Если у вас возникли сложности с курсовой, контрольной, дипломной, рефератом, отчетом по практике, научно-исследовательской и любой другой работой - мы готовы помочь.
Предоплата всего
Подписываем
5
Министерство образования, науки, молодежи и спорта Украины
Донбасский Государственный Технический Университет
Кафедра обработки металла давлением
Отчет
по курсовой научно-исследовательской работе
на тему: «исследование возможностей улучшения комплекса механических свойств проката»
Этап 3
Выполнил: ст.гр.ОМД-09-1
Попков В.А
Проверил:доц.каф.
Данько В.М.
Алчевск, 2013
ТПО, определяющим условия формирования субструктуры и, в конечном итоге, комплекс механических свойств готового проката является суммарная величина пластической деформации. Температура конца охлаждения Тк.о. так же оказывает большое влияние на механические свойства проката.
Поэтому, целью данного этапа является рассмотрение температурно-деформационного режима «термопласта», а так же оптимальные скорости охлаждения и условия её обеспечения. Рассмотрены режимы ТПО для листов из стали 3сп.
Пластическая деформация является одной из важнейших операций термомеханической обработки стали, поскольку именно в процессе пластической деформации формируется та или иная субструктура стали, определяющая, после ее фиксации быстрым охлаждением, комплекс механических свойств готового проката.
Обобщая экспериментальные данные исследования влияния параметров деформации в процессе ВТМО, М. Л.Бернштейн делает вывод, что наилучший комплекс механических свойств, т.е. сочетание высоких значений прочности, пластичности и вязкости стали можно получить при ВТМО с деформацией обжатием на 30...50% [2]. Однако при определенных условиях ВТМО механические свойcтва сталей, и особенно их вязкостные свойства, могут достигать наибольших величин при деформации 60 и более процентов, что подтверждается последними исследованиями в области ТМО стального проката [3, 4, 5].
В проведенных ранее исследованиях термопластической отделки листового проката были сделаны весьма противоречивые выводы об оптимальных суммарных величинах пластической деформации этого проката в процессе ТПО. Для примерно одинаковых температурно-скоростных параметров деформации в этих работах назывались величинах 25, 50 и 125% или 0,25, 0,5 и 1,25 л. е. (логарифмических единиц) [6, 7, 8, 9]. Поэтому для разработки режимов ТПО листового проката малоуглеродистых и низколегированных сталей необходимо начать с определения оптимальных суммарных величин горячей пластической деформации, которые позволили бы достичь в результате ТПО наилучшего комплекса механических свойств этого проката. Интерес предcтавляло также определение значений истинного сопротивления этих сталей горячей пластической деформации в процессе ТПО, с целью использования этих значений в расчетах энергосиловых параметров деформирующих машин.
Для решения этих задач наряду с проведением экспериментальных исследований ТПО в работе [1] использовались известные материалы исследований непрерывной горячей пластической деформации стали в условиях одноосного нагружения (на пластометрах)[10, 11, 12]. Характерные кривые изменения истинного сопротивления стали горячей деформации σи =f(ɛ) при различных параметрах этой деформации были представлены на рис. 1.1 и 1.2.
Рис. 1.1. Кривые деформационного упрочнения малоуглеродистой стали 20 при различных температурах и скоростях деформации (на пластометре) [1].
Для малоуглеродистых и низколегированных сталей в интересующей нас области температурно-скоростных параметров деформации (температур деформации
Рис. 1.2. Кривые деформационного упрочнения низколегированной стали 15Г2 при различных температурах и скоростях деформации (на пластометре) [14].
