Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Технологические особенности производства прецизионных стальных полос с заданным комплексом качественных характеристик 9
1.1. Анализ требований различных потребителей к качеству кинескопных полос 11
1.2. Анализ требований различных потребителей к качеству полос для магнитных экранов 17
1.3. Современные технологии получения магнитомягких холоднокатаных полос 23
1.3.1. Динамная сталь 24
1.3.2. Электротехническая магнитомягкая сталь 25
1.3.3. Полоса для магнитных экранов 27
1.3.4. Кинескопная полоса 31
1.4. Влияние условий деформирования при горячей, холодной прокатке и отжига на микроструктуру холоднокатаных полос 34
1.5. Влияние технологии горячей и холодной прокатки на точность и плоскостность холоднокатаных полос 38
1.6. Анализ причин образования дефектов на поверхности горячекатаных и холоднокатаных полос 42
1.7. Основные задачи исследования 45
Глава 2. Материалы, оборудование и методики проведения эксперименталь ных исследований 46
Глава 3. Исследование взаимодействия стали с атмосферой увлажненного азота в печи и разработка оптимальных режимов обезуглероживаю щего отжига 53
3.1. Исследование влияние параметров отжига и морфологии стали на процесс обезуглероживания 56
3.1.1. Расчет коэффициента диффузии углерода в феррите и аустените 5 8
3.1.2. Определение влияния температуры нагрева стали на коэффициент диффузии углерода 59
3.1.3. Влияние фазового состава стали 08Ю на скорость обезуглероживания 60
3.2. Термодинамика реакций окисления железа и углерода проточным 62
3.3. Равновесие в системе Fe-H20-FeO-H2 62
3.4. Определение теоретически необходимого количества воды, расходуемой на обезуглероживание 66
3.5. Термодинамика реакций взаимодействия углерода с водяным паром 71
3.6. Разработка оптимизированных режимов обезуглероживающего отжига холоднокатаного подката для магнитных экранов 77
Глава 4. Совершенствование модели тонколистовой холодной прокатки и оптимизация режимов деформации полос на реверсивном стане кварто 800 80
4.1. Особенности холодной прокатки и причины снижения точности расчетов энергосиловых параметров 80
4.2. Особенности построения уточненного алгоритма расчета энергосиловых параметров тонколистовой прокатки 85
4.3. Модель очага деформации 86
4.4. Определение энергосиловых и кинематических параметров 89
4.5. Определение сопротивления деформации 94
4.6. Определение температуры полосы 96
4.7. Методика расчета поперечного профиля и внутренних напряжений полосы 99
4.8. Определение упругих деформаций валкового узла стана 800 и свойств полосы 101
4.9. Режимы прокатки прецизионных полос различного сортамента 103
4.10. Оптимизация профилировок валкового узла реверсивного стана 800 109
Глава 5. Разработка технологии матирования прецизионных полос для кине скопов 114
5.1. Матирование полос для теневых масок 114
5.2. Разработка и оптимизация с помощью математического моделирования технологии матирования холоднокатаных полос для теневых масок для обеспечения стабильного уровня параметров шероховатости поверхности 115
5.2.1. Методика расчета шероховатости прокатываемой полосы в модели пластического течения металла в очаге деформации 115
5.2.2. Расчет шероховатости полосы и определение оптимальных условий процесса матирования 118
5.2.3. Исследование на компьютерной модели формирования шероховатости поверхности полосы при однопроходной схеме матирования 119
5.2.4. Исследование на компьютерной модели формирования шероховатости поверхности полосы при двух- и трехпроходной схемах матирования 124
5.3. Исследование и разработка режимов текстурирования рабочих валков стана кварто 8 00 130
5.4. Экспериментальная проверка и корректировка режимов текстурирования валков и матирования кинескопной полосы 139
5.4.1. Влияние калибровки клети на шероховатость текстурированных валков 140
5.4.2. Экспериментальная проверка и корректировка режимов матирования холоднокатаных полос 143
