Оценка возможностей и разработка мероприятий по освоению на ТЛС5000 ОАО «ММК» новых позиций проката для сварных труб из перспективных стале

 

 

Рисунок 2.5 - Влияние температуры конца прерванной прямой закалки (IDQ) на прочность и ударную вязкость

 

По мнению специалистов отдела по разработке и расчетам режимов прокатки компании SMS Demag AG, стратегия получения проката категории прочности Х120 должна включать в себя следующие этапы:

нагрев до температуры 1150°С

прокатку по схеме с протяжкой, разбивкой ширины и заключительными  проходами продольной прокатки

трехстадийную контролируемую прокатку

В свою очередь, процесс трехстадийной  контролируемой прокатки харак-теризуется следующими технологическими параметрами:

температурой начала второй стадии

контролируемой прокатки 820-840°С

относительным обжатием на второй стадии прокатки ~ 67%

температурой начала третьей стадии контролируемой прокатки (710-730°С)

относительным обжатием на третьей  стадии прокатки ~ 28%

температурой конца прокатки 680-700°С.

Таким образом, для получения трубной заготовки высоких классов прочности Х100 и Х120 решающую роль играют следующие факторы в совокупности:

совершенствование композиции химического  состава и развитие представлений о влиянии легирующих элементов в низкоуглеродистых сталях на кинетику промежуточного превращения

выбор рациональной схемы контролируемой прокатки, эффективных скорост-ного и температурного режимов и режима обжатий

осуществление рациональных режимов  охлаждения заготовки на установке ускоренного охлаждения с целью получения предпочтительного структурного состояния, обеспечивающего необходимый уровень свойств

увеличение мощности прокатного оборудования по усилию прокатки и крутящему моменту.

3. Технологический процесс производства листов 20х4509х24000мм класса прочности Х100.

Прокат категории прочности Х100 производится по технологии двухстадийной контролируемой прокатки с ускоренным охлаждением.

Первая стадия контролируемой прокатки является высокотемпературной, включает в себя деформацию в зоне рекристаллизующегося аустенита и соответствует температуре свыше 950^оС. В этих условиях крупные зерна аустенита измельчаются путем повторения деформации и рекристаллизации.

Вторая стадия (среднетемпературная) включает в себя деформацию нерекристаллизующегося аустенита и реализуется в  интервале температур от Ar₃ до 900^оС. Аустенитные зерна измельчаются и приобретают вытянутую форму, а внутри них образуются деформационные полосы.

 

Таблица 3.1 – Приблизительный химический состав стали категории прочности  Х100

Компонент	С	Mn	Si	S	P	Mo	Nb	V	Ti	B	N	Ni	Cr
Содержание, %	0,05	1,9	0,11	0,002	0,008	0,21	0,075	0,003	0,008	-	0,007	0,25	0,25

1. Выбор размеров и массы сляба

Как было отмечено выше, реализация проекта  включает в себя строительство специализированной одноручьевой МНЛЗ-6. Согласно возможному сортаменту данной МНЛЗ и типоразмерам прокатываемых на ТЛС 5000 ОАО «ММК» слябов, имеем три значения толщины сляба: 190 мм, 250 мм и 300 мм.

Диапазон ширины сляба: 1600 - 2700 мм.

Максимальная масса сляба: 30 т.

Исходя из традиционных подходов к  выбору размеров слябов и обеспечения сопоставимости результатов приведенного моделирования с режимами контроли-руемой прокатки фирмы SMS Demag, выберем следующие размеры сляба для данного конечного размера листа:

Н_сл = 250 мм

В_сл =2700 мм

L_сл =3450 мм

При таких параметрах сляба его масса составит:

G_сл= Н_сл В_сл L_сл ρ =18,28 т

2. Выбор схемы прокатки

На толстолистовых станах применяют  различные схемы прокатки, исходя из их конструкции, размеров сляба и  готового листа, требований к качеству проката:

• продольная с протяжкой и разбивкой ширины;

• продольная с разбивкой ширины;

• продольная без разбивки ширины;

• поперечная с протяжкой;

• поперечная без протяжки;

• продольная с обжатием сляба по ширине с протяжкой и разбивкой ширины;

• поперечная с обжатием торцов сляба без протяжки;

и т.д.

