Содержание к диссертации
Введение
1 Состояние вопроса и постановка задачи 7
1.1 Обзор данных по начальному периоду нагрева 9
1.2 Обзор данных по промежуточному периоду нагрева 12
1.3 Обзор данных по конечному периоду нагрева 13
1.4 Математическое моделирование как основной инструмент в разработке технологий нагрева стали ' 19
1.5 Выводы 20
1.6 Постановка задачи исследования 21
2 Методика исследований 24
2.1 Выбор марок сталей для исследований 24
2.2 Описание опытных установок и используемого оборудования 25
2.3 Обработка экспериментальных данных 31
3 Влияние форсированного нагрева в начальный период на качество стали 32
3.1 Основные факторы влияющие на тепловую обработку сталей в начальный период 32
3.1.1 Влияние элементарного состава стали на чувствительность к трещинам 33
3.1.2 Влияние структуры стали на чувствительность к трещинам 34
3.1.3 Влияние исходной дефектности и напряженного состояния стали на чувствительность к трещинам 35
3.2 Опыты по термическому разрушению литых цилиндрических заготовок в условиях интенсивного нагрева и охлаждения 39
3.2.1 Нагрев в железоуглеродистых расплавах 39
3.2.2 Охлаждение в водных растворах 41
3.3 Теоретический анализ и расчет напряженного состояния нодействительным температурным полям 51
3.4 Оценка температурных напряжения в цилиндрических заготовках по перепадам температур в сечении тела 56
3.5 Моделирование термонапряженного состояния цилиндрических заготовок при различных видах тепловой обработки 58
3 6 Ограничения на технологические и управляющие параметры в начальный период нагрева 65
3 7 Критерий стойкости сталей к трещинам от температурных напряжений 67
3.8 Влияние термических трещин на качество стального проката и по ковок 72
3.9 Выводы 76
4 Влияние форсированного нагрева в промежуточный период на качество стали 77
4.1 Оценка теплового состояния стальных заготовок в промежуточный период 77
4.2 Расчет термонапряженного состояния цилиндрических заготовок в промежуточный период 86
4.3 Определение температурных полей в призматических заготовках при тер мо цитировании 88
4.4 Выводы 93
5 Влияние форсированного нагрева в конечный период на качество стали
5.1 Задачи конечного периода нагрева 95
5.2 Анализ ограничений на технологические и управляющие параметры в конечный период 97
5.3 Обоснование интервалов технологических и управляющих параметров конечного периода нагрева 100
5.3.1 Ограничения по температуре нагрева 100
5.3.2 Разделение сталей на группы по конечной температуре нагрева! 10
5.3.3 Оіраничения по перепаду температур и среднемассовой температуре нагрева 112
5.4 Нагрева стали с горячего посада как основа энерго- и ресурсосбережения 115
5.5 Исследование влияния режимов тепловой обработк в конечный период на технологические параметры ОМД, свойства сталей и качество проката 121
5.5.1 Форсированный нагрев с холодного состояния 122
5.5.2 Форсированный нагрев с горячего состояния 122
5.5.3 Выравнивание температурной неравномерности по сечению стальных заготовок в условиях инверсии теплового потока 126
5.5.4 Влияние перепада температур на сопротивление деформации и ресурс пластичности сталей при ОМД 131
5.5.5 Влияние форсированных режимов нагрева высоколегированных сталей в конечный период на качество проката 135
5.6 Разделение сталей на группы по величине сопротивления деформации 138
5.7 Виды брака в конечный период нагрева и их влияние на качество проката и поковок „ 14-4
5.8 Выводы 147
6 Разработка ресурсо- энергосберегающей теплотехнологии нагрева и прокатки слябов в условиях листостана ОАО "КМК" 149
6.1 Особенности конструкции методических печей и прокатного стана "2150" ОАО "КМК", действующих режимов нагрева и обжатий
стальных слябов 149
6.2 Описание математической модели толкательной методической печи 150
6.2.1 Расчет процессов теплогенерации 155
6.2.2 Расчет внешнего теплообмена в методической печи 159
6.2.3 Расчет внешнего теплообмен на рольганге печь-стан 161
6.2.4 Расчет внутреннего теплообмена „ „ „ 162
6 2 5 Тепловой баланс двуэсзонной методической печи 167
6.3 Результаты промышленного внедрения 171
6.4 Разработка компьютерного тренажера "Нафевалыцик методической печи" 179
Выводы
Заключение
Приложение
- Обзор данных по промежуточному периоду нагрева
- Описание опытных установок и используемого оборудования
- Опыты по термическому разрушению литых цилиндрических заготовок в условиях интенсивного нагрева и охлаждения
- Расчет термонапряженного состояния цилиндрических заготовок в промежуточный период
Обзор данных по промежуточному периоду нагрева
В технической литературе по нагреву стали (перлитного класса) в промежуточный период (область превращения перлита в аустенит) на данный момент имеется недостаточное количество сведений. Известно, что процесс перехода перлита в аустенит происходит с поглощением тепла, приводит к замедлению нагрева, а не одновременность протекания структурных превращений формирует второй максимум перепада температур поверхность-центр, вызывающий увеличение температурных напряжений.