Глава 6. Испытание прецизионных магнитомягких полос у потребителей и корректировка режимов их производства 146
6.1. Технология производства полос для магнитных экранов 146
6.2. Развитие технологии производства кинескопных полос различных категорий прочности 153
6.2.1. Производство кинескопных полос категорий АК и АКХ 155
6.2.2. Производство кинескопных полос категорий АКМ (АКХ) 156
Выводы 157
Библиографический спи сок
- Анализ требований различных потребителей к качеству полос для магнитных экранов
- Расчет коэффициента диффузии углерода в феррите и аустените
- Особенности построения уточненного алгоритма расчета энергосиловых параметров тонколистовой прокатки
- Разработка и оптимизация с помощью математического моделирования технологии матирования холоднокатаных полос для теневых масок для обеспечения стабильного уровня параметров шероховатости поверхности
Введение к работе
Одним из условий успешной хозяйственной деятельности и развития металлургического предприятия в России является производство конкурентно способных высокорентабельных видов металлопродукции. К таким видам металлопродукции в полной мере относятся прецизионная стальная кине-скопная полоса и полоса для магнитных экранов кинескопов цветных телевизоров и дисплеев.
Комплекс требований к кинескопным полосам и полоса/для магнитных экранов настолько высок, что их производство способны осуществлять в мире только 3-4 специализированных предприятия.
Производство кинескопных полос в СССР было начато в 60-е годы прошлого столетия для замещения аналогичной продукции, закупаемой по импорту. По мере совершенствования конструкции кинескопов изменялись требования к кинескопным полосам.
Вначале для изготовления масок кинескопов использовали листы и полосы из кипящей малоуглеродистой стали в отожженном и нагартованном состоянии, производство которых осуществляли на ММК по технологии получения жести. Но поскольку точность листов и полос оказалась недостаточной, специально для производства кинескопных полос был спроектирован и изготовлен ВНИИМетмашем 20-валковый стан 700Э, установленный в ЛПЦ-3 ММК. Существующая технология и оборудование обеспечивали получение кинескопных полос для теневых масок дельта-структуры (с растровыми отверстиями круглой формы) при выходе годных масок 30-50%.
Переход на более современные теневые маски со щелевой структурой потребовал существенного изменения технологии производства кинескопных полос. Возникла необходимость использования стабилизированной алюминием и более чистой стали взамен кипящей. Поэтому производство кинескопных полос осуществляли по кооперации нескольких металлургических предприятий (НЛМК, ММК, Ашинский метзавод), причем холоднокатаный подкат подвергали обезуглероживанию в непрерывных агрегатах для отжига
динамной стали. Однако качество производимых полос не удовлетворяло всем требованиям электронной промышленности: остаточное содержание углерода и коэрцитивная сила превышали допустимые значения, размеры зерна микроструктуры имели недопустимо большой разброс, разнотолщинность не укладывалась в заданные пределы.
Одновременно с переходом на теневые маски со щелевой структурой, кинескопы стали оснащать магнитными экранами, что потребовало освоения нового вида продукции - прецизионных полос для магнитных экранов.
В конце 80-х годов прошлого столетия на Щелковском металлургическом заводе был введен в строй металлургический комплекс по производству стальных прецизионных полос. Предполагалось, что при производственной мощности 15 тыс. тонн холоднокатаной полосы в год, завод обеспечит выпуск высококачественной кинескопной полосы и полосы для магнитных экранов. Однако вследствие ряда причин (недостаточности научной и технической проработки, нестабильности работы технологического оборудования, организационных проблем и др.) в тот период времени не удалось получить продукцию требуемого качества.