Тд = 870..1000°С, скоростей деформации U = 1,0... 16 с-1) экспериментальные зависимости деформационного упрочнения, приведенные в работах [13, 14], имеют явно выраженный максимум в области конечных значений величины деформации, составлявшей ɛ = 0,3...0,6 л.е. Кривые такого вида удовлетворительно аппроксимируются согласно [15] уравнением
σи=σ0+ D*ɛ*exp(-ɛ/ɛx) (1.0)
где: σ0 - экстраполированный предел текучести (при ɛ = 0);
D - модуль деформационного упрочнения;
ɛx - характеристическая степень деформации, при которой кривая σи =f(ɛ) имеет максимум. На основании исследований экспериментальных зависимостей σи =f(ɛ) в работах [10, 15, 16] сделан вывод, что ɛx зависит от свойcтв стали, температуры и скорости деформации. В то же время в [17] отмечается, что наилучший комплекс механических свойств сталей с высокой склонностью к деформационному упрочнению, к которым можно отнести малоуглеродистые и низколегированные стали в аустенитном состоянии, дает формирование субструктуры стали в результате динамического возврата, что соответствует участку 2...3 зависимостей деформационного упрочнения исследуемых сталей (рис.1.1, 1.2 и 1.3). На основании этих данных можно сделать вывод, что оптимальные величины непрерывной пластической деформации (E0ПТ) исследуемых сталей при ТМО зависят от свойств стали, температуры и скорости деформации и при сравнительно невысоких скоростях (1,0... 16 с -1) и неизменных параметрах деформации соответствуют значениям (1,0...2,0) ɛx.
При ТМО, вследствие значительной дробности деформации, перестройка и упорядочивание субструктуры сталей начинается с первых микропауз, т.е. практически о самого начала деформации. И при пластической деформации, примерно соответствующей наибольшему уровню деформационного упрочнения ( ɛσmax ), субструктура сталей оказывается вполне упорядоченной и стабильной. Поэтому оптимальные величины пластической деформации, позволяющие в результате ТПО получить наилучший комплекс механических свойств последуемых сталей, следует ограничить значениями [1]
ɛопт. тпо = ɛσmax. (1.2)
Рис. 1.3. Зависимость истинного сопротивления деформации от величины относительной деформации
Рис. 1.4. Расположение зон пластической деформации листового проката (заштрихованы) при его изгибе в многороликовой машине
Снижение температуры деформирования и увеличение скорости охлаждения повышают дисперсность продуктов распада деформированного аустенита, хотя при этом химическая неоднородность металла может возрастать. Тем не менее для обработки углеродистых сталей широко используются методы ТМО, включающие ускоренное охлаждение от температур завершения деформации.
Так, снижение температуры аустенитизации стали СтЗсп с 1150 до 1000 °С при последующем ускоренном охлаждении до температур 650—600 °С резко уменьшает искажение структуры и повышает вязкопластические характеристики стали (табл.1.1). При этом прочность несколько понижается. Горячая пластическая деформация (ГПД) при 1150°С с последующим ускоренным охлаждением (УО) до тех же температур также снижает прочностные характеристики стали, оставляя примерно на том же уровне вязкопластические.
Однако если провести горячую пластическую деформацию (ГПД) после ускоренного охлаждения с Та=1150°С до Тдеф=1000°С и затем до 650—600 °С, то предел текучести стали существенно повышается, в том числе и по отношению к результатам обработки по аналогичному режиму, не включающему в себя ГПД. Средние значения ударной вязкости и пластичности при этом практически не изменяются, но их разброс становится значительно меньше, чем после обработки по другим исследованным режимам. Во всех случаях использования ГПД после режимов ТМО образуется структура, обладающая повышенным сопротивлением разрушению после механического старения. Показано [18], что термическое упрочнение (ТУ) с оптимизацией Тдеф формирует стабильную дислокационную структуру со средними размерами фрагментов 3— 4 мкм и углами разориентировки до 13—18°. Это и обеспечивает высокую однородность свойств при повышенном уровне прочности, пластичности и вязкости, особенно при отрицательных температурах.
Понижение температуры завершения прокатки до 950 °С и ускоренное охлаждение до 650—600 °С значительно повышают прочность и ударную вязкость непрерывнолитой стали СтЗсп по сравнению с ее горячекатаным состоянием (табл. 1.2). Уровень прочности также превышает достигаемый ускоренным охлаждением после нагрева до тех же температур, хотя в последнем случае значения ударной вязкости выше в 1,5—2 раза (за счет дополнительной фазовой перекристаллизации при термообработке). Пластические характеристики при обработке по этому режиму изменяются незначительно.
Термическое упрочнение во всех случаях значительно подавляет выделение избыточного феррита и сопровождается образованием более мелкодисперсного перлита, а также однородных сильнодиспергированных структур сорбитного и бейнитного типа, однако после термического упрочнения (ТУ) с прокатного нагрева формирующиеся структуры более грубо дифференцированы.
