Содержание к диссертации
Введение
1. Влияние основных технологических параметров на формирование механических свойств термомеханически упрочненного проката 6
1.1. Параметры деформационного режима 7
1.1.1. Температура нагрева заготовки и температурный режим прокатки .7
1.1.2. Скорость, степень и дробность деформации 12
1.2. Параметры режима охлаждения 14
1.2.1. Последеформационная выдержка 14
1.2.2. Скорость охлаждения 16
1 2.3 Температура конца ускоренного охлаждения 25
1.3 Химический состав стали 27
1.4. Цель и задачи работы 31
2. Построение модели для прогнозирования механических свойств термомеханически упрочненной арматуры 32
2.1. Основные принципы структурно-матричного подхода 32
2.2 Структурно-матричная модель для описания процесса формирования структуры и механических свойств ТМО проката 35
2.2.1 Блок матрицы «Температура раската» 38
2.2.2. Блок матрицы «Скорость» 40
2 2.3. Блок матрицы «Степень и дробность деформации» 41
2.2.4. Блок матрицы «Последеформационная выдержка» 42
2 2.5. Блок матрицы «Скорость охлаждения» 43
2.2.6 Блок матрицы «Время охлаждения» 49
2.3. Выводы по главе 2 50
3. Исследование влияния основных технологических параметров на формирование механических свойств термомеханически упрочненной арматуры 51
3.1. Контроль процесса термомеханического упрочнения 51
3.2. Исследование влияния основных технологических параметров на прочностные характеристики термомеханически упрочненной арматуры .54
3.3. Выведение математических зависи.мостей для прогнозирования уровня механических свойств термомеханически упрочненной арматуры 60
3 4 Составление контрольных карт процесса и методика контроля 63
3.5. Выводы по главе 3 66
4 Разработка нового способа производства термомеханически упрочненной арматуры, обеспечивающего равномерное распределение требуемых свойств по длине раската 67
4 1. Анализ уровня механических свойств термомеханически упрочненной арматуры классов А400С и А500С текущего производства стана 250 № 1 ОАО «ММК» 67
4 1 1 Описание технологии производства арматуры классов А400С и А500С и применяемого оборудования 67
4.12 Обработка результатов испытаний сдаточных проб текущего производства 73
4 1 3 Исследование влияния сортамента арматуры на распределение механических свойств по длине раската 79
4 2 Применение структурно-матричной модели для объяснения причин неравномерного распределения механических свойств по длине раската 83
4 3 Разработка нового способа производства термомеханически упрочненного сортового проката с применением дополнительного
подстуживания в процессе прокатки 87
4 3 1 Проектирование нового способа производства термомеханически упрочненной арматуры . 87
4 3 2 Исследование влияния дополнительного охлаждения раската в процессе прокатки на формоизменение в калибрах при помощи
моделирования . . .89
4 3 3 Разработка новых режимов термомеханической обработки и ожидаемые результаты. 96
4.4. Проведение прямых исследований в промышленных условиях работы стана 250-1 ОАО «ММК» 98
4 4 1. Подготовка оборудования для проведения эксперимента 98
44 2 Методика проведения эксперимента 102
4 4.3 Технологическое описание проводимого эксперимента и полученные результаты 104
4 5. Выводы по главе 4 108
Выводы по работе 109
Список литературы
- Температура нагрева заготовки и температурный режим прокатки
- Блок матрицы «Степень и дробность деформации»
- Выведение математических зависи.мостей для прогнозирования уровня механических свойств термомеханически упрочненной арматуры
- Описание технологии производства арматуры классов А400С и А500С и применяемого оборудования
Введение к работе
Основным армирующим материалом сборных железобетонных конструкций является стержневая арматурная сталь периодического профиля, потребление которой только в России в 2003 году составило свыше 3,0 млн. т. До недавнего времени в железобетонных конструкциях применялась исключительно горячекатаная арматура. Однако, начиная с семидесятых годов, на ряде предприятий черной металлургии началось освоение технологии производства арматуры, термически упрочняемой с прокатного нагрева
Эта технология позволила получать арматуру тех же классов прочности, что и горячекатаная, но из сталей, содержащих меньшую долю легирующих элементов и при большем выходе годной продукции, в результате чего себестоимость термомеханически упрочненной арматуры в сравнении с горячекатаной снижается в среднем на 20-25$ за тонну.