Развитию теории и технологии производства кинескопной полосы посвящено большое число исследований. В частности, следует отметить работы А.Ф.Пименова, В.Н.Скороходова, В.П.Полухина, А.И.Трайно, Л.Н.Смирнова, В.П.Шумилова, А.П.Фролова, А.И.Добронравова, А.И.Ермакова, и др., направленные на повышение качества и расширение сортамента кинескоп ных полос. Тем не менее, ряд важнейших вопросов, таких, как динамика процессов обезуглероживания, оптимизация режимов прокатки по критериям точности и плоскостности, формирования механических и магнитных свойств стали, электроразрядного текстурирования валков и матирования полос изучены недостаточно глубоко.
В то же время исследованиям и разработке технологии производства полос для магнитных экранов из сверхнизкоуглеродистой стали также не было уделено должного внимания. Все это не позволяло организовать произ-
водство кинескопных полос и полос для магнитных экранов с качественными показателями, отвечающими мировому уровню. Поэтому автор взял на себя смелость восполнить имеющийся пробел.
Достижение заданного химического состава стали, высокой точности кинескопных полос и полос для магнитных экранов, их физико-механических свойств и микрогеометрии поверхности потребовало проведения широких теоретических и экспериментальных исследований. В этих исследованиях, проводимых непосредственно автором и под его руководством сотрудниками ОАО «Щелмет», принимали участие ученые и специалисты ИМЕТ им.А.А.Байкова РАН.
В результате выполнения настоящей диссертационной работы с использованием термодинамических принципов изучен процесс обезуглероживания стали в атмосфере влажного азота, разработан уточненный алгоритм расчета энергосиловых и кинематических параметров очага деформации, учитывающий наличие зон упругого сжатия и восстановления полосы, формы ее поперечного сечения. Сформулированы требования к холоднокатаному подкату для теневых масок и магнитных экранов. Разработаны режимы деформационно-термической обработки сверхнизкоуглеродистой стали и исследовано их влияние на микроструктуру и комплекс физико-механических свойств. Определены режимы электроразрядного текстурирования рабочих валков с заданными параметрами микрогеометрии. Создана математическая модель переноса шероховатости текстурированных валков на полосы с различной степенью наклепа. Это позволило успешно решить крупную техническую проблему производства в условиях ОАО «Щелмет» широкого сортамента кинескопных полос и полос для магнитных экранов, полностью отвечающих требованиям потребителей.
На защиту выносятся следующие основные положения:
1. Закономерности процесса обезуглероживания нагартованной полосы из малоуглеродистой стали в атмосфере увлажненного азота с позиции тер-
модинамики и технологические режимы обезуглероживания распушенных рулонов.
2. Уточненный алгоритм расчета технологических параметров прокат
ки полосы на реверсивном стане 800, обеспечивающий получение минималь
ной разнотолщинности и неплоскостности.
3. Результаты исследований влияния деформационно-термических
режимов производства на формирование микроструктуры и физико-
механических свойств кинескопных полос и полос для магнитных экранов
различного назначения.
Теоретические и экспериментальные закономерности формирования микрогеометрии валков в процессе матирования и полосы электроразрядного текстурирования валков.
Комплексные технологии производства кинескопных полос и полос для магнитных экранов различного назначения, обеспечивающие их высокое качество и конкурентоспособность.
Анализ требований различных потребителей к качеству полос для магнитных экранов
Для изготовления магнитных экранов наиболее часто используются отожженные обезуглероженные полосы сечением 0,15 х 430-650 мм с бездефектной поверхностью [7]. При этом потребители, основным из которых является предприятие «Ekranas» (Литва), предъявляют жесткие требования по химическому составу стали, точности размеров и шероховатости поверхности полос, их механическим и магнитным свойствам.
Сталь приведенного состава имеет низкую склонность к механическому и магнитному старению, а также малую анизотропию свойств.
Поперечная разнотолщинность полос по длине одного и того же рулона не должна превышать 0,004 мм.
Механические свойства прецизионных полос толщиной 0,15 мм в состоянии поставки должны соответствовать следующим нормам: св=270-320 Н/мм2; ог= 13 0-175 Н/мм2; 84 28 %.
