WO2021080470A1 - Способ производства проката из стали - Google Patents

Способ производства проката из стали Download PDF

Info

Publication number
WO2021080470A1
WO2021080470A1 PCT/RU2020/050291 RU2020050291W WO2021080470A1 WO 2021080470 A1 WO2021080470 A1 WO 2021080470A1 RU 2020050291 W RU2020050291 W RU 2020050291W WO 2021080470 A1 WO2021080470 A1 WO 2021080470A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
austenite
decomposition
rolled
steel
temperature
Prior art date
Application number
PCT/RU2020/050291
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Антон Владимирович ШМАКОВ
Владимир Николаевич УРЦЕВ
Юрий Николаевич ГОРНОСТЫРЕВ
Михаил Львович ЛОБАНОВ
Илья Кимович РАЗУМОВ
Геннадий Васильевич САМОХВАЛОВ
Евгений Дмитриевич МОКШИН
Василий Николаевич ДЕГТЯРЕВ
Дим Маратович ХАБИБУЛИН
Сергей Владимирович ДАНИЛОВ
Никита Сергеевич СИДОРЕНКО
Николай Владимирович УРЦЕВ
Original Assignee
Антон Владимирович ШМАКОВ
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Антон Владимирович ШМАКОВ filed Critical Антон Владимирович ШМАКОВ
Publication of WO2021080470A1 publication Critical patent/WO2021080470A1/ru

Links

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B1/00—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D1/00—General methods or devices for heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering
    • C21D1/02—Hardening articles or materials formed by forging or rolling, with no further heating beyond that required for the formation

Definitions

  • the invention relates to technological processes used in metallurgy to obtain high-quality rolled products of a new generation with the determination of consumer properties directly in the rolling process
  • a new technological level of production of rolled products with given functional properties and predictable structures requires the control of the parameters of technological processes, consistent with the kinetics of physical processes occurring in steel.
  • the most important for industrial practice characteristics of phase transformations occurring in the material during its processing are the conditions for the onset of transformations, the duration of their occurrence, as well as the specific values of their thermal effects, which, along with technological parameters, determine the temperature of the rolled product at different moments of its processing. advancing along the technological chain.
  • thermokinetic diagram of the structural change is performed for the chemical composition of the considered assortment of coiled products in the range of possible temperatures and cooling rates on the discharge roller table of the broadband mill.
  • a graph of the distribution of the temperature of the metal over the sections of the discharge roller table is obtained for rolled products of a given thickness when using the laminar cooling mode, characterized by thorny for a given assortment.
  • the resulting graph is superimposed on a thermokinetic diagram and an analysis is made of the structure that can be obtained with this laminar cooling regime in terms of ensuring the required level of mechanical properties.
  • the degree of remoteness of the graph from the nodal points of the phase transformation is also estimated, ie. points at which the boundaries of different regions of phase transformations converge.
  • the known method makes it possible to obtain a metal with the required structural state, but does not solve the problem of determining the structure of the metal of the finished product only on the basis of fixing the parameters of the technological process that took place during its production.
  • a known method of metalworking with the support of at least partially manual control of the rolling mill of metalworking in which metal is processed in the form of a strip or slab or metal of a rough profile (RU 2457054 [2]).
  • the method involves taking into account the influence of the phase composition of the metal on the adjustment of the parameters of the production process.
  • the proportion of at least one metallurgical phase of the metal is determined continuously, in relation to a certain place of the metal-working rolling mill, taking into account the operating parameters of the metal-working mill, which are influenced by the phase state. These parameters can be the selection of a suitable cooling plane or suitable cooling parameters.
  • the result of the determination is transmitted to the service operator in real time, for example, on the control device.
  • the operator receives information relevant to the quality of the metal being processed, which directly reproduces the effect of the manual adjustments he made, so that, if necessary, the manual adjustments can be optimized by further changes.
  • the indication serves to ensure the quality of products, but does not solve the problem of determining the structure of the metal and associated consumer properties on the basis of fixing the parameters of the technological process that took place during its production.
  • a known method for the production of rolled steel from steel including the process of controlling a metallurgical production plant for manufacturing a product from a metal steel and / or iron alloy, and the manufacturing process is at least partially controlled using a structure simulator and / or a structure monitor and / or structure models, including a program that calculates at least one mechanical characteristic of the strength of the produced product (RU 2016133849 [3]).
  • the mechanical strength characteristic is calculated depending on the corresponding technological chain on the basis of the calculated metallurgical phase components and / or their respective proportions in the structure of the manufactured product.
  • the technological chain of a metallurgical production plant includes a hot rolling mill and / or a plate mill with a final cooling section.
  • the corresponding mass fraction of one alloying element or all alloying elements that are present in the chemical composition of the steel alloy used are recorded.
  • the cooling rate set within the framework of the cooling produced after the rolling process is recorded, and the increase in a certain strength characteristic of the produced product, achieved by changing this additional operating parameter, is partially compensated and / or equalized by reducing the mass fraction of one or more alloying elements in the chemical composition of the steel alloy used.
  • the corresponding registered mass fraction of the alloying element and the cooling rate recorded in each case are estimated using a countable series of evaluation units representing the evaluation criterion, and using the program, the corresponding total values of the calculated evaluation units are determined.
  • the program includes a mathematical algorithm by which the corresponding series of assessment units or different determined total values are compared with each other.
  • the disadvantage of this method is the low accuracy of predicting the properties of the resulting rolled products, since the basis for obtaining a forecast is a mathematical model of the behavior of the rolled metal from technological parameters, which does not take into account some factors important for the formation of the structure, for example, thermal effects accompanying phase transformations.
  • the closest to the claimed one in its technical essence and the problem being solved is a method for the production of rolled metal products known from WO 9818970 [4].
  • the objective of the known method is to enable the determination of the expected properties of the final product at each stage of the hot rolling process.
  • the method consists in the accumulation of data on the actually carried out rolling processes with the fixation of specific technological parameters and determination of consumer properties. This takes into account such factors as the chemical analysis of the rolled material, the presence of carbides and nitrides of alloying additives (nickel, niobium, titanium, etc.), the size and state of austenite grains, the microstructure of steel and the proportions of its components (austenite, ferrite , perlite, bainite, martensite).