В России массовое производство термомеханически упрочненной арматуры началось только в конце 90 годов, однако, повышенный спрос на внутреннем и внешнем рынке способствовал стремительному росту числа производителей данного вида проката и увеличению объемов производства, что привело к тому, что в настоящее время до 70% всей выпускаемой арматуры составляет термомеханически упрочненная арматура классов А400С и А500С
Жесткая конкуренция в данном сегменте рынка приводит к необходимости удовлетворять требования потребителя в полном объеме, в связи с чем, весьма актуальной видится задача повышения качества термомеханически упрочненной арматуры, при неизменной цене (себестоимости) продукции.
К основным показателям качества арматуры данных классов следует отнести заданный уровень хмеханических свойств по длине, который определяется химическим составом стали, деформационным режимом и режимом последеформационного охлаждения. В процессе производства термомеханически упрочненного проката происходит изменение скорости и температуры
прокатки, давления и температуры охлаждающей воды, длительности принудительного охлаждения и других параметров, что существенно влияет на процессы структурообразования и формирования свойств обрабатываемого проката. Поэтому для обеспечения заданного уровня механических характеристик, а также для их прогнозирования необходима комплексная оценка влияния всех перечисленных факторов в рамках единой описательной системы.
Данная работа направлена на повышение качества термомеханически упрочненного арматурного проката, в части обеспечения заданного уровня механических свойств по длине проката.
В первой главе проведен обзор влияющих факторов, с разделением на параметры деформационного режима и параметры режима последеформаци-онного охлаждения.
Во второй главе решается задача моделирования процесса формирования механических свойств сортового проката при термомеханической обработке с использованием матричного подхода к представлению технологических процессов
В третьей главе в результате статистической обработки массива данных, получены регрессионные зависимости между показаниями прибора для контроля за механическими характеристиками термомеханически упрочненного сортового проката (индикатора магнитной фазы) и выбранными управляющими технологическими параметрами - углеродным эквивалентом, расходом охладителя, температурой нагрева заготовки и скоростью прокатки в последней клети стана.
В четвертой главе решаются вопросы повышения равномерности распределения механических свойств по длине раската - предложены и опробованы на практике новый способ и новые режимы производства термомеханически упрочненной арматуры, включающие дополнительное подстуживание хвостовой части раската.
Температура нагрева заготовки и температурный режим прокатки
Температурный режим, с точки зрения термомеханической обработки, может быть охарактеризован: температурой нагрева заготовки, температурой раската в процессе деформации и температурой конца прокатки.
Температура нагрева под прокатку определяет исходное (перед прокаткой) состояние стали Для получения мелкого феррита в первую очередь стремятся измельчать аустенит путем снижения температуры нагрева под прокатку [12] Понижение температуры нагрева замедляет рост зерен, попутно снижается время охлаждения перед конечной стадией деформации Понижение температуры нагрева под прокатку от 1200 до 1050С способствует измельчению зерна феррита на 0,5 - 1 балл, что в конечном итоге повышает вязкость стали [13,14].
В работе [15] исследовали распределение температуры металла вдоль линии непрерывного стана при производстве арматурного проката с разной температурой нагрева исходной заготовки. Результаты наблюдений по распределению температуры прокатываемого металла по клетям непрерывного мелкосортного стана 250-1 меткомбината «Криворожсталь» при нагреве исходных заготовок в интервале температур от 1000 до 1200С представлены в виде диаграмм на рис. 1.
Анализ результатов расчетов показал, что общий характер диаграмм в указанном диапазоне температур нагрева заготовок не изменяется. Однако при снижении температуры нагрева заготовок становится более выраженным минимум в распределении температур вдоль линии стана за счет увеличения разогрева раската в чистовых клетях.