На поверхности полосы с обеих сторон не допускается наличие плен, сквозных разрывов, следов коррозии. Исключены цвета побежалости, складки, заворот кромок, вкатаные металлические частицы, наколы-проколы, порезы, расслоения, полосы-линии скольжения, отпечатки.
Одной из важнейших характеристик полос для магнитных экранов является значение коэрцитивной силы Не, которое после отжига в защитной азотно-водородной атмосфере при температуре 800±5 С и выдержки в тече ниє 7 мин., что имитирует процесс химико-термической обработки у потребителя, не должно превышать 100 А/м.
Анализ представленных требований к холоднокатаным полосам для магнитных экранов показал, что необходимость одновременного обеспечения прочностных свойств и коэрцитивной силы потребует оптимизации обжатий при холодных прокатках и рекристаллизационных отжигов полос. Натяжения при прокатке и дрессировке полос должны исключать появление линий скольжения. Хотя шероховатость поверхности полос в данных ТУ не регламентирована, она не должна ухудшать качество чернения магнитного экрана.
На предприятии ОАО «ВЭЛТ-Кинескоп» (г. Воронеж) кинескопы оснащают цельноштампованными магнитными экранами. Холоднокатаная отожженная полоса для магнитных экранов имеет сечение 0,10x565 мм [8], и изготавливается из обезуглероженной стали следующего состава (таблЛ.6):
Продольная разнотолщинность по длине одного и того же рулона не должна превышать 0,006 мм при поперечной разнотолщинности не более 0,004 мм.
Механические свойства прецизионных полос толщиной 0,10 мм в состоянии поставки должны соответствовать следующим нормам: ств=250-330 Н/мм2; от 230 Н/мм2; 84 28 %.
Требования к качеству поверхности такие же, как и для полос толщиной 0,15 мм, но одновременно с ними регламентированы параметры шероховатости: Ra=0,2-0,5 мкм; Sm=100-120 мкм.
Для предприятия ОАО «ВЭЛТ-Кинескоп» важным показателем качества полосы является величина зерна феррита, которая должна быть в пределах 6-9 номеров. Величина коэрцитивной силы Нс полос в отожженном состоянии - не более 140 А/м.
В табл. 1.7. обобщены требования различных потребителей полосы для магнитных экранов. Их анализ показывает, что по химическому составу полосы можно разделить на две группы, отличающиеся содержанием алюминия и азота. Толщина полос в основном равна 0,15 мм, кроме фирм Polcolor (0,10 мм) и PUNCH (0,20 мм). Требования к геометрическим показателям качества и механическим свойствам примерно соответствуют ТУ-14-114-004-2001. Отдельные потребители (BPL, Caihong, Novel) требуют полосу с матированной поверхностью: Ra=2 мкм. Очевидно, это необходимо для улучшения штампуемости полосы. Остальных потребителей удовлетворяет шероховатость поверхности ниже 1 =0,9 мкм, что достигается дрессировкой в шлифованных валках. Коэрцитивная сила регламентирована на уровне от менее 115 до менее 175 А/м, а необходимая магнитная проницаемость во всех случаях более 1500.
К холоднокатаным магнитомягким полосам можно отнести следующие виды металлопродукции: -динамная сталь; -электротехническая магнитомягкая сталь; -полоса для магнитных экранов; -кинескопная полоса.
Для всех перечисленных видов металлопродукции характерным является обезуглероживание холоднокатаной полосы при отжиге в контролируемой атмосфере.
Динамная (изотропная электротехническая) сталь находит применение в качестве магнитопроводов в различных видах вращающихся электрических машин: двигатели синхронные и асинхронные, генераторы, турбогенераторы. Основными показателями качества динамной стали являются механические свойства, удельные магнитные потери, магнитная индукция.
Современная технология производства динамной стали (рис. 1.2) включает холодную прокатку горячекатаного травленого подката с промежуточным отжигом или без него, последующую его обработку в линии агрегата непрерывного отжига с покрытием, отделку [9-13].