  • the inventive method for the production of rolled steel is aimed at determining the structural state of the rolled metal according to the technological parameters of rolling.
  • the method for the production of rolled steel includes smelting steel of the required chemical composition, rolling it with fixing technological parameters and determining the structural state of the resulting rolled products depending on the implemented technological parameters.
  • the mass fractions of structural components are determined by calculation, proceeding from the measured temperature of the metal surface before the start of cooling, the thickness of the metal and the realized mode of heat removal from the rolled surface, using the finite-difference scheme for solving the problem of thermal conductivity for a medium with internal sources of heat release with a virtual division of the thickness of rolled products into layers, while the sources of heat release are metal layers in which the processes of decomposition of austenite take place according to at least one of the mechanisms: ferritic (F), ferrite-pearlite (F + P), pearlite (P) , bainitic (B), martensitic (M), the type of decomposition is determined based on the rate of heat removal from the metal layer and / or its temperature, the kinetics of decomposition is
  • 0M / 0T f (T), where 3M is the increase in the mass fraction of the decay product during the time dt, s,
  • T is the temperature, ° ⁇
  • W is the specific power of heat removal from the layer, W / kg,
  • the mass fractions of structural components are determined by calculation, proceeding from the measured temperature of the metal surface before the start of cooling, the thickness of the metal and the implemented mode of heat removal from the rolled surface;
  • a finite-difference scheme is used for solving the problem of heat conductivity for a medium with internal sources of heat release with a virtual division of the thickness of rolled products into layers;
  • the type of decay is determined based on the rate of heat removal from the metal layer and / or its temperature
  • W is the specific power of heat removal from the layer, W / kg,
  • the ranges of temperatures and cooling rates corresponding to different mechanisms of austenite decomposition are determined experimentally by varying the cooling rates of metal samples of identical chemical composition. This is necessary for the implementation of the method in the absence of reference data for the steel of a given chemical composition.
  • W is the specific power of heat removal from the layer, W / kg,
  • Example 1 In the most preferred embodiment, the method is carried out as follows. A small amount of steel of the required chemical composition, which will be rolled in large batches, is smelted, sufficient for making samples for research. Cut samples of the required size for laboratory experiments to determine the thermal parameters of the phase transformation. Determine (measure) the heat effects of phase transformations. Experimental or calculated determination of transformation kinetics (functions of dependences of mass fractions of structural components on time) is carried out.
  • a billet (slab) of identical or close chemical composition to the samples under study is heated for rolling.
  • the available technological parameters are recorded (the surface temperature of the rolled stock along its length at the beginning and end of rolling, the speed of rolling stock, the number and location of the included cooling nozzles, the coolant flow rate, the temperature of the rolled surface along its length at the moment of completion of accelerated cooling) ...
  • the data obtained are used in a finite-difference scheme for solving the problem of thermal conductivity for a medium with internal sources of heat release with a virtual division of the thickness of rolled products into layers, while the heat release sources are “switched on” according to the transformation kinetics.
  • the mass fractions of structural components in the layers of rolled products and throughout its thickness are determined.
  • phase transformations are measured as follows. Temperature-homogeneous samples are placed in a heating furnace and heated to a temperature exceeding the temperature of austenite formation in the structure of the sample material being heated.
  • the samples are cooled to room temperatures with a heat carrier uniform in temperature and speed of movement, for example, dried air, along different cooling paths, which depend on the thickness of the sample and the pressure with which the heat carrier is supplied, ie. on the cooling rate.
  • a heat carrier uniform in temperature and speed of movement for example, dried air
  • Ci is the specific heat capacity of the material at the i-th calculation step, kJ / kg- ° ⁇ ,
  • DT is the difference between the real temperature of the sample and the exponential temperature value corresponding in time at the i-th calculation step minus the sums of these differences at the previous calculation steps, ° ⁇ .
  • samples with dimensions of 110x27x3.4 mm were cut out. Then they were thinned on a surface grinding machine and laboratory mill to the thickness: 2; 1.1; 0.5; 0.25 and 0.1 mm. Samples of this size provide one-dimensional heat transfer.
  • the samples were heated to 990 ° C and kept for 40 min at the indicated temperature.
  • argon was blown into the furnace.
  • the samples were blown with a flat air flow at an angle of 15-30 ° to the sample with a pressure of 1, 2, or 4 atm.
  • the blowing was carried out on a special pneumatic unit, which includes a nozzle block, a compressor with a receiver, a reducer, a solenoid valve and sensors for measuring pressure. This installation made it possible to maintain a stable pressure in the mains during the entire blowing cycle with a heat carrier uniform in temperature and speed.
  • the temperature at a point on the surface of the samples was monitored and recorded by two-mode near-infrared pyrometers with a measurement range of 550-1100 ° C, as well as a high-speed pyrometer operating in the middle part of the infrared spectrum, with a range of measured temperatures 50-775 ° C.
  • the fixed values were used to plot the temperature versus cooling time.
  • the attestation of the structural state of the samples after heating - cooling was carried out using three thin sections corresponding to sections along three planes.
  • Metallographic studies were carried out on a structural analyzer, which includes a light inverted metallographic microscope, a digital camera, and a hardware-software complex.
  • the temperature changes according to the exponential relationship defined above (3).
  • the total specific heat of transformation (Q np ) was determined as:
  • the calculation of the mass fractions of structural components is carried out by a finite-difference scheme for solving the problem of thermal conductivity for a medium with internal heat sources with a virtual division of the thickness of the rolled stock into layers using the technological parameters fixed during rolling of a particular slab. For example:
  • the calculation procedure is carried out as follows.
  • tau2 tau * aa / L 2 ;
  • T 0 (i) (T01 + (T00-T01) * (lx 2 )) / Tr;
  • dTdxO (To (2) -T 0 (l)) / h, where To (1) is the initial dimensionless temperature of the first (extreme) layer;
  • To (2) is the initial dimensionless temperature of the second layer
  • Ti (i) To (i) + tau2 * (To (i + l) + To (il) -2 * T 0 (i)) / h 2 , where To (i) is the initial dimensionless temperature of the layer for which calculation is in progress;
  • To (i + l) and To (il) are the initial dimensionless temperatures of adjacent layers; 3.