Кроме температуры начала регламентированного охлаждения и его скорости уровень механических свойств существенным образом зависит и от характера распределения обжатий (деформации) внутри температурного интервала прокатки. Этот фактор был исследован на стали СтЗсп двух плавок с разными значениями углеродного эквивалента [19]. Снижение Тк. п. с 1050 до 780 °С, приводящее к расширению температурного интервала деформационного воздействия на металл, способствует повышению как прочностных характеристик, так и ударной вязкости (табл. 1.3).
Уровень механических свойств стали сильно зависит от скорости охлаждения после завершения деформации, причем в случае охлаждения на воздухе неравномерное распределение деформации внутри температурного интервала прокатки (двухступенчатая прокатка) значимо повышает и прочность, и ударную вязкость стали по сравнению с равномерным распределением деформации по всему температурному интервалу прокатки (прокатка с завершением в МКИ температур). При охлаждении в воде картина меняется на противоположную.
Подобный эффект, отчетливо выраженный у стали с небольшим углеродным эквивалентом (СЭКВ = 0,163), практически отсутствует у стали с Сэкв =0,210.
В обоих случаях деформация в МКИ температур ускоряет перлитное превращение, которое не подавляется полностью и при закалке в воде, поэтому в структуре упрочненной стали на границах ферритной и мартенситной составляющих присутствуют перлитные участки.
Исследование зависимости структурных параметров и механических свойств стали СтЗсп [22] от температуры завершения прокатки Тк. п., длительности послепрокатной паузы т и температуры полосы перед началом смотки Тн. с. после ускоренного охлаждения показало (табл. 1.4), что прочностные свойства определяются Тк п и не зависят от τ и Тн с Понижение Тк п одновременно с упрочнением стали уменьшает ее ударную вязкость при положительных температурах, но увеличивает хладостойкость. Причем при отрицательных температурах испытаний максимальное значение ударной вязкости обеспечивается минимальной последеформационной паузой, что препятствует полному развитию рекристаллизационных процессов в стали, т. е. росту зерна. Таким образом, ударная вязкость при отрицательных температурах определяется по преимуществу средним размером ферритного зерна, а в испытаниях при плюсовых температурах она возрастает с увеличением равноосности зеренной структуры, т. е. более чувствительна к ее анизотропии.
Применение режимов упрочнения с прокатного нагрева дало хорошие результаты (табл. 1.5) при производстве на промышленном стане 3600 листов из стали Ст20 толщиной 10—30 мм [23].
Таблица 1.1. Характеристики микроструктуры и механические свойства стали
СтЗсп (0,17 % С, 0,60 % Мп, 0,24 % Si, 0,049 % S, 0,020 % Р) после ТМО
с ускоренным охлаждением [18]
Таблица1.2. Механические свойства горячекатаной и термически упрочненной непрерывнолитой стали СтЗсп (0,18 % С, 0,48 % Мn, 0,22 % Si, 0,036 % S, 0,020 % Р) [20]
Таблица 1.3. Механические свойства стали ВСтЗсп (толщина листа-10 мм) [19] 1. После прокатки, завершающейся в МКИ температур, и У О
2. После двухступенчатой прокатки, завершающейся в МКИ температур
Применение режимов упрочнения с прокатного нагрева дало хорошие результаты (табл. 5) при производстве на промышленном стане 3600 листов из стали Ст20 толщиной 10—30 мм [23].
Структура металла по толщине листов неоднородна: повышенные температуры завершения прокатки позволяют измельчить зерно только в подстуживающихся при контакте с валками поверхностных слоях листов. На глубине до 0,2 мм от поверхности проката структура термоупрочненной с прокатного нагрева стали — видманштеттов и полиэдрический феррит (около 30%, размер зерна 16—22 мкм) и псевдоэвтектоид (около 70 %). В центре листа в структуре содержится около 40 % полиэдрического феррита с размером зерен 31—45 мкм и примерно 60 % перлита.