Нелегированную динамную сталь выплавляют в кислородных конвертерах. Содержание химических элементов стараются поддерживать в пределах (в % по массе): С 0,02; Si 0,4; N 0,03; О 0,04; S 0,03. Выплавленную сталь разливают в слябы, которые нагревают до температуры 1160-1250 С и прокатывают на непрерывном широкополосном стане в полосы толщиной 2,0-2,5 мм с температурой конца прокатки Ткп=830-860 С и сматывают в рулоны при температуре Тсм=600-650 С.
Для повышения марочности часть горячекатаных полос подвергают нормализации в проходной газовой печи при температуре нагрева 810-950С.
Холодную прокатку травленых горячекатаных полос ведут до толщины 0,35-1,0 мм на непрерывном стане кварто с суммарным обжатием =70-75%. При таком обжатии достигается высокий уровень магнитных свойств при минимальной их анизотропии.
Термическую обработку холоднокатаных полос проводят в проходной печи с контролируемой атмосферой. Вначале осуществляют обезуглероживание при температуре 0= 800 С, а затем рекристаллизационный отжиг при температуре tpo 1050 С [9].
Находит также применение технология производства полуобработанной динамноЙ стали [14], особенность которой состоит в том, что отожженные полосы подвергают повторной холодной прокатке и поставляют потребителям в нагартованном состоянии. Окончательный отжиг при этом проводят в готовом изделии.
Расчет коэффициента диффузии углерода в феррите и аустените
Для y-Fe по данным [86] в интервале температур 750-1300 К предэкс-поненциальный множитель и энергия активации Qy сильно зависят от концентрации углерода, и в интервале концентрации углерода от 0,01 до 0,07% они равны 0,4 см2/с и 36000 кал/моль соответственно. Следовательно, температурная зависимость коэффициента диффузии углерода в y-Fe характеризуется уравнением Z)r=4-10-exP A7j=4.10 exp(- ]. (3.3) При температуре 780 С коэффициент диффузии углерода в a-Fe, согласно уравнению (3.2), составит: IgD. =1(4.10 )-7Д 5з; Da =1,74.1(TV/C, (3.4) а для y-Fe при той же температуре из (3.5) получаем: lgD =Ig(4.10-])D =4,45-10 см2/с. (3.5) г ь\ / 4820 г \ ,
Сравнения результатов расчетов (3.4) и (3.5) показывает, что диффузионная подвижность углерода в y-Fe оказывается на два порядка ниже, чем в a-Fe. Следовательно, холоднокатаный подкат в процессе обезуглероживающего отжига должен, по возможности, сохранять ферритную структуру [87].
Оценим влияние температуры нагрева стали Т при обезуглероживании на коэффициент диффузии углерода. Для этого по формуле (3.2) рассчитаем значение Da для температуры обезуглероживания Т=700 С. После логарифмирования имеем: lg/Ja =lg(4.10-z)+lg 4 500973j; Da = 0,945-10"W/ :. (3.6)
Из сравнения результатов (3.4) и (3.6) следует, что снижение температуры обезуглероживания с 780 до 700 С снизило коэффициент диффузии почти вдвое. Поэтому в случае, когда наиболее медленной стадией обезуглероживания является диффузионный массоперенос в твердой фазе, который обеспечивает поступление углерода от внутренних по толщине участков к обеим поверхностям холоднокатаной полосы, для интенсификации процесса следует поддерживать максимально допустимую (по характеристике печи) температуру металла 700-720 С [87].
В стали 08Ю, содержащей 0,02-0,07% углерода, согласно диаграмме состояния Fe-C, концентрация цементита составляет 0,79%. Однако в этой структурной составляющей стали содержится основная доля всего углерода, а именно 72%.