Структурные превращения как известно формируют структурные напряжения [25], влияние которых на качество стали до конца не изучено.
В металловедении вопросы кинетики и термодинамики перехода перлита в ауетенит изучены достаточно полно (26, 271. Так же известно, что интенсификация нагрева в области температур Асі-Ac способствует образованию благоприятной для качества стали мелкозернистой структуры.
Сведения по рациональным, научно обоснованным режимам тепловой обработки сталей под горячую механическую обработку в области структурных превращений отсутствуют. Данные по температурному интервалу превращений известны и для широкого сортамента сталей содержатся в справочной литературе [28]. Однако, информация по температур-но-временным характеристикам процесса в зависимости от интенсивности тепловой обработки отсутствует
Таким образом, исследование влияния интенсивной тепловой обработке в промежуточный период на качество стали - проблема актуальная и малоизученная, требует глубокого анализа и натурного экспериментирования
Основной задачей конечного периода нагрева служит формирование необходимого для лальиейшей ОМД теплового состояния заготовок, зависящих от него пластических и прочностных свойств стали. Конечная температура нагрева зависит от марки стали (химического состава), структуры (литая, деформированная), способа дальнейшей ОМД (прокатка, ковка и др.), прочностных и силовых характеристик стана (для прокатки).
Традиционный подход к выбору конечной температуры нагрева заключается в нагреве стали до максимально возможных температур. Наивысшая температура нагрева ограничена явлениями перегрева и пережога. Конечную температуру нагрева Н.Ю. Тайц [29], ЕЙ. Казанцев [30] реко мепдуют выбирать на 100 150 "С ниже температур солидуса для данной марки стали, Г.Г Нсм: ер [31 предлагает выбирать конечную температуру нагрева слитков понижением на 40-70 ltC опытных температур подплавле-ния. Наиболее общая методика определения максимально допустимой температуры нагрева слитков предложена в [321, основанная на определении температуры солидуса сплава в междуоснои прослойке дендритов с учетом процессов ликвации и диффузии.
Необходимо отметить, что существует качественно другой подход к выбору конечной температуры нагрева. Он основан на том, что нагрев ведут не до максимально возможных температур, а до температур, при которых сталь обладает наилучшей деформируемостью (минимальным сопротивлением деформации и максимальной пластичностью). В данном случае интервал максимальной пластичности стали при высоких температурах определяется на основании испытании па растяжение, скручивание, загибку, прокатку на клин В работе [33] на основе интервала наибольшей пластичности даны рекомендации по выбору конечной температуры нагрева для широкого сортамента сталей конструкционных, инструментальных, окалшюстойких, нержавеющих, жаропрочных сталей с высоким омическим сопротивлением. В.Н. Перетятько и М.А. Зайковым [34-36] на основе опытов на горячее скручивание определены температурные интервалы наивысшей пластичности углеродистых, хромистых, нержавеющих сталей. НИ Казанцев [37] на базе опытов по определению механических свойств при температурах до 1450 С для некоторых марок сталей установил предельные температуры нагрева, выше которых происходит резкая потеря металлом пластических свойств. В справочной литературе [30, 38-40] даны рекомендации по конечным температурам нагрева для различных марок сталей, однако, даже для одной марки, одной структуры и способа дальнейшей ОМД рекомендации различных авторов расходятся в среднем на 20-100 "С, наибольшее расхождение замечено для инструментальных сталей Согласно технологическим инструкциям промышленных предприятий (в частности ОАО "КМК" и ОАО "ЗСМЮ") нагрев слитков, слябов и заготовок под прокатку проводят до более высоких температур, чем рекомендованы в справочной литературе.
