то время как накопление металла для полновесной садки составляло 33 % рабочего времени (рис.4.5). От времени работы горелок продолжительность копежа составила 69 % (рис.4.6.).