Результаты показали, что при прокатке заготовок с начальной температурой 1200 С и 1000 С, то есть отличающихся по нагреву на 200 С, температуры конца их прокатки отличаются только на 53 С или в 3,8 раза меньше по сравнению с начальной разностью температур. Иными словами, воздействовать на температуру конца прокатки изменением температуры нагрева заготовки представляется малоэффективным. Уменьшение температуры нагрева заготовок приводит к увеличению тепловыделения и повышению температуры металла при дальнейшей прокатке, особенно с повышением скоростей прокатки в чистовой группе клетей.
Температура раската в процессе деформации. С точки зрения получения требуемой структуры, деформацию желательно проводить при температурах, при которых облегчено образование субзеренной структуры.
Излишне высокая температура деформирования нецелесообразна из-за возможности развития рекристаллизации как во время деформации, так и при последующем охлаждении, что приводит к уменьшению или почти полному исчезновению эффекта термомеханического упрочнения. При низких температурах деформации в металле сохраняется наклепанное состояние, характеризующееся высокой прочностью, но недостаточной пластичностью. Поэтому температуру деформации необходимо выбирать такой, чтобы при горячей деформации происходили процессы полигонизации и формировалась развитая субструктура, а рекристаллизация была подавлена или заторможена. Этим условиям отвечает температура, которая при заданной скорости и степени деформации, обеспечивает температуру конца прокатки на 50-100С превышающую точку Асз
Понижение температуры конца прокатки приводит к измельчению зерна аустенита перед у— а -превращением и как следствие измельчение зерна феррита
На основании исследования влияния параметров прокатки широкополочных профилей на структуру стали [16] установлено, что величина зерна феррита и параметры субструктуры зависят в большей степени от температуры конца деформации и в меньшей степени от скорости прокатки и величины деформации. Кроме того, отмечается, что важными факторами, влияющими на обеспечение требуемых свойств при прокатке двутавровых балок (предназначенных для использования при низких температурах), являются распределение конечной температуры по сечению материала, общее обжатие от заготовки до конечного сечения в отдельных частях профиля
При контролируемой прокатке двутавровых балок размером ЗООхЗООх х10х17 мм и 600x200x11x17 мм снижение температуры прокатки в чистовых клетях с 950-900 до 800-750 С благоприятно сказывалось на хладостойкость стали.
Блок матрицы «Степень и дробность деформации»
Влияние степени и дробности деформации на формирование структуры и свойств сталей (/}) при ВТМО обусловлено прежде всего тем, что наряду с температурой деформации эти факторы определяют как интенсивность накопления дефектов и их перераспределение, так и степень протекания динамической и статической рекристаллизации, поэтому увеличение степени деформации благоприятно влияет на уровень механических свойств только до определенной величины. Увеличение частных деформаций к концу прокатки (/j) повышает деформационный разогрев и температуру конца прокатки, что способствует ускорению протекания процессов разупрочнения
При деформации низкоуглеродистых, низко- и среднелегированных сталей наиболее приемлемой степенью деформации является обжатие 25-40%. При дальнейшем повышении степени деформации за проход прирост пластичности прекращается, а прочностные характеристики снижаются. Для высоколегированных сталей допустимы более значительные степени дефор мации, хотя и в этом случае при степенях деформации более 50% наблюдается снижение пластичности [66]. Обработка с дробной деформацией, с точки зрения получения более высоких и устойчивых механических свойств, является целесообразной. Вместе с тем, при рассмотрении влияния дробности деформации на механические свойства необходимо учитывать возможность чрезмерного снижения температуры окончания деформации (fj).