В соответствии с жономической точкой зрения конечная температура паї рева стали должна быть выбрана таким образом, чтобы сумма затрат на нагрев (расход топлива, потери стали с окалиной) и ОМД (расход электроэнергии, стойкость валков при прокатке) была минимальной. Выбор конечной температуры нагрева, согласно экономическому подходу, рассмотрен в работах С.А. Мшюго, А.Г. Бутковского [41-43], а так же в работах 44, 45]. На основании работ [46, 47], проведенных Днепропетровским металлургическим институтом (ДМетИ) совместно с ПО "Ижсталь" на стане 250, установлено, что понижение температур нагрева углеродистых сталей (50Г 65Г) с 1160-1200 "С до 1030-1060 С экономически выгодно, снижение суммарных заірат составило 3-6 %. Основной эффект низкотемпературного нагрева заключается в значительном снижении потерь металла с окалиной, сокращении времени нагрева и увеличении производительности печного агрегата, при небольшом увеличении затрат на электроэнергию мри прокатке.
Описание опытных установок и используемого оборудования
Нагрев образцов проводили в камерной электрической печи сопротивления изображенной на рисунке 2.1. Печь состоит из стального кожуха толщиной 4 мм внешние размеры: высота 1350 мм, ширина 1100 мм, длина 1080 мм. Механизм поднятия окна посада (заслонки) и само окно выполнены из жароупорного чугуна. Размеры окна посада 290x365 мм. Кладка печи содержит рабочий слой толщиной 230 мм, выполненный из штучного материала (кирпич ША) на связке из шамотного порошка и огнеупорной глины, теплоизоляционный слой толщиной 50 мм, изготовленный из каолиновой ваты. Размеры внутреннего пространства печи 450x500x560мм. Печь оборудована шестью неметаллическими нагревательными элемента ми НІ карбида кремния типа КОН БС 25/540, включенными в цепь параллельно по схеме Треугольник". Питание электронагревателей осуществлено ш трехфазного печного трансформатора со ступенчатым (7 ступеней) регулированием напряжения в пределах 90 - 130 В. Для измерения температурного поля но толщине кладки в нее были вмонтированы четыре кромель-алюмелеаых термопары, изготовленные из проволоки толщиной 1 мм и заключенные в кожух из нержавеющей стали диаметром 10 мм. Для измерения температурного поля в кладке применяли автоматический 6-ти точечный потенциометр КСП-4 или потенциометр постоянного тока ПП-63 Температуру кожуха печи фиксировали термощупом ЭТП-М. Нагрев стальных образцов R печи проводили при температуре кладки 800 - 900 С.
Скоростном нагрев образцов проводили в расплавах стали (1600 1630 "С). Расплаь получат в 160-кт индукционной плавильной печи. Перед погружением поверхность заготовок обмазывали водным раствором ташепой извести с целью облегчения удаления намерзшей стальной короч ки. Опытные образцы погружали в расплав на 8 - 15 с. Схема индукционной плавильной печи представлена на рисунке 2.2.
