Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Современное состояние технологии производства катанки и пути повышения ее эффективности 7
1.1. Анализ технологических особенностей производства высокоуглеродистой катанки 7
1.2. Существующие методы математического моделирования НДС металла при прокатке 14
1.3. Влияние температурно-деформационных параметров обработки на структуру стали и методы его исследования 21
1.4. Моделирование структурообразования при горячей прокатке и последеформационном охлаждении стали 28
1.5. Постановка задач исследования 36
Глава 2. Экспериментальное исследование влияния процесса деформации па параметры аустенит-перлитного превращения и морфологию образующейся структуры 38
2.1. Материал и методика исследований 38
2.2. Влияние параметров деформации на кинетику аустенит перлитного превращения 43
2.3. Изменение морфологии эвтектоидных структур в динамических условиях 48
Глава 3. Расчетное исследование влияния температуры прокатки на напряженно-деформированное состояние (НДС) полосы при горячей сортовой прокатке 59
3.1. Формулировка математической модели трехмерного НДС в очагах
деформации при сортовой прокатке 59
3.2. Методика выполнения вычислительных экспериментов 64
3.3. Исследование влияния температуры прокатки на НДС полосы 66
3.4. Анализ изменения силовых параметров прокатки 80
Глава 4. Моделирование процессов структурообразования при охлаждении катанки 86
4.1. Формулировка модели 86
4.2. Проверка адекватности модели 90
4.3. Модельные расчеты 92
4.3.1. Превращение в изотермических условиях 92
4.3.2. Превращение при непрерывном охлаждении 96
4.3.3. Превращение после предварительной деформации 99
4.3.4. Моделирование процессов формирования структуры при охлаждении катанки 100
Глава 5. Совершенствование технологии производства катанки на стане 300 №3 ОАО «ММК» 104
5.1. Разработка мероприятий по обеспечению регулирования температурного режима прокатки в чистовом блоке стана 104
5.2. Выбор рациональных траекторий охлаждения при производстве сорбитизированной катанки 109
5.3. Разработка рекомендаций по использованию междеформационного охлаждения для повышения потребительских свойств сортового проката 117
Выводы 120
Заключение 122
Список использованных источников 125
- Существующие методы математического моделирования НДС металла при прокатке
- Влияние параметров деформации на кинетику аустенит перлитного превращения
- Методика выполнения вычислительных экспериментов
- Проверка адекватности модели
Введение к работе
Стабильная потребность мирового и внутреннего рынка в катанке и возрастающая конкуренция среди ее производителей определяет развитие технологии производства этого вида проката.
Одно из основных требований потребителей заключается в формировании в катанке комплекса свойств обеспечивающих минимальные затраты при ее дальнейшей переработке.
Эффективность метизного производства, наряду с такими факторами как масса бунта, качество поверхности и точность геометрических размеров катанки, во многом определяется структурным состоянием металла.
Эффективным инструментом воздействия на формирование структуры и свойств стали является целенаправленная горячая деформация в сочетании с контролируемым охлаждением. Поэтому использование резервов повышения качества продукции за счет совершенствования температурно-деформационных режимов прокатки, становится одной из важнейших задач стоящих перед производителями проката.
Известно, что горячая деформация аустенита с контролируемым темпера-турно-деформационным режимом и последующее регламентированное охлаждение проката является одним из наиболее эффективных способов повышения свойств проката. Разработаны и активно используются многочисленные схемы термомеханической обработки (ТМО) проката. Положительный эффект от их реализации может быть получен как при образовании структур мартенситного типа, так и при бейнитном и перлитном превращениях.
При производстве высокоуглеродистой катанки большой интерес представляют схема ТМО с получением структуры перлита, основанная на пластической деформации стали в аустенитном состоянии и последующем изотермическом превращении аустенита в перлитной области (ВТМизО). Положительный эффект применения данного вида обработки основан на измельчении колоний и субколоний перлита, что приводит к повышению важнейших механических
свойств проката (ударной вязкости, трещиностойкости и температуры хладноломкости). Однако определение рациональных режимов данного технологического процесса и его промышленное освоение по-прежнему вызывают значительные трудности. Они связаны с необходимостью учета сложного влияния температуры деформации на процесс формоизменения раската, энергосиловые параметры прокатки и структурообразование в процессе последеформационно-го охлаждения.