Возможными  схемами осуществления процесса прокатки для указанных размеров сляба (250x2700x3450 мм) и готового проката (20x4509x24000 мм) являются две из приведенных  выше схем: поперечная без протяжки с применением эджера (одна кантовка перед первым проходом) и продольная с протяжкой и разбивкой ширины с применением эджера (кантовка после этапов протяжки и разбивки ширины).

Вторая  схема прокатки является наиболее предпочтительной с точки зрения минимизации боковой  обрези и потерь головной и хвостовой  частей, а также обеспечения пониженных нагрузок на оборудование в первых черновых проходах.

Поэтому для  получения указанного профилеразмера примем схему прокатки: продольную с протяжкой и разбивкой ширины с применением эджера.

Сначала сляб прокатывают «вдоль» для снижения разнотолщинности исходной заготовки, что способствует в дальнейшем снижению разноширинности конечного раската. Именно этот этап процесса в отечественной литературе называют протяжкой. В зарубежных источниках используют термин «sizing rolling».

Затем раскат кантуют в горизонтальной плоскости на 90^о и осуществляют вытяжку, необходимую для того, чтобы он удлинился до величины b_к, которая равна ширине готового листа с учетом припуска на боковую обрезь (разбивка ширины или «broadside rolling»).

Затем раскат вновь кантуют на 90°  в горизонтальной плоскости и  обжимают его до толщины готового листа («finish rolling»).

При такой схеме прокатки и ее вариантах припуск на торцевую обрезь обычно задают равным 800 мм. Величина припуска на боковую обрезь определяется соотношением вытяжек при протяжке и разбивке ширины λ_|/λ_||, a так же толщиной сляба.

Если стан имеет в своем составе  клеть с вертикальными валками, то для уменьшения разноширинности  раската рекомендуют осуществлять предварительное обжатие сляба  по ширине. Величина бокового обжатия Δb_в.бок должна выбираться в пределах от 5-10 до 60-70 мм. При прокатке с рациональным предварительным обжатием сляба вертикальными валками припуск на боковую обрезь снижается до 120-140 мм.

 

Таблица 3.2 - Боковая обрезь при продольной прокатке с разбивкой ширины

λ|/λ||	не менее 0,7	0,4-0,7	менее 0,4
Δbв.бок,мм в первой половине компании рабочих валков	140-150	170-180	200-210
Δbв.бок,мм во второй половине компании рабочих валков	120-130	150-160	180-190

 

Согласно данным SMS Demag AG, такая схема прокатки является наиболее предпочтительной с точки зрения минимизации боковой обрези и потерь головной и хвостовой частей, которые имеют место при поперечной прокатке, а также функционирования системы автоматического контроля профиля ASC (automatic shape control) (рисунок 3.1).

 

Рисунок 3.1 - Система автоматического контроля профиля

3. Расчет сопротивления металла деформации

Одним из наиболее важных этапов разработки новых технологических режимов  контролируемой прокатки является расчет сопротивления металла деформации, без которого спрогнозировать и рассчитать усилие прокатки, крутящий момент и мощность двигателя просто не представляется возможным.

Наиболее точным методом определения  сопротивления деформации, в особенности  для новых низколегированных ниобийсодержащих марок сталей, является метод, основанный на результатах реальных пластометрических экспериментов, в которых устанавливается его зависимость от температуры, степени и скорости деформации металла. Однако, среди существующих методов широкое распространение получили метод термомеханических коэффициентов и метод Л.В. Андреюка, использующего обобщенные экспериментальные данные.

В нашем случае речь идет о текущем  строительстве прокатного оборудования, и соответственно, о невозможности  проведения в настоящее время  дилатометрических экспериментов  с целью определения сопротивления  металла деформации. Поэтому в  данной работе для разработки режима обжатий и в дальнейшем для расчета усилия прокатки, базисное значение сопротивления металла деформации стали с заданным химическим составом будем рассчитывать по методике Л.В. Андреюка, которая в силу своей специфики, слишком чувствительна к содержанию углерода и не в состоянии принимать во внимание упрочняющие механизмы таких микролегирующих элементов как ниобий, титан и ванадий.