Блок матрицы «Последеформационная выдержка»
С точки зрения формирования структуры и механических свойств термомеханически упрочненного проката, в блоке «последеформационная выдержка» можно выделить следующие элементы (рис.14). - время пауз между деформациями, - время паузы перез установкой ускоренного охлаждения (УУО), при этом, если «время пауз между деформациями» относится к парамерам деформационного режима, то «время паузы перед УУО» - следует уже относить к параметрам режимов охлаждения
Последеф выдержка
Время пауз при деформации. В промышленных условиях получение заданного профиля из исходной заготовки осуществляется за несколько проходов. В зависимости от типа стана (непрерывный, с последовательным расположением клетей или линейный) продолжительность пауз составляет от нескольких десятых долей до 5 с и более, в течение которых в определенной степени могут протекать процессы разупрочнения (возврат, полигонизация, рекристаллизация). Увеличение продолжительности междеформационной паузы приводит к снижению прочностных и повышению пластических характеристик проката за счет более полного протекания разупрочняющих процессов Время паузы перед ускоренным охлаждением. При обычных температурах ВТМО в первые секунды последеформационной выдержки протекает процесс возврата, сопровождаемый некоторым падением прочности и увеличением пластичности
Углеродистые и низколегированные стали, в которых фрагментирован-ная структура образуется уже в процессе деформации (динамическая полиго-низация), следует охлаждать немедленно после окончания деформации
В средне- и высоколегированных сталях обычно не удается создать по-лигонизованную структуру в процессе деформации, поэтому для протекания полигонизации после прокатки (перед охлаждением) этих сталей необходимо дать определенную выдержку На рис 15 представлен блок структурной матрицы «Скорость охлаждения», а также указаны схемы влияния его компонентов друг на друга и на температуру конца охлаждения
Выведение математических зависи.мостей для прогнозирования уровня механических свойств термомеханически упрочненной арматуры
Для математического описания характера совместного влияния перечисленных технологических параметров на показания ДМФ, в рамках программного продукта «SPSS v 12 0» был проведен многофакторный регрессионный анализ, причем для каждого профилеразмера (№12, 16, 20) он проводился отдельно
Ввиду того, что в накопленном за период эксплуатации массиве данных, в качестве отклика (показания ДМФ) фиксировался интервал значений, то регрессионный анализ проводился отдельно для минимального и максимальных значений Объемы выборок составили - для №12-107 плавок, - для №16 - 78 плавок, - для №20 - 43 плавки. Согласно рекомендациям [81] аппроксимация данных проводилась с использованием следующих видов уравнений Y = ао + ai Xi + а2 Х2 + а3 Х3 + .. + ап Хп У МЪТХЪУ2 . .(Х„Г Y = ао+а1(Х1)2+а2Х1+аз(Х2)2+а4Х2+ . +an(Xn)2+anX! Y = а0+а1(Х1)3+а2(Х1)2+азХ1+а4(Х2)3+а5(Х2)2+абХ2+ ..+an(Xn)3+an(Xn)2+anXri Y = 1/(а0+а1Х1+а2Х2+ +апХп) Y = EXP(a0+aiX!+a2X2+ +anXn)
В связи с тем, что составленные матрицы корреляции (Приложение Б) выявили корреляционную зависимость между содержанием углерода (С) и скоростью прокатки в последней клети стана (V), то с целью повышения точности аппроксимации, в рассматриваемых уравнениях, вместо фактора «С» рассматривался параметр «(1-С)», что позволило в среднем на 4% повысить расчетное число Фишера
Выбор уравнения, наиболее точно описывающего зависимости показаний ДМФ от выбранных технологических параметров, производился в следующей последовательности
1) Проверка допустимости описания исследуемой связи данной регрессионной зависимостью с помощью выборочных характеристик коэффициент множественной регрессии (R) и коэффициент множественной детерминации (R ) - позволяют оценить, достаточно ли выбранных факторов для объяснения изменений откликов Значение коэффициента множественной детерминации показывает на сколько процентов изменения отклика обусловлены совместным влиянием рассматриваемых факторов [81,82] рассчитанное число Фишера (Fp) - позволяет оценить точность аппроксимации исследуемой зависимости выбранным уравнением по условию [81,82]: Fj F\p,Uy,Uoeml (13) где F[p,U tU0cm] - табличное число Фишера при уровне значимости р, степенях свободы дисперсии отклика Uy=N-l и степенях свободы остаточной дисперсии Uocm=N-M-\. Fp - рассчитанное число Фишера: R (N-p-l) (l-R )p