Таблица 1.4. Параметры структуры и механические свойства стали СтЗсп, термоупрочненной с прокатного нагрева [22]
Таблица 1.5. Механические свойства стали типа Ст20 (Сэкв = 0,23 - 0,307) после упрочнения с прокатного нагрева [23]
Понижение Тк. п. от 900 до 750 °С способствует измельчению ферритного зерна, резкому увеличению плотности дислокаций и снижению доли перлита в структуре непрерывнолитой стали СтЗсп (последеформационное охлаждение на воздухе). При этом возрастают как прочностные, так и вязкопластические характеристики (табл. 6).
Таблица 1.6. Зависимость параметров структуры и механических свойств
непрерывнолитой стали СтЗсп (толщина листа 12 мм)
от температуры завершения прокатки [24, 25]
Тем не менее достигаемые при охлаждении с прокатного нагрева как на воздухе, так и в воде (табл. 1.2 и 1.6) уровни прочности и ударной вязкости (особенно при отрицательных температурах) сравнительно ниже, чем у аналогичной стали, получаемой из листовых слитков и брам. Это связано с весьма крупнозернистой структурой, характерной для непрерывнолитого металла. ТМО с однократной фазовой перекристаллизацией (при охлаждении) недостаточно полно прорабатывает такую структуру, поэтому следует использовать схемы, включающие в себя дополнительные циклы перекристаллизации.[2]
Система охлаждения расположена в линии агрегата непосредственно за деформирующей машиной. Она предназначена для фиксации полученной в результате пластической деформации субструктура стали интенсивным охлаждением (закалкой).
При закалке в системе листового проката малоуглеродистых и низколегированных сталей массового назначения следовало обеспечить:
-требуемую интенсивность охлаждения (υохл=30...50°С/с) этого проката ниже температур мартенситного превращения указанных сталей (ниже 250°С);
-одинаковую интенсивность охлаждения верхней и нижней поверхностей листов, позволяющую добиться их высокой планшетности без фиксации в процессе закалки;
-равномерность охлаждения листов для получения однородности механических свойств по всей поверхности.
На основании анализа работы различных систем охлаждения листового проката [27...28] была выбрана система ламинарного охлаждения, позволяющая обеспечить требуемую интенсивность и равномерность охлаждения листового проката без принудительной фиксации в процессе закалки. Конструктивно cистема, представленная на рис. 2.1, состоит из семи секций 1, каждая из которых длиной по 1800 мм, включает в себя один верхний бак 2 с двумя рядами патрубков ламинарного охлаждения 3 в три нижних коллектора 4 с рядом отверстий в каждом. Для повышения равномерности охлаждения ламинарные патрубки и отверстия в соседних рядах смещены друг относительно друга. Все верхние баки шланговыми подводами 5 соединены с питателем 6, все нижние коллекторы подводами 7 соединены с питателем 8. На входе питателей установлены расходомеры 9 и задвижки 10, позволяющие регулировать подачу воды, а следовательно, и интенсивность охлаждения листа сверху и снизу. Кроме того, на входе трех последних секций (сверху и снизу) установлены задвижки II, позволяющие регулировать режим охлаждения листов в этих секциях и в целом по длине системы. На входе системы установлены фильтр 12 и быстродействующая задвижка 13, с помощью которой осуществляется общий пуск и остановка системы.
Рис. 2.1. Система охлаждения листового проката
При расчете системы охлаждения важнейшим параметром является удельный раcход воды, который должен обеспечить требуемую скорость охлаждения наиболее толстых листов обрабатываемого сортамента. В системах с ламинарным охлаждением листового проката, согласно методике, предложенной в [29], удельный расход воды Ф связан с коэффициентом теплоотдачи αв (воде) следующей зависимостью:
αв=104* Ф* (17.2-301.5*Ф) (2.1)
Суммарный коэффициент теплоотдачи αΣ (воде и воздуху) верхней поверхности листа определяется в [29] уравнением
(2.2)
αΣ* ψ=( h *Cp* γ* υохл)/2* Tcp
где: h - толщина листа, м;
С - удельная теплоемкость стали, Дж/кг.°С; γ - плотность стали, кг/м3;
υохл - скорость охлаждения листа, °С/с;
Тср - средняя температура охлаждения, °С ,
Тср= Тн.о./Тк.о.