  • T i (i) for each layer (except for the extreme ones);
  • the dimensionless temperatures should be calculated at the next time step, ie. calculate the dimensionless temperatures of the layers in a time equal to tau.
  • Jh A * (To (l) 4 - (300 / Tr) 4 ), where To (1) is the initial dimensionless temperature of the first (extreme) layer;
  • W / T (i) ((To (i) -Ti (i)) * Tr * Cv / (tau * (((T 0 (i) -Ti (i)) * Tr / 2) -273)) ;
  • Mgi is the current mass fraction of austenite, from 1 at the beginning of the transformation to 0.03 at the end of the transformation;
  • Mpr ⁇ actual mass concentration of transformation products: where M (f + p ) ⁇ is the current mass fraction of ferrite and pearlite;
  • Mm ! is the current mass fraction of martensite.
  • the mass fraction of the formed ferrite and pearlite is calculated by the formula: where Wi, Ti - values taken from the corresponding calculation;
  • M F + P is the total mass fraction of ferrite and pearlite formed by this moment
  • Mm is the total mass fraction of martensite formed by this moment.
  • the thermal effect of transformation should be taken into account. In our case, this means: calculating the temperature to which the metal was heated after cooling as a result of transformation. To do this, we calculate the temperature after heating using the formula: where Ti is the value taken from the previous calculation;
  • Ci is the specific heat calculated by the formula (17).
  • the resulting mass fraction must be summed up with the already obtained mass fractions of ferrite and pearlite (if any)
  • the obtained mass fraction must be summed up with the already obtained mass fractions of ferrite, pearlite, upper bainite, lower bainite, martensite (if they have already formed ) and keep this value.
  • the mass fraction of the formed upper bainite is calculated by the formula:
  • M F + P is the total mass fraction of ferrite and pearlite formed by this moment
  • Mm is the total mass fraction of martensite formed by this moment.
  • the thermal effect of transformation should be taken into account. In our case, this means: calculating the temperature to which the metal was heated after cooling as a result of transformation. To do this, we calculate the temperature after heating using the formula:
  • DM BBI is the mass fraction of upper bainite calculated at this step in step 1;
  • Ci is the specific heat calculated by the formula (17).
  • M F + P is the total mass fraction of ferrite and pearlite formed by this moment
  • Mm is the total mass fraction of martensite formed by this moment.
  • the thermal effect of transformation should be taken into account. In our case, this means: calculation of the temperature to which the metal was heated after cooling as a result of transformation. To do this, we calculate the temperature after heating using the formula:
  • T warm up T ⁇ + ⁇ 115 X DMBH ⁇ / Ci), (23) where Ti is the value taken from the previous calculation;
  • Ci is the specific heat calculated by the formula (17).
  • the mass fraction of the formed martensite is calculated by the formula: where Ti is the value taken from the previous calculation;
  • M F + P is the total mass fraction of ferrite and pearlite formed by this moment
  • Mm is the total mass fraction of martensite formed by this moment.
  • the thermal effect of transformation should be taken into account. In our case, this means: calculation of the temperature to which the metal was heated after cooling as a result of transformation. To do this, we calculate the temperature after heating using the formula:
  • DM MI is the mass fraction of martensite calculated at this step in step 1;
  • Ci is the specific heat calculated by the formula (17).
  • the fraction of unconverted austenite is calculated as
  • MA 0.97 - MF + p - MBV - MBN - Mm, (26) where M F + P is the total formed mass fraction of ferrite and pearlite;
  • Mm is the total formed fraction of martensite.
  • Example 2 For steel with the chemical composition shown in table 1, first set the kinetics of phase transformation according to example 1 and experimentally determined the heat effects of phase transformations:
  • the calculation of the mass fractions of structural components was carried out by a finite-difference scheme for solving the problem of thermal conductivity for a medium with internal sources of heat release with a virtual division of the thickness of the rolled stock into layers using the technological parameters fixed during the rolling of a particular slab according to the method described above.
  • Example 3 For the steel of the chemical composition shown in table 3, first set the kinetics of phase transformation according to example 1 and experimentally determined the heat effects of phase transformations: Table 3. Chemical composition of experimental smelting, May. %
  • the calculation of the mass fractions of structural components was carried out by a finite-difference scheme for solving the problem of thermal conductivity for a medium with internal sources of heat release with a virtual division of the thickness of the rolled stock into layers using the technological parameters fixed during the rolling of a particular slab according to the method described above.
  • the following structural state was determined in the mass fractions of structural components along the thickness of the roll: ⁇ 25% of the upper, ⁇ 70% of the lower bainite and residual austenite.
  • 10 samples were cut out for structural studies. Cutting positions were distributed evenly along the length of the rolled product. The attestation of the structural state was carried out using three thin sections corresponding to sections along three planes.
  • Metallographic studies were carried out on a structural analyzer, which includes a light inverted metallographic microscope, a digital camera, and a software and hardware complex.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Control Of Metal Rolling (AREA)
  • Investigating And Analyzing Materials By Characteristic Methods (AREA)
  • Heat Treatment Of Steel (AREA)

Abstract

Изобретение относится к области металлургии. Для определения структурного состояния проката выплавляют сталь требуемого состава, осуществляют ее прокатку с фиксацией технологических параметров и определяют структурное состояние полученного проката в зависимости от реализованных технологических параметров. Расчетно определяют массовые доли продуктов распада аустенита в слоях, исходя из измеренной температуры поверхности проката до начала охлаждения, его толщины и реализованного режима отвода тепла с поверхности проката, используя метод конечных разностей для решения задачи теплопроводности для среды с внутренними источниками тепловыделений с виртуальным разбиением толщины проката на слои. За источники тепловыделений принимаются слои проката, в которых по расчету проходят процессы распада аустенита по хотя бы одному из типов: ферритному (Ф), феррито- перлитному (Ф+П), перлитному (П), бейнитному (Б), мартенситному (М).