Решение этой проблемы возможно только при комплексном анализе процессов формоизменения и структурообразования в ходе прокатки и охлаждения стали. Причем для всестороннего ее рассмотрения необходимы как глубокие теоретические, так и экспериментальные исследования данных процессов.
Данная работа направлена на анализ и комплексное решение основных технологических проблем связанных с прокаткой стали при пониженных температурах. Она включает в себя исследование влияние температуры прокатки на напряженно-деформированое состояние (НДС) проката, энергосиловые параметры прокатки и формирование структуры стали.
Выбор в качестве материала исследований высокоуглеродистых сталей определялся во первых, высоким спросом на продукцию выпускаемую из данного класса сталей и повышенными требованиями к ее качеству, во вторых недостаточной изученностью влияния режимов горячей деформации на формирование структуры и свойств сталей в процессе перлитного превращения.
Существующие методы математического моделирования НДС металла при прокатке
Технологические параметры при сортовой прокатке: усилие, уширение, моменты мощность прокатки и др. зависят от температурного режима прокатки. При внесении изменений в температурный режим прокатки необходима предварительная оценка влияния температуры металла на перечисленные параметры.
Начиная с 60-х годов XX века, как в нашей стране, так и за рубежом активно проводились теоретические и практические исследования процесса деформирования металла в многовалковых калибрах.
Значительный вклад в понимание закономерностей данного процесса был внесен представителями отечественной научной школы. Следует отметить труды Смирнова В.К., Никифорова Б.А., Полякова М.Г., Гуна Г.С., Бояршино-ваМ.И. [15-22].
Современное состояние методологии расчета параметров формоизменения и вычислительной техники открывают перед исследователем широкие возможности при выборе метода решения поставленной задачи. Определение НДС металла в зависимости от изменения технологических факторов (температуры прокатки, марки стали и т.д.) проводится путем решения задач теории пластичности для данной системы калибров с учетом конкретных граничных условий.
Сравнительно простые инженерные методы, такие как метод описанных прямоугольников Бахтинова Б.П. [23], приведенной полосы [24], приведенных сечений Мутьева М.С. [25], соответственной полосы Головина А.Ф., Смирнова B.C., Григорьева А.К. [26], и метод эквивалентных сечений [27, 28], пригодны в основном для приблизительной оценки параметров деформации. Они не позволяют в полной мере учесть особенности влияния элементов калибра на параметры формоизменения в силу приведения полосы к прямоугольному сечению.
Для отыскания параметров формоизменения и приближения моделирования к реальному процессу возникает необходимость описания трехмерной деформации металла в калибрах. Причем при решении многих задач необходимо комплексное решение определения параметров формоизменения и энергосиловых параметров деформации.
Более точное решение обеспечивают методы, основанные на использовании законов механики деформируемого тела (сплошной среды) [29]. С помощью этих методов успешно решены многие практически важные задачи ОМД. Так Чекмарев А.П., Зайков М.А., Динник А.А., Зайцев М.П. и др., используя метод решения упрошенных дифференциальных уравнений, получили формулы для определения среднего давления при прокатке в калибрах простой формы.
Выдрин В.Н., Барков Л.А. и др. на основе использования закона сохранения энергии определили при известном формоизменении опережение металла, среднее давление и мощность деформации при прокатке в калибрах различной формы. Клименко В.М. успешно применял метод интегральных работ для определения среднего давления при прокатке в ящичных калибрах.
Дукмасовым В.Г, Выдриным В.Н., Тищенко О.И. [30] для отдельных систем калибров разработана методика расчета параметров формоизменения при колебаниях технологических параметров прокатки.
Методы определение параметров формоизменения полосы на основе вариационного подхода, позволяют рассчитывать формоизменение и энергосиловые параметры в любых типах калибров. Применение вариационных методов описано в работах Смирнова В.К., Шилова В.А., Воронцова В.К, Гуна Г.Я. [31-36].