Таким образом, на данном этапе для каждого вида уравнения, для всех профилеразмеров арматуры были вычислены оценочные критерии (R, R , Fr), которые позволили сделать вывод о том, что все рассматриваемые уравнения могут использоваться для описания совместного влияния технологических параметров (содержание углерода в стали - С, расход охладителя - Q, скорость прокатки в последней клети - V и температура нагрева заготовки - Т) на показания датчика магнитной фазы (D). Результаты представлены в Приложении Б (пункт Б 2)
2) Оценка значимости коэффициентов регрессии при помощи чисел Стьюдента. Коэффициенты при факторах можно считать значимо отличными от нуля, если выполняется условие [82] Tr T[p,U], (15) где T[p,U]- табличное значение числа Стьюдента при уровне значимости р и числе степеней свободы U (U=N-(M+1), N - число наблюдений, М - число факторов). Из рассматриваемых видов уравнений, значимость всех факторов с выполнением условия (15) была сохранена только при описании зависимости линейным уравнением
Значения коэффициентов регрессии для линейного уравнения и оценка их значимости с помощью критерия Стьюдента представлены в приложении Б (пункт Б.З)
После подстановки в данный вид уравнения найденных коэффициентов были получены уравнения, которые позволяют прогнозировать показания датчика магнитной фазы.
Одним из основных инструментов в обширном арсенале статистических методов контроля качества являются контрольные карты. Контрольная карта состоит из центральной линии, двух контрольных пределов (над и под центральной линией) и значений характеристик (показателя качества), нанесенных на карту для представления состояния процесса.
Выход параметра за границы поля допуска (минимального или максимального) или приближение к ним свидетельствует о необходимости внесения корректировки в процесс в соответствии со знаниями специалиста, управляющего производством; и напротив - стабильные появления значений показателей качества в области центральной линии говорят об установившемся процессе, не требующем внесения изменений.
Как упоминалось ранее, фиксирование конкретных значений показаний ДМФ в зависимости от режима термомеханического упрочнения представляется мало эффективным, поскольку это значение может меняться даже в пределах одного раската
Описание технологии производства арматуры классов А400С и А500С и применяемого оборудования
Исходя из принципа обеспечения однородности свойств по длине раската, необходимо стабилизировать влияющий фактор, т.е. уравнять скорости прокатки и отводящего рольганга, что приведет к увеличению времени пауз, и, как следствие, к уменьшению производительности стана
В ситуации, когда какой-либо фактор, влияющий на процесс формирования механических свойств, меняется во времени, а устранение причины нестабильности фактора - технологически невозможно или экономически нецелесообразно, предлагается нарушить стабильность другого влияющего фактора, который до этого момента был постоянным во времени, причем эффект от вносимого изменения должен быть обратно пропорционален эффекту от неконтролируемого изменения фактора
Структурно-матричная модель предлагает несколько вариантов выравнивания «температуры конца охлаждения» переднего и заднего концов раската, а именно - дифференцированно изменить «температуру конца прокатки», «скорость охлаждения» и «последеформационную выдержку».
Дифференцированно менять время последеформационной выдержки для переднего и заднего концов раската технологически невозможно; дифференцированное изменение скорости охлаждения требует серьезной автоматизации работы УУО, и подразумевает применение высокоточных и высокопроизводительных форсунок, позволяющих увеличить расход охладителя или давление в момент освобождения заднего конца из прокатной клети.