Description

СПОСОБ ПРОИЗВОДСТВА ПРОКАТА ИЗ СТАЛИ
Изобретение относится к технологическим процессам, используемым в метал- лургии, для получения высококачественного проката нового поколения с определе- нием потребительских свойств непосредственно в процессе прокатки
Новый технологический уровень производства проката с заданными функцио- нальными свойствами и прогнозируемыми структурами, требует управления пара- метрами технологических процессов, согласованного с кинетикой протекающих в стали физических процессов. Важнейшими для производственной практики характе- ристиками фазовых превращений, происходящих в материале при его обработке, яв- ляются условия начала превращений, длительности их протекания, а также удельные величины их тепловых эффектов, которые, наряду с технологическими параметрами, определяют температуру проката в различные моменты его продвижения по техноло- гической цепочке. Учитывая масштабы производства проката, существенным стано- вится обеспечение возможности прогнозирования структурного состояния металла и связанных с ним потребительских свойств на основании фиксации параметров техно- логического процесса, имевших место при его производстве.
Известен способ производства рулонного проката, описанный в RU 2563911 [1], который предусматривает определение режима ламинарного охлаждения в зави- симости от структуры стали и рассматриваемого химического состава путем совме- щения графика изменения температуры проката при охлаждении на отводящем роль- ганге с термокинетической диаграммой. Поскольку уровень и стабильность механи- ческих свойств и структуры горячекатаного проката во многом определяются темпе- ратурой смотки и характером охлаждения, то для определения оптимального режима ламинарного охлаждения сначала производят построение термокинетической диа- граммы изменения структуры для химического состава рассматриваемого сортамента рулонного проката в диапазоне возможных температур и скоростей охлаждения на отводящем рольганге широкополосного стана. Затем расчетным путем получают гра- фик распределения температуры металла по участкам отводящего рольганга для про- ката заданной толщины при использовании режима ламинарного охлаждения, харак- терного для данного сортамента. Полученный график накладывают на термокинети- ческую диаграмму и производят анализ структуры, которая может быть получена при таком режиме ламинарного охлаждения, с точки зрения обеспечения требуемого уровня механических свойств. При этом также оценивают степень удаленности гра- фика от узловых точек фазового превращения, т.е. точек, в которых сходятся границы различных областей фазовых превращений. Если анализ показывает слишком значи- тельное приближение указанного графика к этим точкам или неблагоприятный харак- тер структурообразования, производят соответствующую корректировку используе- мого режима ламинарного охлаждения и расчет графика охлаждения для этого скор- ректированного режима. В случае получения положительного результата, в ходе про- верочного анализа скорректированного режима ламинарного охлаждения, этот режим принимается базовым для данного сортамента. В противном случае производят до- полнительную корректировку режима ламинарного охлаждения до получения требу- емого результата.
Таким образом известный способ путем последовательных итераций позволяет получать металл с требуемым структурным состоянием, но не решает проблему определения структуры металла готовой продукции только на основании фиксации параметров технологического процесса, имевших место при его производстве.
Известен способ металлообработки с поддержкой, по меньшей мере, частично ручного управления прокатным станом металлообработки, в котором обрабатывают металл в форме полосы или сляба или металл чернового профиля (RU 2457054 [2]). Способ предусматривает учет влияние фазового состава металла на корректировку параметров производственного процесса. Для этого непрерывно, по отношению к определенному месту прокатного стана металлообработки, определяется доля, по меньшей мере, одной металлургической фазы металла с учетом рабочих параметров прокатного стана металлообработки, на которые влияет фазовое состояние. Такими параметрами могут быть выбор подходящей плоскости охлаждения или подходящих параметров охлаждения. Результат определения передается обслуживающему опера- тору в реальном времени, например, на управляющем устройстве. Оператор получает тем самым актуальную для качества обрабатываемого металла информацию, которая непосредственно воспроизводит влияние предпринятых им ручных регулировок, так что, при необходимости, путем дальнейших изменений ручные регулировки могут быть оптимизированы. Индикация служит, таким образом, обеспечению качества продукции, но не решает проблему определения структуры металла и связанных с ней потребительских свойств на основании фиксации параметров технологического процесса, имевших место при его производстве.
Известен способ производства проката из стали включающий процесс управ- ления металлургической производственной установкой для изготовления продукта из металлического стального и/или железного сплава, причем процессом изготовления, по меньшей мере, частично управляют при помощи имитатора структуры и/или мо- нитора структуры и/или модели структуры, включающих в себя программу, которая вычисляет, по меньшей мере, одну механическую характеристику прочности произ- веденного продукта (RU 2016133849 [3]). Механическую характеристику прочности вычисляют в зависимости от соответствующей технологической цепочки на основе рассчитанных металлургических фазовых составляющих и/или их соответствующих долей в структуре изготовленного продукта. Технологическая цепочка металлургиче- ской производственной установки включает в себя стан горячей прокатки и/или тол- столистовой прокатный стан с заключительным участком охлаждения. При вычисле- нии, механической характеристики прочности учитывают рабочие параметры метал- лургической производственной установки, от которых зависит, по меньшей мере, од- на полученная механическая характеристика прочности.
В качестве рабочих параметров металлургической производственной установ- ки, входящих в вычисление прочности, регистрируют соответствующую массовую долю одного легирующего элемента или всех легирующих элементов, которые име- ются в химическом составе использованного стального сплава.
В качестве дополнительного рабочего параметра регистрируют скорость охла- ждения, устанавливаемую в рамках охлаждения, произведенного после процесса про- катки, и повышение определенной характеристики прочности произведенного про- дукта, достигаемое посредством изменения этого дополнительного рабочего пара- метра, частично компенсируют и/или выравнивают посредством уменьшения массо- вой доли одного или нескольких легирующих элементов в химическом составе ис- пользуемого стального сплава. Причем соответствующую зарегистрированную массовую долю легирующего элемента и зарегистрированную в каждом случае скорость охлаждения оценивают при помощи исчисляемого ряда оценочных единиц, представляющих критерий оцен- ки, и при помощи программы определяют соответствующие суммарные значения ис- числяемых оценочных единиц. Программа включает в себя математический алго- ритм, при помощи которого соответствующий ряд оценочных единиц или различные определенные суммарные значения сравнивают друг с другом. В результате реализа- ции способа осуществляется прогнозное определение потребительских свойств про- ката без проведения исследования готовой продукции.