Тарновский И.Я, Позднеев А.А. и Зыков Ю.С. использовали вариационный принцип минимума полной мощности для решения задачи определения ушире-ния при прокатке в калибрах простой формы.
Теоретическому исследованию прокатки в калибрах простой формы с использованием вариационных принципов посвящены также работы Клименко В.М., Баллона Д.И., Бровмана М.Я..
Заслуживает внимания структурно-матричный подход к описанию формоизменения металла в калибрах разработанный на кафедре ОМД МГТУ [37 -40]. Метод основан на аппроксимации контуров плоских сечений многомерными векторами. К основным достоинствам метода можно отнести простоту математического описания и моделирование формоизменения с учетом колебания технологических параметров прокатки в реальном масштабе времени. Однако этот сравнительно новый метод нуждается в дальнейшем развитии и уточнении.
В настоящее время перед исследователем стоят задачи определения полей напряжений, деформаций, скоростей деформаций и тд. К наиболее перспективным методам решения таких задач большинство исследователей относят конечно-разностные и вариационно-сеточные методы [41]. Эти методы трактуются как методы модификации прямых вариационных методов [41 - 44].
Основная идея метода конечных элементов состоит в том, что любую непрерывную функцию можно аппроксимировать дискретной моделью [43, 45 -50]. Эта модель строится на множестве кусочно-непрерывных функций, определенных на конечном числе подобластей (конечных элементов). Конечный элемент - это некоторым образом выделенная подобласть в области определения искомой функции. Объединение всех конечных элементов дает область определения функции. В отличие от метода конечных разностей, аппроксимация, положенная в основу метода конечных элементов, имеет ярко выраженную физическую природу, что дает возможность широкого обобщения и позволяет вести прямой контроль за поведением тела в процессе счета [51].
Степень приближения моделирования к реальному процессу во многом определяется выбором формы элементов и характером функции смещения. Проведение этих операций является творческим процессом и, как отмечается в [52], во многих практически важных случаях зависит от изобретательности исследователя,В задачах теории упругости и пластичности искомыми являются непрерывные функции координат точек тела - компоненты перемещений, деформаций или напряжений.
Методика проведения исследований формоизменения методом конечных элементов подробно рассмотрена в [53 - 54].
Для решения задач теории упругости построено большое количество алгоритмов и программных комплексов, основанных на применении метода конечных элементов и использующих разбиение сложной области соответственно на треугольные и тетраидальные конечные элементы [43, 45, 55]. Известно, что эти элементы являются наиболее эффективными при реализации метода на ЭВМ с точки зрения снижения затрат машинного времени. Наиболее существенную экономию они дают при решении нелинейных задач [44].
В общем случае система уравнений, описывающая сложные процессы нелинейного (пластического) деформирования в задачах обработки металлов давлением, состоит из уравнений движения или равновесия, соотношений Коши, связывающих деформации и перемещения, нелинейных соотношений типа о- = Ф{є,є), связывающих напряжения и деформации. При этом обычно принимается гипотеза о несжимаемости среды в неупругой области. Граничные условия задаются в перемещениях, напряжениях или смешанного типа.
По аналогии с решениями задач об упругом деформировании сжимаемых сред в этом случае стали применяться треугольные и тетраидальные конечные элементы [56].
Метод жестко-пластических или вязко-пластических конечных элементов широко используется для моделирования таких процессов ОМД как прессование, экструзия, прокатка, волочение и т.д. В этом методе предполагается, что материал деформируется только пластически. Упругой деформацией пренебрегают. Напряжения находятся в не зависимости от напряжений на предыдущем
Влияние параметров деформации на кинетику аустенит перлитного превращения
Для оценки влияния деформации на кинетику аустенит-перлитного превращения были построены кривые изотермического распада переохлажденного ау-стенита при температуре 650 С после деформации по различным температур-но-деформационным режимам (табл. 2.2) и после охлаждения в статических условиях (рис. 2.4 - 2.7).
Полученные данные подтверждают утверждение авторов [83 - 85] о значительном росте скорости перлитного превращения в деформированном аустени-те. Скорость превращения увеличивается с понижением температуры деформации. Так деформация при температурах 850 - 900 С практически не влияет на скорость превращения, во всем исследуемом интервале степени деформации.