Интенсивное охлаждение образцов проводили в баке диаметром 400мм и высотой 450 мм (объемом «50 л) с водой или 10% раствором NaCI. С целью интенсификации охлаждения в зимнее время года в воду добавляли снег или куски льда. Также для увеличения скорости охлаждения в бак был вмонтирован активатор, приводимый в движение электродвигателем. В отдельных опытах для перемешивания воды подводили сжатый компрессорный воздух под давлением 0,22 МПа. Температуру охлаждающей воды фиксировали спиртовым термометром, она составляла от минус 5 до 10 UC. Схема бака для охлаждения представлена на рисунке 2.3.
Конструкция и внешний вид заготовки, подготовленной к опытам изображены на рисунке 2.4. В стальные цилиндрические образцы 1 диаметром d устанавливали три хромель-алюмелевые термопары в отверстия 2. Для защиты термопар от попадания воды к торцу заготовки приваривали трубу 3. С целью устранения искажения температурного поля вследствие нагрева торцов, отверстие в трубе теплоизолировали каолиновой ватой 4. Для удобства загрузки и выгрузки заготовок к защитной трубе была приварена ручка 5. Термопары изготавливали из термоэлектродной (хромель, алюмель) проволоки длиной 2 м, диаметром 1мм, спай получали при помощи сварки в графитовой ванне. Проволоку помещали в двухканальные фарфоровые бусы, а на участке 250 мм от рабочего спая в двухканальную фарфоровую трубку диаметром 7,5 мм. Спай термопары устанавливали в плотный контакт с конической частью сверления. Для измерения температуры жидкой стали в индукционной печи применяли вольфрам-ренивые термопары с термоэлектродной проволокой диаметром 0,5мм и градуировкой ВР-5/20. Изменение температурного поля по сечению образца фиксировали автоматическим 6-ти точечным потенциометром КСП-4. Для получения более точной информации о температурном поле в иррегулярный период при интенсивном охлаждении использовали параллельное подклю чение термопары на две точки потенциометра. Применяли следующую схему включения: термопара № 1 (центр) - точки 1,4; термопара № 2 (промежуточная точка) - точки 2,5; термопара № 3 (поверхность)- точки 3,6. Оценка точности измерений температурных полей представлена в приложении А.
Целью исследования теплового состояния заготовок служит определение нестационарных температурных полей (t=f(r,T)) по сечению и значение температур в характерных точках (для реализованного симметричного нагрева - поверхность, центр). В соответствии с этим по сечению цилиндрических образцов устанавливали три термопары. Особое внимание уделено способу установки термопар и характеру сверлений. Организация сверлений в радиальном направлении приводит к дополнительной погрешности измерений вследствие утечки тепла по термоэлектродам и термопарной арматуре, поскольку в случаях скоростной тепловой обработке перепады температур по сечению достигают значительных величин. Для повышения качества измерений было принято решение по организации коаксиальных сверлений на относительно большую глубину до 100-150 мм. Такое расположение сводит к минимуму утечки тепла через термопарную арматуру и искажение температурного поля по сечению заготовок, поскольку при данном способе сверлений отсутствует пересечение изотермических поверхностей.
Цельность исследуемых образцов проверяли до и после тепловой обработки посредством визуального осмотра через увеличительное стекло 2х, 4х, послойной обточки, изготовления макрошлифов а также импульсным ультразвуковым хо-дефсктоскопом УДМ-1М Прибор позволяет обнаружить дефекты с площадью поверхности не менее 1 мм на глубине до 100мм.
Исследование микроструктуры образцов проводили с применением оптических микроскопов МИМ-7 и Neofhot при увеличениях до 500х. После опытов, для подтверждения отсутствия закалочных структур измеряли твердость поверхностных слоев образцов и изготовляли шлифы, микроструктуру выявляли іравлением в 4%-ом растворе азотной кислоты.