Одним из способов повышения равномерности охлаждения проката, при условии его порезки летучими ножницами за трассой термоупрочнения [94], является снижение давления охладителя в последних (одной или двух) секциях ох 88 лаждения для обеспечения эффекта торможения раскатов На практике это очень трудно реализовать. С одной стороны, снижение давления воды в последних секциях уменьшает явление разгона раскатов при их транспортировке к холодильнику и ведет к повышению однородности свойств, но с другой стороны падает транспортирующая способность трассы, что приводит к нагонам раскатов
Поэтому наиболее рациональным выглядит следующий вариант, который предполагает понизить температуру окончания прокатки заднего конца, осуществив в одном из межклетевых промежутков чистовой группы дополнительное охлаждение хвостовой части раската [95]
Применение данного способа предполагает осуществлять нагрев заготовки, прокатку на стане, ускоренное охлаждение всего раската на выходе из последней чистовой клети, самоотпуск на воздухе в соответствии с действующей на стане технологией, но в процессе прокатки в одном из межклетевых промежутков чистовой группы осуществляют дополнительное охлаждение хвостовой части раската, причем охлаждение начинают в момент, когда длина раската в выбранном межклетевом промежутке составит. (.Цраската і- уч охл/ И где Ьраската - общая длина раската, измеренная на холодильнике, м; Цч охл - длина участка линии ускоренного охлаждения за прокатным станом, м; д. - суммарная вытяжка в клетях, расположенных после устройства для дополнительного охлаждения раската. В результате дополнительного охлаждения на выходе из последней чистовой клети температура задней части раската на участке (LpdCKaTa/n - A/JM становится ниже температуры начала и середины раската. Дальнейшее понижение температуры в установке ускоренного охлаждения, за счет разного времени охлаждения середины и хвостовой части приводит к выравниванию температуры по длине, и, как следствие - повышает однородность распределения механических свойств. 4.3 2. Исследование влияния дополнительного охлаждения раската в процессе прокатки на формоизменение в калибрах при помощи моделирования
Для моделирования режимов прокатки термомеханически упрочненной арматуры №16 на мелкосортном стане 250-1 ОАО «ММК» был выбран программный продукт ELPRO, разработанный на кафедре ОМД МГТУ им. Г. И. Носова [96-98]. В основу программы заложено описание процессов прокатки профилей с помощью структурно-матричного подхода [99-101].
В соответствии с принципом структурно-матричного подхода, сечение раската перед прокаткой в калибре и после него описывалось с помощью матриц [А] и [В] соответственно При этом компонентами матрицы являлись длины радиус-векторов, проведенных из центра тяжести сечения до пересечения с контуром калибра через равные углы (рис 32)
Способ описания сечения с помощью матрицы: а - сечение до деформации раската b - сечение после деформации раската
Так как в калибровке для получения арматурного профиля задействованы только калибры простой формы, имеющие две оси симметрии, то рассматривалась 1/4 калибра. Рассматриваемая область разбивалась на 10 радиус-векторов (п=10), их значения приведены в таблицах 10-15 в графах «входное» и «выходное сечение».
При создании чодели были сделаны следующие допущения: ввиду того, что чистовая группа является линейной - что ведет к образованию петли в карманах, расстояние между 8-9 и 10-11 клетями, было взято как средняя величина, равная 10 метрам; последний чистовой калибр был описан как круг, такой же погонной массы, что арматура №16; при моделировании применялась действующая калибровка, при которой шестая и седьмая клети являются «холостыми»; линейная чистовая группа клетей описана, как непрерывная группа, вследствие чего несколько изменились скорости прокатки в чистовой группе. 1 этап - Моделирование условий работы стана при прокатке арматуры №16 при действующей настройке оборудования (расстояние между клетями, применяемая калибровка, используемая заготовка и скоростные параметры прокатки). На данном этапе определялась температура раската по выходу из каждой клети и просчитывалось уширение по клетям. Размеры радиус-векторов были сняты со схемы действующей калибровки с точностью до 0,01 мм. В результате первого этапа моделирования были определены вытяжки во всех клетях, они полностью совпали с вытяжками, описанными в технологической инструкции при прокатке арматурного профиля №16. Результаты моделирования представлены в таблице 9.