Поскольку точное определение начального и конечного моментов превращения связано со значительными трудностями, для характеристики влияния параметров деформации на инкубационный период и общую продолжительность превращения были построены зависимости времени распада 10, 50 и 90 % ау-стенита от температуры и степени деформации образцов в процессе изотермической выдержки при температуре 650 С (Рис. 2.8 - 2.10). Их анализ позволяет заключить, что при повышении степени и уменьшении температуры деформации происходит значительное уменьшение, как инкубационного периода, так и общей продолжительности превращения.
Понижение температуры деформации приводит к резкому ускорению превращения. Распад аустенита в образцах деформированных при температуре 700 С происходит в 2 (е= 2,6) и 1,7 (6= 0,35) раза быстрее, чем в статических условиях.
Повышение степени деформации также увеличивает скорость превращения. Причем при понижении температуры деформации влияние степени деформации на скорость превращения усиливается. Так при температуре деформации 650 С повышение степени деформации с 0,35 до 2,6 вызывает уменьшение времени превращения по сравнению со статическими условиями в 1,75 раза, а при температуре деформации 800 С в 1,1 раза [117].
Изменение структурного состояния образцов в процессе распада аустенита в статических условиях при температуре 650 С представлено на рис. 2.11 - 2.13.
Зародившиеся в начальный момент времени перлитные колонии (рис. 2.11) при увеличении длительности выдержки приводит к укрупнению колоний за счет быстрой миграции межфазных границ в поглощаемую аустенитную матрицу (рис. 2.11, 2.12). Рис. 2.14. Изменение структурного состояния образцов при увеличении длительности выдержки: а) выдержка 75 с; б) выдержка 90 с
В отличие от статического случая, при распаде после предварительной деформации наблюдается преимущественное зарождение перлитных колоний на границах аустенитных зерен, приводящее к окаймлению границ. Сетка перлитных колоний, расположенная по границам зерен аустенита, представлена на рис. 2.15.
На рис. 2.16 можно заметить, что в результате обезуглероживания рассматриваемой области границы бывших аустенитных зерен декорированы цепочками мелких зернышек феррита. При этом положение цепочек ферритных зерен совпадает с сеткой первых колоний перлита, что подтверждает факт зарождения перлита на аустенитных границах. Колонии перлита представляют собой сфероиды неправильной формы, которые при увеличении длительности выдержки растут, быстро поглощая аустенитное зерно и сталкиваются друг с другом. При увеличении длительности выдержки на границе раздела перлит-аустенит появляются зерна второго поколения перлита, которые затем растут совместно с первичными колониями. На рис. 2.17 зерна второго поколения указаны стрелками.
Методика выполнения вычислительных экспериментов
Вычислительные эксперименты проводили для случая горячей прокатки в чистовом десятиклетевом блоке мелкосортного стана 290 фирмы «Кокс».
В качестве исходных данных задавали: размеры и форму калибров на валках и их расположение в пространстве; размеры и форму поперечного сечения исходной заготовки; скорости вращения рабочих валков; показатель трения, входящий в закон трения по Зибелю; механические свойства прокатываемой стали заданной марки в виде зависимостей истинного предела текучести от скорости деформаций при определенных температурных условиях и интенсивности деформаций; заднее и переднее удельные натяжения в случае непрерывной прокатки; распределение температуры по объему исходной заготовки.
Поскольку одна из основных целей расчета заключалась в оценке реализуемости прокатки высокоуглеродистых сталей на стане 300 №3 при пониженных температурах, в качестве прокатываемого материала была выбрана сталь 80. Химический состав стали представлен в табл. 3.1.
Расчет проводился для существующей калибровки валков при прокатке катанки диаметром 6,5 мм. Исходная заготовка - шестигранник с высотой 14,14 мм. Окружная скорость валков первой клети - 9,36 м/с. Размеры калибровпредставлены в табл. 3.2. Исходная заготовка и раскаты задавались в каждый калибр соосно с ним.
На основании результатов расчета в первой клети формировали исходные данные для расчета во второй и т.д.Для каждой клети чистового блока определяли форму и размеры поперечных сечений на выходе из клети, усилия и моменты прокатки. Кроме того, для всех клетей рассчитывались поля интенсивностей деформаций, скоростей деформаций, напряжений, скоростей и перемещений.