Опыты по термическому разрушению литых цилиндрических заготовок в условиях интенсивного нагрева и охлаждения
Нагреву в расплаве стали подвергали образцы из сталей 35ХГСА и ЗОХГСА. На рисунке 3,1 представлены графики нагрева цилиндрических образцов в расплаве сталії. Температура жидкой стали в опытах составляла 1600 "С. Нагрев проводили до температур ниже начала структурных превращений. После погружения заготовок в расплав на поверхности наблюдали образование корочки (намерзания). Продолжительность нагрева составляла 8-12с. Предварительная обмазка поверхности раствором гашеной извести позволила легко очищать поверхность от намерзшей стали. После выгрузки образцов толщина корочки достигала 1-3 мм. Визуальный осмотр поверхности нагреваемых образцов показал отсутствие локальных под-плавлений, вызванных возможной чрезмерной продолжительностью нагрева. Визуальный осмотр и ультразвуковая дефектоскопия показали отсутствие трещин и нарушений сплошности. При нагреве в поверхностных слоях заготовок возникают сжимающие напряжения, а в центральных -растягивающие. Поскольку сталь наиболее чувствительна, в первую очередь к растягивающим напряжениям ожидаемым местом появления трещин при нагреве служат центральные (внутренние) слой. Перепады температур по сечению в области упругих деформаций достигали 400-450 С. При нагреве в расплаве сталей 35ХГСА и ЗОХГСА по режимам рисунок 3.1 предел прочности достигнут не был.
Литые цилиндрические образцы диаметром 55-62 мм и длиной 200-400 мм из сталей I, I1I-V групп (СТ4СП, 35ХГСА, ЗОХГСА, сталь 75, ШХ15СГ) подвергали интенсивному охлаждению в 10%-ных водных растворах NaCl. Перед охлаждением нагрев проводили в электропечи сопротивления до температур (650-720 С) ниже точки АС] для нагреваемой марки стали (таблица 3.2). При охлаждении заготовок в поверхностных слоях происходит формирование растягивающих напряжений, а в осевых - сжимающих, следовательно, прогнозируемое место появления разрушения -поверхностные слои.
На рисунках 3.2, 3.3, 3.4, 3.5 представлены графики скоростного охлаждения образцов из сталей ст4сп, ЗОХГСА, 75, 35ХГСА, ШХ15СГ соответственно в водных растворах.
В заготовках и; стали ШХІ5СТ после охлаждения в водном растворе оыли зафиксированы продольные и поперечные трещины, а в образцах из стали 75 продольные трещины. Анализ твердости в разных участках по-верхности образцов до и после опыта представлен в таблице 3.3 и под-гверждает отеутствие закалочных структур, следовательно, причина разрушения стали не структурные напряжения (закалочные), а температурные На рисунке 3.6 представлен общий вид продольной трещины в литом образне из стали 75. а па рисунке 3.7 вид продольных и поперечных трещин, полученных взагошы.ич №1 и №2 из стали НІХІ5СГ.неравномерным температурным полем по сечению заготовок во время интенсивного охлаждения в водных растворах. Трещины, полученные в опытах, глубокие и имеют кристаллическое строение. Размеры трещин во много раз превышают величину структурных элементов, свидетельствуя об объемном напряженном состоянии. Согласно классификации [96], трещины можно отнести к разрушениям I рода, путем отрыва. На рисунке 3.8 представлен вид поперечных изломов (по трещинам) образцов №1 и №2 из стали ШХ15СГ. В осевой зоне обнаружена усадочная рыхлость характерная для литой стали. Рыхлость имеет неровные края неправильной формы, а так же хорошо различимое дендритное строение, вероятно, ее образование вызвано прекращением кристаллизации из-за недостатка подвода металла и усадочными явлениями. Площадь усадочной рыхлости в образце №1 примерно в 2 раза больше, чем в образце №2. На рисунке 3.9 представлена микроструктура сталей ШХ15СГ и 75 при различном увеличении, выявленная травлением в 4%-ом растворе азотной кислоты. Микроструктура представляет собой пластинчатый перлит с наличием цементитной сетки и характерна для данных марок сталей в незакаленном состоянии.
В результате опытов по интенсивному нагреву и охлаждению литых цилиндрических заготовок из различных марок сталей были определены безопасные - неразрушающие и опасные - разрушающие перепады температур по сечению. В таблице 3.4 представлены систематизированные экспериментальные данные.