Недостатком известного способа невысокая точность прогнозирования свойств получаемого проката, поскольку в основе получения прогноза лежит математическая модель поведения прокатываемого металла от технологических параметров которая не учитывает некоторые важные для формирования структуры факторы, например тепловые эффекты сопровождающие фазовые превращения.
Наиболее близким к заявляемому по своей технической сущности и решаемой задаче является способ производства металлопроката известный из WO 9818970 [4]. Задачей известного способа является обеспечение возможности определения ожидае- мых свойств конечного продукта на каждом этапе процесса горячей прокатки. Спо- соб заключается в том, что накапливаются данные по реально проведенным процес- сам прокатки с фиксацией конкретных технологических параметров и определением потребительских свойств. При этом учитываются такие факторы как химический ана- лиз прокатываемого материала, наличие карбидов и нитридов легирующих добавок (никеля, ниобия, титана и т.д.), размер и состояние аустенитных зерен, микрострук- тура стали и пропорции ее компонентов (аустенит, феррит, перлит, бейнит, мартен- сит). На основании собранных данных методом линейной регрессии строятся физико- металлургические модели, связывающие технологические параметры (нагрев, дефор- мация, охлаждение проката и т.д.) со свойствами готовой продукции. Используя по- лученные модели, можно прогнозировать свойства готовой продукции от выбранных технологических параметров или, задавшись свойствами готовой продукции, подби- рать требуемые технологические параметры, осуществляя корректировку на основе онлайн измерений при процессе прокатки. Недостатком известного способа является относительно невысокая точность выявления связи технологических параметров с конечным структурным состоянием проката, поскольку не учитываются тепловые эффекты, сопровождающие фазовые переходы (превращения), происходящие в прокатываемом металле в процессе дефор- мации и охлаждения.
Заявляемый способ производства стального проката направлен на определение структурного состояния прокатанного металла по технологическим параметрам про- катки.
Указанный результат достигается тем, что способ производства стального про- ката включает выплавку стали требуемого химического состава, ее прокатку с фикса- цией технологических параметров и определение структурного состояния полученно- го проката в зависимости от реализованных технологических параметров. При этом массовые доли структурных составляющих определяют расчетно, исходя из измерен- ной температуры поверхности металла до начала охлаждения, толщины металла и ре- ализованного режима отвода тепла с поверхности проката, используя конечно- разностную схему решения задачи теплопроводности для среды с внутренними ис- точниками тепловыделений с виртуальным разбиением толщины проката на слои, при этом за источники тепловыделения принимаются слои металла, в которых проис- ходят процессы распада аустенита по хотя бы одному из механизмов: ферритному (Ф), феррито-перлитному (Ф+П), перлитному (П), бейнитному (Б), мартенситному (М), тип распада определяют, исходя из скорости отвода тепла от слоя металла и/или его температуры, кинетику распада задают уравнением вида:
0M/0T=f(T), где ЗМ - прирост массовой доли продукта распада за время дт, с,
Т - температура, °С, величину тепловыделения рассчитывают по уравнению: dQ=dMxQPi, где dQ - теплота, выделившаяся в результате распада аустенита по какому- либо механизму, Дж,
Qpi - удельный тепловой эффект распада аустенита по i-ому механизму, Дж/кг, при этом до начала прокатки на образцах металла идентичного химического состава экспериментально определяют учитываемые при расчете удельные тепловые эффекты для реализующихся в стали данного химического состава типов распада аустенита.
Указанный результат достигается также тем, что диапазоны температур и ско- ростей охлаждения, соответствующие различным механизмам распада аустенита, определяют экспериментально путем варьирования скоростей охлаждения образцов металла идентичного химического состава.
Указанный результат достигается также тем, что при задании кинетики распа- да аустенита используют уравнение: дШ/дт =k-MA-(W/T), где ЗМ - прирост массовой доли продукта распада за время дт, с, к - коэффициент, зависящий от механизма распада и химического состава ста- ли,
МА - массовая доля аустенита,
W - удельная мощность отвода тепла от слоя, Вт/кг,
Т - температура, °С.
Отличительными признаками заявляемого способа являются:
- массовые доли структурных составляющих определяют расчетно, исходя из измеренной температуры поверхности металла до начала охлаждения, толщины ме- талла и реализованного режима отвода тепла с поверхности проката;
- для расчета используют конечно-разностную схему решения задачи тепло- проводности для среды с внутренними источниками тепловыделений с виртуальным разбиением толщины проката на слои;
- за источники тепловыделения принимаются слои металла, в которых проис- ходят процессы распада аустенита по хотя бы одному механизму - ферритному, фер- рито-перлитному, перлитному, бейнитному или мартенситному;
- тип распада определяют, исходя из скорости отвода тепла от слоя металла и/или его температуры;
- кинетику распада задают уравнением вида:
0M/0T=f(T), где ЗМ - прирост массовой доли продукта распада за время dt, с,
Т - температура, °С,
- величину тепловыделения рассчитывают по уравнению dQ=dMxQpi, где dQ - теплота, выделившаяся в результате распада аустенита по какому- либо механизму, Дж,
Qpi - удельный тепловой эффект распада аустенита по i-ому механизму, Дж/кг;
- до начала прокатки на образцах металла идентичного химического состава экспериментально определяют удельные тепловые эффекты для реализующихся в стали данного химического состава типов распада аустенита;
- диапазоны температур и скоростей охлаждения, соответствующие различным механизмам распада аустенита, определяют экспериментально путем варьирования скоростей охлаждения образцов металла идентичного химического состава;
- при задании кинетики распада аустенита используют уравнение: дМ/дт =k-MA-(W/T), где ЗМ - прирост массовой доли продукта распада за время дт, с, к - коэффициент, зависящий от механизма распада и химического состава ста- ли,
МА - массовая доля аустенита,
W - удельная мощность отвода тепла от слоя, Вт/кг,
Т - температура, °С.