При эвтектоидной температуре 723 С содержание у-фазы составляет 6,2%, что меньше содержания а-фазы в 14,6 раза. Это означает, что у-фаза рассеяна в а-фазе, как в матрице. Во время обезуглероживающего отжига, как показывают результаты экспериментальных исследований [24], по причине того, что процесс протекает в неравновесных условиях, матрица сравнительно быстро обедняется углеродом. Убыль углерода восполняется за счет перехода его из частиц у-фазы по всей поверхности их соприкосновения с матрицей. При размерах частиц у-фазы порядка 1 мкм площадь поверхности соприкосновения велика, в результате чего общий поток углерода к поверхности, на которой протекает его химическая реакция с кислородсодержащими реагентами (водяным паром или закисью железа) получается практически таким же, как если бы сталь состояла из одной а-фазы. Таким образом, по нашему мнению, диффузионное торможение за счет присутствия у-фазы компенсируется увеличением поверхности контакта между участвующими в реакции компонентами. Стадия процесса, связанная с перестройкой у-решетки железа в а-решетку, не может существенно повлиять на общую скорость обзуглероживания, поскольку между этими решетками имеется кристаллографическое соответствие, и эта перестройка происходит быстро.
Если обезуглероживаемая сталь состоит из a-Fe и цементита, возможно существование такого же механизма ускорения процесса, как и для описанного выше случая. Учитывая, однако, разницу содержания углерода в цементите и у-железе, а также большую энергию химической связи углерода с железом в цементите по сравнению с аустенитом, для одинакового проявления отмеченного выше эффекта необходимо значительно большее диспергирование частиц цементита.
Таким образом, в силу необратимости процесса обезуглероживания стали в колпаковой печи с обновляемой газовой атмосферой, имеет место различие в скорости обезуглероживания отдельных фазовых составляющих малоуглеродистой стали 08Ю. При концентрации углерода 0,02-0,07% сталь марки 08Ю состоит из двух фаз: a-твердого раствора и цементита. По истечении одного и того же промежутка времени в процессе обезуглерожива-ния в a-твердом растворе содержание углерода будет меньшим, чем это должно соответствовать равновесию с цементитом. Общее содержание в стали может настолько уменьшиться, что в целом, согласно результатам химического анализа, сталь будет казаться однофазной, состоящей из a-твердого раствора. Фактически же в ней будет присутствовать также вторая фаза - цементит, которая, располагаясь по границам зерен, окажет большое влияние на технологические свойства обезуглероженных полос. Исходя из этого, необходимо ограничить допустимое содержание углерода в стали для магнитных экранов. С учетом возможности получения стали заданного химического состава в кислородном конвертере, содержание в ней углерода должно быть в пределах 0,02-0,05%.
Особенности построения уточненного алгоритма расчета энергосиловых параметров тонколистовой прокатки
Для определения оптимальных по точности и плоскостности полос технологических режимов прокатки, был разработан алгоритм расчета, предусматривающий анализ процесса прокатки и формирования качества полос с использованием параболического закона распределения параметров, что снижает время счета и позволяет получать более объективную информацию. При разработке алгоритма расчета энергосиловых параметров, поперечного профиля полосы, распределения напряжений по ее ширине и плоскостности, были приняты следующие допущения: - деформацию по ширине полосы считали плоской, а по высоте - равномерной; - вне очага пластической деформации деформацию полосы считали упругой (напряжения не превышают предела текучести, полоса сохраняет форму); - неравномерность деформации по ширине полосы проявляется в виде продольных внутренних напряжений; - утонения полосы по кромкам и изменения ширины не учитывали.