 

,

(3.1)

При t=1000 ^oC, u=1v/c, ε=0.1

,

(3.2)

 

,

(3.3)

 

,

(3.4)

 

,

(3.5)

где - эмпирические коэффициенты,

Х_i – процентное содержание элемента в стали выбранной категории прочности, таблица 3.3.

 

Из расчетов согласно приведенным  формулам и эмпирическим коэффициентам  получены следующие результаты:

δ₀ = 81,41 МПа а = 0,121 b = 0,229 с = -3,863

Таблица 3.3 - Эмпирические коэффициенты для расчета базисного сопро-тивления металла деформации

компоненты				Эмпирические коэффициенты
	k'	k"	I'	I"	m'	m	n'	n"
С	-65,7	141	9,17	-5,24	23	-18,6	63	43,1
Мп	134	-36,2	-0,314	0,107	2,37	-0,591	-25,6	8,07
Si	31,9	-37,8	4,98	3,57	5,3	-3,39	59,3	-45,5
Сг	155	-31,3	-0,29	0,0612	1,32	-0,385	-15,9	2,66
Ni	70,6	-5,04	-0,315	0,0319	0,45	-0,037	7,28	-0,633
W	-155	40,1	0,559	-0,148	1,9	-0,549	-29,3	11
Mo	-371	175	3,07	-1,07	-2,64	0,428	16,5	5,56
V	2204	1521	-20,8	19,3	-28,9	24	286	-495
Ti	757	-625	-8,44	5,56	-0,0365	-0,619	-44,7	28,3
Al	1303	-908	15,2	-9,55	60,6	-36,5	-804	503
Co	1874	-412	23,1	-5,63	63,9	-15,2	-1155	270
Nb	-291	219	-7,09	5,3	56,3	-63,9	-1539	1610
Cu	-84	127	4,96	-2,62	-7,59	6,43	-242	124

4. Разработка режима обжатий

По мнению российских авторов [13,14], относительные обжатия по проходам в случае контролируемой прокатки на ТЛС должны распределяться как показано на рисунке 3.2.

 

Рисунок 3.2 - Типичное распределение относительного обжатия по проходам при контролируемой прокатке на ТЛС

 

Проход, где величина относительного обжатия достигает своего максимального  значения, будем считать последним  черновым проходом. По технологии контролируемой прокатки за ним следует междеформационная  пауза, а следующий за ней проход для «взламывания» воздушной окалины может выполняться с абсолютным обжатием, не превышающим 1 мм, что отражается на рисунке 2 в виде локального минимума.

При моделировании  режимов прокатки специалисты фирмы SMS Demag AG рекомендуют выполнять этот проход всегда в направлении прокатки от системы ускоренного охлаждения к нагревательным печам при отсутствии обжатия раската по высоте и обеспечении гидросбива окалины в клети. Указанная рекомендация выполнена нами при разработке режима.

Далее величина относительного обжатия неуклонно снижается, что позволяет обеспечить некоторое выравнивание продольной разнотолщинности и уменьшить разогрев металла в последних проходах.

Коэффициент использования бочки валка рассчитаем по известной формуле:

,

(3.6)

 и - ширина полосы и длина бочки валка.

Зададимся толщиной промежуточного раската  при контролируемой прокатке:

hp = 3hк,

(3.7)

h_p = 3·20 = 60 мм

Пользуясь общими формулами для определения числа проходов на отдельном этапе процесса прокатки,

,

(3.8)

где - суммарный коэффициент обжатия;

Средний коэффициент обжатия, для  расчета которого в формуле приведены  коэффициенты, полученные методом регрессионного анализа, определяется из формулы [1]:

,

(3.9)

 

Общее число  проходов

Число черновых проходов

 

Число проходов на этапе протяжки:

 

Число проходов на этапе разбивки ширины:

 

С учетом приведенных выше расчетных значений числа проходов на каждом этапе прокатки принимаем следующие значения числа проходов таблица 3.4.