Определение массовых долей структурных составляющих расчетно, исходя из измеренной температуры поверхности металла до начала охлаждения, толщины ме- талла и реализованного режима отвода тепла с поверхности проката и изученных теплофизических свойств позволяет прогнозировать структуру прокатанного металла и связанных с ней потребительских свойств не прибегая к дорогостоящим исследова- ниям образцов, вырезанных из готовой продукции. При этом точность прогнозирова- ния зависит от того, какие факторы учитываются и какие из них получают путем проведения предварительных экспериментов и поэтому их достоверность не вызыва- ет сомнения. Использование для расчета конечно-разностной схемы решения задачи тепло- проводности для среды с внутренними источниками тепловыделений с виртуальным разбиением толщины проката на слои позволяет с высокой точностью прогнозиро- вать структуру металла с соблюдением условия, что за источники тепловыделения принимаются слои металла, в которых происходят процессы распада аустенита и до начала прокатки на образцах металла идентичного химического состава эксперимен- тально определяют удельные тепловые эффекты для реализующихся в стали данного химического состава типов распада аустенита с учетом кинетики этого распада.
В частных случаях реализации способа диапазоны температур и скоростей охлаждения, соответствующие различным механизмам распада аустенита, определя- ют экспериментально путем варьирования скоростей охлаждения образцов металла идентичного химического состава. Это необходимо для реализации способа при от- сутствии справочных данных для стали данного химического состава.
В некоторых случаях кинетика определяется не только температурой, но и удельной мощностью отвода тепла от слоя, для чего при ее задании используют уравнение вида: дШ/дт =k-MA-(W/T), где ЗМ - прирост массовой доли продукта распада за время дт, с, к - коэффициент, зависящий от механизма распада и химического состава ста- ли,
МА - массовая доля аустенита,
W- удельная мощность отвода тепла от слоя, Вт/кг,
Т - температура, °С.
Сущность заявляемого способа поясняется примерами его реализации.
Пример 1. В наиболее предпочтительном варианте способ реализуется следу- ющим образом. Осуществляют выплавку небольшого, достаточного для изготовления образцов для проведения исследований, количества стали требуемого химического состава, который будет подвергаться прокатке большими партиями. Вырезают образцы требуемого размера для проведения лабораторных экспе- риментов для определения тепловых параметров фазового превращения. Определяют (измеряют) тепловые эффекты фазовых превращений. Осуществляют эксперимен- тальное или расчетное определение кинетики превращений (функций зависимостей массовых долей структурных составляющих от времени).
Заготовку (сляб) тождественного или близкого химического состава к исследо- ванным образцам нагревают под прокатку. В процессе прокатки фиксируют доступ- ные технологические параметры (температура поверхности проката по его длине в начале и конце прокатки, скорость перемещения проката, количество и расположения включенных сопел охлаждения, расхода охладителя, температура поверхности прока- та по его длине в момент завершения ускоренного охлаждения). Полученные данные используют при конечно-разностной схеме решения задачи теплопроводности для среды с внутренними источниками тепловыделений с виртуальным разбиением тол- щины проката на слои, при этом источники тепловыделения «включаются» согласно кинетике превращения. В результате расчета определяются массовые доли структур- ных составляющих в слоях проката, и по всей его толщине.
Тепловые эффекты фазовых превращений измеряют следующим образом. В нагревательную печь помещаются температурно-однородные образцы и нагреваются до температуры, превышающей температуру образования аустенита в структуре нагреваемого материала образцов.
Затем образцы охлаждают до комнатных температур однородным по темпера- туре и скорости перемещения теплоносителем, например осушенным воздухом, по различным траекториям охлаждения, которые зависят от толщины образца и давле- ния, с которым подается теплоноситель, т.е. от скорости охлаждения.
В охлажденных образцах при помощи металлографических исследований и пу- тем измерения микротвердости определяют долю искомой фазы. Затем выбирают для анализа кривую охлаждения, реализация которой обеспечивает получение требуемой доли этой фазы.
Далее для участков кривой охлаждения, в которых отсутствует фазовое пре- вращение, аппроксимируются в виде экспоненциальной зависимости температуры от времени, которая будет использована в дальнейшем для реализации расчетной про- цедуры определения удельного теплового эффекта при фазовом превращении.
Затем суммарный удельный тепловой эффект превращения (Qnp.) может опре- деляться методом конечных разностей:
Figure imgf000012_0001
где AQi - удельный тепловой эффект фазового превращения, для i-того шага расчета, кДж/кг,
&Qt € ATit P где Ci - удельная теплоемкость материала на i-том шаге расчета, кДж/кг-°С,
DT - разница между реальной температурой образца и соответствующим по времени значением температуры по экспоненциальной зависимости на i-том шаге расчета за вычетом сумм этих разниц на предыдущих шагах расчета, °С.
Например, был проведен эксперимент для определения удельного теплового эффекта фазового превращения для стали следующего состава, мае. %: 0,05% С; 0,09% Si; 1,71% Мп; 0,002% S; 0,008% Р; 0,03% Сг; 0,23% Ni; 0,11% Си; 0,030% А1; 0,005% N; 0,005% V; 0,020% ΊΪ; 0,065% Nb; 0,002% As; 0,188% Mo; 0,0002% В; 0,003% Sn; остальное Fe, выделяющуегося при формировании феррито-бейнитной структуры с массовой долей бейнита ~50%.
Для проведения теплофизических исследований вырезали образцы с размерами 110x27x3,4 мм. Далее их утоняли на плоскошлифовальном станке и лабораторном стане до толщин: 2; 1,1; 0,5; 0,25 и 0,1 мм. Подобные размеры образцов обеспечивают одномерный теплообмен.
Затем в муфельной печи, оснащенной механизмом извлечения и фиксации об- разцов, блоком измерения температуры, узлом воздушного охлаждения с пневмати- ческой системой и узлом управления и регистрации информации, образцы нагревали до 990°С и выдерживали 40 мин при указанной температуре. Для уменьшения окис- ления образцов в печь производился поддув аргона. Далее образцы подвергали обдуву плоским потоком воздуха под углом 15-30° к образцу с давлением 1, 2 или 4 атм. Обдув осуществлялся на специальной пневма- тической установке, включающей в себя блок сопел, компрессор с ресивером, редук- тор, электромагнитный клапан и сенсоры для измерения давления. Указанная уста- новка позволила обеспечить поддержание стабильного давления в магистралях в те- чение всего цикла обдува однородным по температуре и скорости перемещения теп- лоносителем.