Разработанный алгоритм расчета включал следующие этапы: Р 1. Определение усилия прокатки Р и погонной нагрузки q = —; В 2. Расчет прогиба осей рабочих валков; 3. Расчет тепловой SRt и суммарной неравномерности изменения радиуса по ширине полосы SR= дЯ,+ SRC где -заданная станочная профилировка; 4. Определение температурного поля 3( по ширине полосы; 5. Определение модуля жесткости рабочих валков относительно упру Я/ гого сплющивания Мс =—- -, где дс-абсолютное упругое сплющива 85с ние рабочих валков; 6. Расчет погонной нагрузки, опережения и их частных производных методом численного дифференцирования; 7. Определение поперечной разнотолщинности, неравномерности распределений удельных натяжений на входе и выходе очага деформации и остаточных напряжений по ширине полосы.
Холодная прокатка представляет собой сложный процесс упруго-пластической деформации, в ходе которого, наряду с уменьшением толщины полосы, происходит упрочнение и разогрев деформируемого металла, изменение шероховатости поверхности полосы и увеличение ее скорости. При этом пластическая деформация полосы предшествуется и заканчивается упругой деформацией и осуществляется с применением натяжения. Рабочие валки под действием контактных напряжений упруго сжимаются (сплющиваются) и за счет тепла пластической деформации также разогреваются.
Отмеченные закономерности являются общими для любого процесса холодной прокатки, в том числе для прокатки кинескопнои полосы. Вместе с тем существуют упомянутые выше особенности, учет которых имеет решающее значение.
При разработке модели, схема которой представлена на рис.4.2., прокатываемую полосу рассматривали как упруго-пластическое тело, а валки, как упругое тело и приняли следующие допущения: - пренебрегаем внеконтактной деформацией полосы; - деформацию полосы считали двухмерной; - теоретическую эпюру нормальных контактных напряжений (рис.4.2, кривая 1) заменили эквивалентной, описанной непрерывной кусочно-линейной функцией (рис.4.2, кривая 2), либо двумя параболами (рис.4.2, кривая 3).
В соответствии с принятой схемой очаг деформации при холодной прокатке состоит из трех участков (рис.4.2.): упругого сжатия полосы протяженностью хоп , пластической деформации полосы протяженностью 1в и упругого восстановления полосы протяженностью Х]„ . Нормальные напряжения на границах упруго-пластического контакта в зоне отставания и опережения обозначены соответственно через ро и pi, а их максимальное значение в пластической зоне - через ртах. Общая протяженность дуги контакта с валком обозначена через /с , а ее приращение за линией, соединяющей центры вращения валков - через х} . Это приращение состоит из участков xja и Х]п . Участок х1е определяет протяженность зоны пластического контакта за линией, соединяющей центры вращения валков.
Разработка и оптимизация с помощью математического моделирования технологии матирования холоднокатаных полос для теневых масок для обеспечения стабильного уровня параметров шероховатости поверхности
Основными варьируемыми переменными процесса формирования микрогеометрии при матировании являются: количество проходов в текстуриро-ванных валках, величина шероховатости валков, величина обжатия полосы, переднее и заднее натяжение, исходная шероховатость полосы перед каждым последующим проходом (при многопроходной схеме матирования), скорость прокатки и т.д.
В литературе широко используется известная зависимость [132] R«2=N-Rab, (5.1) согласно которой шероховатость полосы после прокатки или дрессировки в насеченных валках Ra2 пропорциональна шероховатости валков Яаь, где ./V коэффициент отпечатываемое. При этом коэффициент отпечатываемое шероховатости рабочих валков на поверхности прокатываемой полосы с учетом исходной шероховатости полосы определяется по зависимости [132]: Raj — шероховатость поверхности исходной полосы; Rab - шероховатость поверхности рабочих валков; fmp - коэффициент трения в микронеровности; а - угол у основания микронеровности (3-5 градусов); Zmax — максимальный коэффициент напряженного состояния в очаге деформации.
Коэффициент напряженного состояния в очаге деформации определяется усилием прокатки, зависящим от таких варьируемых параметров как степень деформации и натяжение, и пределом текучести полосы [105].