Для удобства анализа поля интенсивностей тензорных величин представлялись в виде их распределения по длине очага деформации в характерных точках сечения. Расположение характерных точек по сечению полосы показано на рис. 3.1.Точка 1 представляет собой геометрический центр деформируемого сечения. Точки 2, 3, 4 и 8, 9 лежат на осях симметрии, причем точки 4 и 8 одновременно принадлежат граничному контуру (8 - свободной, а 4 - контактной поверхно 66стям). Точки 5-7 также принадлежат граничному контуру, переходя от контактного участка (5 - 6) к свободному (7).
Проверка адекватности описанной модели была проведена с помощью сравнения площадей и форм поперечных сечений недокатов с расчетными данными, полученными в ходе моделирования процесса прокатки. Проверка была проведена для случая прокатки катанки из стали 45 диаметрами 6,0 и 6,5 мм. Сравнение показало, что отклонения расчетных значений составляют не более 3,5 % [121].Исследование проводилось для двух температурных режимов прокатки в чистовом блоке стана 300 №3 ОАО «ММК» (табл. 3.1). Первый режим с температурой начала прокатки в чистовом блоке 950С соответствовал традиционному. Температура начала чистовой прокатки по второму режиму была снижена до 820 С. Согласно результатам пластометрических исследований (см. п. 2.3.) это минимальное снижение температуры позволяющее достичь заметного измель чения зерна аустенита. Заданное изменение температуры раската в чистовом блоке основано на данных фирмы «Кокс».
Результаты расчета формоизменения раската на примере второй клети представлены на рис. 3.2.На рис. 3.2 показано изменение размеров поперечного сечения раската во второй клети чистового блока. Результаты расчета формоизменения в остальных клетях блока приведены в приложении 1. На данных рисунках показано конечное положение средней точки контура свободной поверхности относительно центра трехвалкового калибра. Это позволяет легко найти соответствующую результирующую деформацию (свободное уширение) в поперечном направлении (табл. 3.2). По данным табл. 3.2 построена гистограмма (Рис. 3.3).
Согласно рис. 3.3. для клетей 1, 2, 3, 4, 8, 9 уширение больше для случая прокатки по первому температурному режиму. В 6 и 10 клетях уширения одинаковы в обоих случаях, а в клетях 5 и 7 оно больше для случая прокатки по второму температурному режиму. Максимальное абсолютное изменение уширения составило 0,02 мм (4 клеть).
В соответствии с изменением уширения изменяются вытяжки в клетях чистового блока табл. 3.3. Значения суммарных вытяжек после каждой клети чистового блока несколько больше (на 7-12 %) для случая прокатки по второму температурному режиму (Табл. 3.4, Рис. 3.4). Суммарная вытяжка в чистовом блоке на 6 % больше для случая прокатки по второму температурному режиму.
Приведенные данные позволяют заключить, что в силу специфики деформации в многовалковых калибрах изменение уширения и вытяжки при заданном понижении температуры деформации весьма незначительны и имеет неоднозначный характер. В целом можно заключить, что реализация в чистовом блоке стана 300 №3 прокатки по заданному температурному режиму приводит к незначительному изменению геометрических размеров катанки.
Далее был проведен сравнительный анализ распределения интенсивности тензорных величин по сечению и длине очага деформации при прокатке с ох лаждением и без него. Полученные распределения для каждой клети чистового блока представлены в приложении 1.Расчет распределения интенсивностей деформации (Приложение 2) показал, что интенсивность деформации во всех случаях возрастают к выходу из очага деформации. Она достигают максимума на контактной поверхности в зоне, прилегающей к свободной.
В качестве примера на рис. 3.5 представлены полученные распределения интенсивностей деформации по длине очага деформации во второй клети при прокатке по первому и второму температурным режимам.