ψ - критерий неравномерности распределения температур по толщине полосы. При закалке в системе листов толщиной 10 мм с 900 до 200°С со скоростью υохл= 30°С/c коэффициент теплоотдачи αΣ верхней поверхности листа по (2.2)
αΣ ψ=(0.1*0.75*103*720*30)/2*550=1470 Вт/м2*°С
Критерий неравномерности ψ определили по номограмме, представленной в [29] в виде ψ = f(α* ψ) . ψ = 0,925.
Тогда суммарный коэффициент теплоотдачи верхней поверхности листа, который учитывает теплоотдачу и воде, и воздуху, αΣ= αв+αвозд. =1590 Вт/м2*°С. А коэффициент теплоотдачи αв , в соответствии с данными [30],
αв = 1590-50 = 1540 Вт/м2*°С
Удельный расход воды на верхнюю поверхность листа, требуемый для обеспечения скорости охлаждения υохл >30°С/с, определяется по (2.1)
Фсв = 40 м3/м2*чаc.
Для обеспечения одинаковой интенсивности охлаждения верхней и нижней поверхностей листа и, следовательyо, его планшетности после закалки на нижнюю поверхность листа в системах c ламинарным охлаждением следует подавать воды в 1,1...1,2 раза больше, чем сверху [28, 29]. Следовательно, удельный расход воды на нижнюю поверхность листа
Фcн = 1.2* Фсв =48 м3 /м2 *час.
Наибольшие расходы воды в системе сверху и снизу листа, требуемые для обеспечения скорости охлаждения листов υохл > 30°С/с, в случае непрерывной работы системы составили:
Qсв=Фсв*В*L=40*1,6*12,6 = 800 м3 /час,
Qcн = Фсн*В*L= 960 м3/час, где
В - ширина, а L - длина зоны орошения система.
Наибольший общий расход воды в системе охлаждения
Qнайб. = 1760 м3/час.
Для уменьшения расхода воды в системе охлаждения установлена быстродействующая задвижка 13, позволяющая отключать воду в паузах между подачей в систему листов. При темпе подачи расчетных листов (длиной 6000 мм) 2 минуты и скорости их движения 0,5м/с
система охлаждения будет включена в течение 30% времени цикла. Тогда номинальный расход воды в системе составит
Qном. = 0,3* Qнайб = 530 м2/час.
Расчет конструктивных параметров системы охлаждения: количества и сечения ламинарных патрубков, баков, нижних коллекторов, подводов и питателей, а также расчет потерь напора в системе выполняли по методике, изложенной в [29, 29, 31]. В качестве исходных данных были приняты расходы в системе охлаждения, рассчитанные выше, и скорости движения охлаждающей жидкости (воды), допустимые при эксплуатации подобных систем и составляющие 3...8 м/с [31],
Общая техническая характеристика системы охлаждения, включающая в себя результаты расчета конструктивных параметров системы, приведена в табл. 2.1.
Таблица 2.1.[1]
При сравнении различных схем ТПО между собой следует отметить, что наиболее перспективной схемой является схема ТПО, заключающаяся в ауетенизации стали, ее деформации при температурах выше уровня фазовых превращений, закалке и последующем отпуске. Эта схема,подбная классической семе ВТМО позволяет получить наилучший комплекс прочностных, пластических и особенно вязкостных свойств малоуглеродистых и низколегированных сталей,
Для исследования возможности упрочнения полосового прокатав рулонах во ВНИИМЕТМАШе в 1977 г. была создана опытная установка ТПО полосовой стали толщиной до 4 мм и шириной до 500 мм. На этой установке были проведены исследования ТПО полосового проката сталей марок Зсп, ВДГ2СХ я 17Г2АФ в рулонах по технологической схеме с прерванным охлаждением. После предварительной правки исходной кривизны в пятироликовой правильной машине и нагрева в индукционной установке мощностью 3000 квт полоса подвергалась многократному изгибному дефор- мированию в 15-роликовой машине горячей правки при температуре выше уровня фазовых превращений. Затем следовали охлаждение водой до температур изотермического превращения аустенита и смотка полосы при этой же температуре в рулон.