В процессе обдува температура в точке поверхности образцов контролирова- лась и фиксировалась двухрежимными пирометрами ближнего инфракрасного спек- тра, имеющими диапазон измерения 550-1100°С, а также быстродействующим пиро- метром, работающим в средней части инфракрасного спектра, с диапазоном измеряе- мых температур 50-775°С. На основании фиксируемых значений строились зависи- мости температуры от времени охлаждения.
Аттестацию структурного состояния образцов после нагрева - охлаждения проводили по трем шлифам, соответствующим сечениям по трем плоскостям. Метал- лографические исследования проводили на структурном анализаторе, включающем в себя световой инвертированный металлографический микроскоп, цифровую камеру и программно-аппаратный комплекс.
В результате металлографических исследований выявили, что формирование феррито-бейнитной структуры с массовой долей бейнита 46% происходило при охлаждении образцов толщиной 1,1 мм плоским потоком воздуха под углом 15-30° к образцу с давлением 4 атм. Для последующего расчетного анализа выбирали соответ- ствующую указанному режиму траекторию охлаждения.
В результате численной обработки установили, что участки эксперименталь- ной кривой, в температурных интервалах (высокотемпературном и низкотемператур- ном), в которых отсутствует фазовое превращение, хорошо аппроксимируются сле- дующими экспоненциальными функциями:
Figure imgf000013_0001
Наложение реальной траектории охлаждения и кривых, построенных по экспо- ненциальным зависимостям, позволяет определить температуры и времена начала и конца фазового превращения (tH, Тн, tk, Тк).
Тн=668°С, tH=2,9 с;
ТК=380°С, tk=12,2 с.
Длительность превращения tPr=9,3 с.
Длительность превращения tPr=9,3 с.
Далее вычислительная процедура определения удельного теплового эффекта фазового превращения °Qnp организовывалась следующим образом.
Превращение начиналось при t=0. Расчет производили с шагом по времени Dt=0.01 с. Удельную теплоемкость (С), согласно справочнику [5], получали из выра- жения
Figure imgf000014_0001
На первом шаге расчета температура изменяется согласно определенной выше экспоненциальной зависимости (3).
Figure imgf000014_0002
DTi определяли из выражения:
Figure imgf000014_0003
(?)
Удельный тепловой эффект фазового превращения для первого шага расчета вычислялась как:
Figure imgf000014_0004
Для i-ro шага расчетной процедуры:
Figure imgf000014_0005
<11 )
Вычисления продолжали до момента времени т=тк.
Суммарный удельный тепловой эффект превращения (Qnp) определяли как: Расчет массовых долей структурных составляющих осуществляется конечно- разностной схемой решения задачи теплопроводности для среды с внутренними ис- точниками тепловыделений с виртуальным разбиением толщины проката на слои с использованием зафиксированных при прокате конкретного сляба технологических параметров. Например:
Количество слоев=тш (500);
Шаг по времени, ceK=tau (0,00002);
Толщина листа, M=L (0,0275);
Время старта водного охлаждения, ceK=tstart (1);
Время конца расчета, ceK=tend (80);
Температура поверхности листа, К=Т01 (1180);
Температура середины листа, К=Т00 (1200);
Теплоемкость, ДЖ/(КГ><К)=СУ (625);
Теплопроводность, BT/(M><K)=HI (30);
Коэффициент теплообмена, 1/м=к (600);
Температура внешней среды, К=Тг (373);
Постоянная Стефана-Больцмана, BT/(M2XK4)=SI (0,0000000567);
Коэффициент черноты=ер8 (0,7);
Плотность стали, кг/м3=го (7600);
Переходный период при поливе водой, ceK=tperl (0,5);
Время прохода через форсунку, ceK=t2 (3);
Переходный период во время испарения воды, ceK=t3 (3);
Время до следующей форсунки после испарения воды, ceK=t4 (5);
Начальный переходный период, ceK=period (0,1).
Процедуру расчета осуществляют следующим образом.
Обезразмеривание и расчет используемых констант:
1. Рассчитываем постоянную h по формуле: h=l/(mm-l); 2. Сохраняем полученное численное значение;
3. Рассчитываем коэффициент температуропроводности (аа) по формуле: aa=Hi/(Cv*ro);
4. Сохраняем полученное численное значение;
5. Рассчитываем коэффициенты потока на границе при охлаждении по Стефа- ну-Больцману (А) по формуле:
A=Si*eps*Tr3*L/Hi;
6. Сохраняем полученное численное значение;
7. Рассчитываем коэффициенты потока на границе при водном охлаждении (В) по формуле:
B=L*k;
8. Сохраняем полученное численное значение;
9. Рассчитываем время tper2 по формуле: tper2=tperl+t2;
10. Сохраняем полученное численное значение;
11. Рассчитываем время tper3 по формуле: tper3=tper2+t3;
12. Сохраняем полученное численное значение;
13. Рассчитываем время tper4 по формуле: tper4=tper3+t4;
14. Сохраняем полученное численное значение;
15. Рассчитываем безразмерный шаг по времени (tau2): tau2=tau*aa/L2;
16. Сохраняем полученное численное значение;
17. Определяем суммарное время как vrem и присваиваем ему численное зна- чение: vrem=0.
Координаты слоев:
Лист по сечению разбивается на слои. Количество слоев=тш. Каждому слою присваивается номер (i). i является целым числом от 1 до mm. 1. Для каждого слоя рассчитываем его координату в диапазоне от -1 до 1 по формуле: xi=-l+2*(i-l)*h;
2. Сохраняем полученные числовые значения Xi для каждого слоя.
Расчет начальных температур слоев
1. Для каждого слоя рассчитываем его начальную безразмерную температуру (To(i)) по формуле:
T0(i)=(T01+(T00-T01)*(l-x2))/Tr;
2. Сохраняем полученные числовые значения To(i) для каждого слоя;
3. Рассчитываем начальные температуры слоев с размерностью по формуле:
To(i)real=To(i)*Tr;
4. Сохраняем полученные значения To(i)reai.