В первой клети для обоих вариантов максимальных значений интенсивность деформации достигает в точке 6, со второй по восьмую клети - в точке 6, а в девятой клети - в точках 5 и 6. В десятой клети максимальное значение интенсивности для первого режима соответствует точке 5, а для второго - точке 6. Причем значение интенсивности деформации в точке 6 для второго режима значительно выше значения в соответствующей данной точке по традиционному темперааурному режиму, а значение в точке 5 ниже. Со второй по пятую и с седьмой по девятую клети значения интенсивности в точке 5 для случая прокатки при пониженной температуре заметно превышают значения в соответствующей точке для варианта прокатки по традиционному режиму. Минимальные значения интенсивности деформации во всех десяти клетях для двух режимов соответствуют точке 1.
Проверка адекватности модели
Для проверки адекватности модели были рассчитаны кинетические кривые образования перлита в стали 80 (состав приведен в табл. 4.1), на их основе построена С-образная диаграмма, которая сравнивалась с экспериментальной [125].
Зависимости доли превращенного объема от длительности распада при различных температурах превращения представлены на рис. 4.1.
На рис. 4.2 приведена построенная на основе расчетных кинетических кривых С-образная диаграмма при значениях доли перлита/= 0.01 и/= 0.97. Точки на диаграмме соответствуют экспериментальным данным. Как видно из рис. 4.2, наблюдается хорошее соответствие результатов расчетов и данных эксперимента [125], что свидетельствует об адекватности представленной модели.
Рис. 4.2. Диаграмма распада переохлажденного аустенита для стали 80. Точками обозначены данные эксперимента [125]
Описанные в данном разделе расчеты проведены для выявления основных закономерностей процессов формирования структурного состояния в стали 80, происходящих в условиях изотермической выдержки и при непрерывном охла ждении в статическом случае, а также при изотермической выдержке после предварительной деформации.
Кинетика превращения в условиях изотермической выдержки при температуре 650 С приведена на рис. 4.3.инкубационный период и выделение ферритной составляющей, о котором свидетельствует уменьшение доли аустенитной фазы, наблюдаемое до начала об разования перлита (рис. 4.3 б). Объемная доля феррита в структуре не превышает 2 %.
Как видно из рисунков, скорость изменения объемной доли структурных составляющих периодически меняется. Сопоставление представленных кривых с зависимостью скорости зарождения перлита от времени (рис. 4.4) позволяет связать наблюдаемую стадийность с периодичностью зарождения и роста новых поколений колоний перлита. Наблюдается хорошая корреляция времени начала новой стадии с моментом зарождения нового поколения перлитных колоний.
Рис. 4.8. Ход превращения: изменение доли перлита (а), размера колонии перлита (б), доли аустенита (в), скорости зарождения перлита (г) Согласно представленным зависимостям, кинетика превращения при непрерывном охлаждении аналогична изотермической. Как и в случае изотермического превращения, изменение объемной доли структурных составляющих носит стадийный характер, обусловленный сменой поколений колоний перлита.
Расчетные параметры структурного состояния, формирующегося при охлаждении с различными скоростями, представлены в табл. 4.4 и на рис. 4.9, 4.10.
Согласно данным таблицы 4.4 и рис. 4.9, при увеличении скорости охлаждения наблюдается уменьщение межпластинчатого расстояния перлитных колоний, что в условиях непрерывного охлаждения обусловлено смещением температурного интервала перлитного превращения в область более низких температур и снижением скорости диффузии углерода.Рис. 4.9. Зависимость функций распределения колоний перлита по величине межпластинчатого расстояния от скорости охлаждения
Распределения перлитных колоний по размерам для различных режимов охлаждения представлены на рис. 4.10. Согласно результатам пластометрического эксперимента (см. раздел 3.2), длительность инкубационного периода аустенит-перлитного превращения, протекающего после предварительной деформации, а также размер образующихся колоний перлита определяются степенью и температурой деформации.
Для учета влияния предварительной деформации на кинетику превращения и параметры формирующейся структуры была проведена адаптация модели путем определения для каждого температурно-деформационного режима коэффициента продолжительности инкубационного периода, который в случае превращения в статических условиях был постоянным. Найденная зависимость коэффициента продолжительности инкубационного периода от степени и температуры деформации может быть описана следующей формулойГ-температура,є -величинадеформации, ab b, - коэффициенты, значения которых представлены в таблице 4.5.