Расчет термонапряженного состояния цилиндрических заготовок в промежуточный период
Коэффициента температурного расширения, І/К; 1о - удельная структурная деформация, соответствующая окончанию структурных превращений.
На базе разработанной математической модели исследовали динамику термонапряженного состояния стальных цилиндрических заготовок в промежуточный период. Поскольку математическая модель учитывает зависимость изменения упругих и теплофизических свойств сталей от тем пературы, на основе кусочно-линейной аппроксимации экспериментальных данных, соответственно, в расчетах учтено влияние структурных напряжений. Результаты расчета температурных напряжений в цилиндрической заготовке d=100 мм из стали 75 при нагреве в пламенной печи по режиму, показанному на рисунке 4.4, а представлены на рисунке 4.4, б. Как видно из рисунка 4.4, б, максимум растягивающих напряжений в осевых слоях и сжимающих в поверхностных соответствуют температурам поверхности заготовки 600-650 С при ДгН 70-185 С. В области структурных превращений зафиксированы перепады гораздо большие (до 230 С), однако, они приводят к формированию существенно меньших напряжений. Причина данного явления - упругопластическое поведение стали и противоположность знаков (взаимная компенсация) временных и структурных напряжений. Совокупность действия перечисленных факторов приводит к значительной релаксации напряжений, снижению опасности трещинообра-зования. Таким образом, форсированной нагрев сталей перлитного класса в промежуточный период со скоростями &=0,85-1,94 К/с не приводит к снижению качества стали, проката и поковок.
Особую важность промежуточный период нагрева приобретает при терм о циклической обработке (Т1ДО) стали. В настоящее время ТЦО служит одним из наиболее перспективных способов улучшения механических свойств стали, а также повышения работоспособности стальных изделий. ТЦО заключается в многократном воздействии на металл или сплав соответствующим изменением температуры при нагреве и охлаждении, приводящим к увеличению прочности, сопротивления разрушению, вязкости, пластичности, измельчению структуры (зерна).
Эффект от проведенной ТЦО в значительной степени определяется правильной организацией тепловых режимов нагрева и охлаждения.
Один из возможных вариантов ТЦО, приводящий к повышению ударной вязкости и улучшению некоторых других свойств стали 45, предложен в [104]. Он состоит в нагреве заготовки до 780-800 С, охлаждении ее на воздухе до 620-650 С, повторном нагреве - охлаждении и третьем нагреве- охлаждении на воздухе до температур среды.
Моделирование температурных полей в заготовках при процессах, протекающих со сменой знака теплового воздействия (нагрев - охлаждение), требует применения более сложных моделей, чем традиционный одиночный нагрев или одиночное охлаждение, это связано с изменением краевых условий. Наиболее точно и полно подобные процессы можно моделировать с применение ПЭВМ, для моделирования термоциклических процессов на ПЭВМ была разработана универсальная программа на языке TURBO PASCAL 7.0 [116].
Модель включает в себя дифференциальное уравнение теплопроводности для двухмерного поля с учетом зависимости теплофизических характеристик стали от температуры:
И дополнено краевыми условиями (4.8) - для I периода (нагрев в печи с холодного состояния до 800 С):
Зависимость теплофизических свойств стали (с, X, р) от температуры аппроксимированы по уравнения [82], погрешность аппроксимации не более 5%.
Расчеты провели с применением метода конечных разностей (МКР) для четверти поперечного сечения призмы, поскольку нагрев или охлаждение симметричные. Четверть сечения была разбита на 4x5 слоев, расчетный интервал по времени определялся в соответствии с условием устойчивости для граничных условий III рода: где L - глубина прогрева, м; Ш - критерий Био; Р = 2-п, п 1, 2, 3 соответственно, для одно, двух и трехмерного температурного поля; а11ИХ коэффициент температуропроводности м /с; h - шаг по координате, м.
Исходными данными для расчета были следующие: марка стали -сталь 45, начальное распределение температуры по сечению при первом