Для случая матирования кинескопной полосы, когда шероховатость валков более чем на 100% превышает шероховатость прокатываемой полосы при малых обжатиях, а половина абсолютного обжатия полосы меньше максимальной высоты микронеровностей (Rmax 7,5 Ra) рабочего валка, вышеприведенная зависимость (5.1) неточна и оказалась непригодной. Поэтому вместо нее была использована эмпирическая зависимость (5.3), полученная обработкой экспериментальных данных в условиях матирования на стане кварто 800 с обжатиями до 5%. Расчет zmax производился по математической модели дрессировки с использованием метода давлений, то есть, с использованием экспериментальных данных об усилии прокатки: N = -0,58 + lJ5-zmax - 0,45-z2max + 0,07- z3max, при zmox 3 (5.3) или N = -0,2 + 0,456 z198 (5.4)
Для оценки влияния шероховатости полосы на входе, приняли за основу не коэффициент переноса шероховатости валков, а коэффициент формирования шероховатости [133]:
Система уравнений (5.3-5.6) представляет собой алгоритм расчета параметра Ra при матировании полосы.
Для расчета величины Ra при матировании полосы необходимо определить коэффициент напряженного состояния zmax. Искомую величину zmax определяли по формуле А.И.Целикова [102], заменив значение/? партах:
Ah, h0, \-абсолютное обжатие по толщине, толщина полосы до и после прохода соответственно: hH,R,f -толщина полосы в нейтральном сечении, радиус валка и коэффициент трения соответственно; /- длина очага деформации без учета упругих деформаций валка и полосы; pm cyTcp,fi-максимальное контактное нормальное напряжение, значение сопротивления деформации и коэффициент Лодэ (/6=1,15).
При этом полагали, что zmai достигается в нейтральном сечении очага деформации одновременно сртах.
Для теоретического определения параметров матирования математическая модель расчета энергосиловых и кинематических параметров прокатки (гл.4), была дополнена блоками расчета напряженного состояния металла в очаге деформации zmax и параметра Ra шероховатость полос.
План вычислительных экспериментов построили следующим образом. Произвели адаптацию математической модели процесса прокатки по реаль-но замеренным на стане 800 усилиям с учетом известных толщин ленты в каждом проходе, скоростей прокатки, натяжений, шероховатости валков и полосы, а также с учетом ее исходного предела текучести.
Проводили расчеты программ матирования (один, два и три прохода матирования) кинескопной полосы размером 0,149 х 565 мм на стане 800 в текстурированных рабочих валках диаметром 190 мм по технологии АКМ (полунагартованная полоса с промежуточным отжигом). При двух- и трех-проходной схеме матирования одновременно рассматривали формирование шероховатости поверхности полос во всех последовательных проходах. При этом обеспечивали условия равного усилия прокатки в каждом проходе и одинаковой профилировки валков с целью обеспечения наилучших условий регулирования плоскостности ленты имеющимися средствами. Переднее и заднее натяжение устанавливали равными. Суммарное абсолютное обжатие при матировании варьировали на уровнях 2ДЬ = 2; 3; 4 и 5 мм. При двух- и трехпроходной схеме каждый раз распределение обжатий по проходам подчинялось упомянутому принципу равенства усилий прокатки. Натяжение устанавливали, равным Т = 10; 12,5; 15 и 17,5 кН. Шероховатость текстурированных рабочих валков изменялась по уровням Rab = 1,25; 1,5; 1,75 и 2,0 мкм. Исходная шероховатость поверхности полосы перед матированием соответствовала реальным значениям и составляла Rai = 0,20; 0,22 и 0,24 мкм. Толщина полосы, в которой производился промежуточный рекристаллизацион-ный отжиг, соответствовала следующим уровням h = 0,25; 0,30; 0,35 и 0,556 мм (последнее значение фактически соответствовало прокатке без промежуточного отжига). Скорость матирования в данных расчетах была принята постоянной и равной 5 м/с (300 м/мин). В результате такого разбиения были получены программы прокатки, охватывающие весь диапазон режимов и возможных требований потребителей кинескопной полосы.