Отработка режимов ТПО велась для стали Зсп. Температура нагрева полосы была выбрана 1030…1130°С, чтобы о учетом подстуживания на воздухе ее интенсивное охлаждение началось при температуре выше Ас3. Температура полосы перед смоткой в рулон колебалась в пределах 400...700°С.
Параметры деформации определялись конструкцией деформирующей машины и скоростью движения полосы (0,12 м/с). Суммарная величина пластической деформации составила 125%. Скорость деформации равнялась 1 с -1.
В таблице 3.1. для сравнения приведены механические свойства стали Зсп в горячекатаном состоянии и сталей 10Г2С1 и 1272АФ после контролируемой прокатки на стане 2000 НЛМК.
Из таблицы 3.1. видно, что комплекс механических свойств стали Зсп после ТПО значительно повысился. Несмотря на некоторое снижение пластичность осталась на достаточно высоком уровне (δ= 17%), а прочность и ударная вязкость, особенно при низких температурах испытаний, повысились в 1,3...1,5 раза. Режимы обработки для сталей 10Г2С1 и Г7Г2АФ очевидно оказались неоптимальными, поэтому наряду с ростом прочности пластичность этих сталей после ТПО заметно снизилась, а ударная вязкость осталась на прежнем уровне.
Таблица 3.1.
В ходе дальнейших исследований из рулонной полосовой стали Зсп, упрочненной на опытной установке ТПО ВНИИМЕТМАШ, на стане электродуговой сварки Альметьевской полевой базы были сварены спирально-шовные трубы диаметром 273 мм. Испытания внутренним гидростатическим давлением показали, что разрушение экспериментальных труб наступало при давлении в 1,3 раза больше, чем обычных труб из горячекатаной стали. Механические испытания сварного соединения экспериментальных труб показали повышение его прочности на 10…20% по сравнению с прочностью сварного соединения труб из горячекатаной стали.[1]
Таким образом, в результате проведенных работ была подтверждена возможность упрочнения полосового проката сталей массового назначения в рулонах в процессе непрерывной термопластической отделки полосы о прерванным охлаждением [7]. Установлено, что эффект упрочнения полосы в процессе ТПО частично сохраняется в сварном соединении труб, изготовленных из этой полосы, за счет структурной наследственности металла [8].
В работе [1] разработаны экспериментально и освоены в промышленных условиях на созданном агрегате оптимальные режимы ТПО листового проката из стали 3сп, обеспечивающие наилучший комплекс его механических свойств. Параметры этих режимов: температура аустенизации Та = 960...970°С; температура деформации Тд = 870...960°С; величина пластической деформации ɛопт.тпо = 0,7...1,9 л.е.; скорость деформации U= 1,0...16,0 c-1; время последеформационных пауз (выдержек)tвыд = 1...7 с; температура начала охлаждения (закалки) Тз = 860...930°С| скорость охлаждения υохл=30...90°С/с; температура отпуска (или конца охлаждения)
Тотп(к.о.) = 550...650°С.[1]
В ходе выполнения данной работы были рассмотрены вопросы касающееся температурно-деформационых режимов листового проката из малоуглеродистых и низколегированных сталей. Установлено, что разработку ТПО необходимо начинать с определения суммарной пластической деформации, что влияет на образование субструктуры стали. Так же установлено, что оптимальные величины пластической деформации, позволяющие в результате ТПО получить наилучший комплекс механических свойств последуемых сталей, следует ограничить значениями ɛопт. тпо = ɛσmax.
Понижение Тк. п. от 900 до 750 °С способствует измельчению ферритного зерна, резкому увеличению плотности дислокаций и снижению доли перлита в структуре непрерывнолитой стали СтЗсп (последеформационное охлаждение на воздухе). При этом возрастают как прочностные, так и вязкопластические характеристики.
Была рассмотрена система охлаждения листового проката для фиксации полученной в результате пластической деформации субструктуры стали интенсивным охлаждением. При темпе подачи расчетных листов (длиной 6000 мм) 2 минуты и скорости их движения 0,5м/с
система охлаждения будет включена в течение 30% времени цикла, номинальный расход воды в системе составит 530 м2/час.
Представлены оптимальные режимы термопластичекой отделки стали 3 сп.