Расчет граничных условий исходя из начального распределения температур:
1. Производим вычисление численного значения dTdxO по формуле: dTdxO=(To(2)-T0(l))/h, где То(1) - начальная безразмерная температура первого (крайнего) слоя;
То(2) - начальная безразмерная температура второго слоя;
2. Сохраняем полученное значение.
После этого начинаем следующую последовательность расчетных процедур. Расчет температур внутренних слоев на следующем шаге.
Для каждого слоя кроме крайних, т.е. для i в диапазоне от 2 до (mm-1), рассчи- тывается его безразмерная температура на следующем шаге по времени, т.е. осу- ществляется расчет обезразмеренной температуры слоя через время равное tau.
1. Обозначим безразмерную температуру слоя на следующем шаге по времени как Ti(i).
2. Рассчитываем численные значения Т i(i) по формуле:
Ti(i)=To(i)+tau2*(To(i+l)+To(i-l)-2*T0(i))/h2, где To(i) - начальная безразмерная температура слоя, для которого производит- ся расчет;
To(i+l) и To(i-l) - начальные безразмерные температуры соседних слоев; 3. Сохраняем полученные численные значения Т i(i) для каждого слоя (кроме крайних);
4. Придаем размерность значениям Т i(i), полученным в п. 2, по формуле:
Ti(i)reai=Ti(i)*Tr;
5. Сохраняем полученные значения Ti(i)reai для каждого слоя.
Расчет температур крайних слоев на следующем шаге.
Для крайних слоев (i=l и i=mm) следует произвести расчет безразмерных тем- ператур на следующем шаге по времени, т.е. осуществить расчет безразмерных тем- ператур слоев через время равное tau.
1. Переопределяем суммарное время vrem: vrem=vrem+tau;
2. Проверяем, не превышает ли суммарное время начальный переходный пери- од: vrem<period;
3. Если условие в п. 2 выполняется, то следует перейти к п. 4. Если условие в п. 2 не выполняется, то следует перейти к п. 7;
4. Рассчитываем поток на границе (Jh) по формуле:
Jh=A*(To(l)4-(300/Tr)4), где То(1) - начальная безразмерная температура первого (крайнего) слоя;
5. Рассчитываем безразмерные температуры крайних (Т i( 1 ) и Ti(mm)) слоев на следующем шаге по формуле:
Ti(l)= Ti(mm)=Ti(2)-h*(dTdxO+(Jh-dTdxO)*vrem/period), где Ti(2) - рассчитанная ранее температура второго слоя после шага по време- ни;
6. Переходим в п. 17;
7. Проверяем, не превышает ли суммарное время (vrem) время старта водного охлаждения (tstart): vrem<tstart;
8. Если условие в п. 7 выполняется, то переходим в п. 9. Если же оно не вы- полняется, то переходим в п. 12;
9. Рассчитываем поток на границе (Jh) по формуле: Jh=A*(To(l)4-(300/Tr)4), где То(1) - начальная безразмерная температура первого (крайнего) слоя;
10. Рассчитываем безразмерные температуры крайних (Т i( 1 ) и Ti(mm)) слоев на следующем шаге по формуле: Ti(l)=Ti(mm)=Ti(2)-h*Jh, где Ti(2) - рассчитанная ранее температура второго слоя после шага по време- ни;
11. Переходим в п. 17;
12. Определяем vrem 1 : vreml=vrem-tstart:
13. Определяем tt: tt=vrem 1 -int(vrem l/tper4)*tper4, где int(vreml/tper4) - целая часть результата деления vreml на tper4 (число до запятой); 14. Определяем, в каком численном диапазоне находится tt, и в соответствии с этим рассчитываем значение С:
Если tt<tperl, то рассчитываем С по формуле:
C=tt/tperl;
Если tperl<tt<tper2, то С=1;
Если tper2<tt<tper3, то рассчитываем С по формуле: C=l-(tt-tper2)/(tper3 -tper2);
Если tper3<tt<tper4, то
С=0; 15. Рассчитываем поток на границе (Jh) по формуле:
Jh=A*(To(l)4-(300/Tr)4)+C*B*(To(l)-l), где То(1) - начальная безразмерная температура первого (крайнего) слоя 16. Рассчитываем безразмерные температуры крайних (Т i( 1 ) и Ti(mm)) слоев на следующем шаге по формуле:
Ti(l)=Ti(mm)= Ti(2)-h*Jh, где Ti(2) - рассчитанная ранее температура второго слоя после шага по време- ни;
17. Сохраняем полученные численные значения Ti(1) и Ti(mm);
18. Придаем размерность значениям Ti(1) и Ti(mm), полученным в п. 16, по формуле:
Tl(i)real=Tl(i)*Tr;
19. Сохраняем полученные значения Т i(i)reai для обоих слоев.
Расчет параметра W/T:
1. Для слоев i=l; i=int(mm/2); i=int(mm/4); i=int(mm/8), где int(mm/...) - целая часть результата деления, необходимо вычислить значение параметра W/T по форму - ле:
W/T(i)=((To(i)-Ti(i))*Tr*Cv/(tau*(((T0(i)-Ti(i))*Tr/2)-273));
2. Полученные значения W/T(i) для четырех слоев необходимо сохранить.
Для любого момента распада аустенита справедливо соотношение:
Figure imgf000020_0001
где Mgi - текущая массовая доля аустенита, от 1 в начале превращения до 0,03 в конце превращения;
Mprί - текущая массовая доля продуктов превращения:
Figure imgf000020_0002
где M(f+p)ί - текущая массовая доля феррита и перлита;
MBBI - текущая массовая доля верхнего бейнита;
МБШ - текущая массовая доля нижнего бейнита;
Мм! - текущая массовая доля мартенсита.
Рассчитываем П, которая является температурой, до которой охладился металл за Dΐ=0,01 сек.
Tί »Td~ (Уо * 0,01
Figure imgf000020_0003
1 Щ где Voxai - значение скорости охлаждения, соответствующее значению темпе- ратуры То. Дж .
Определяем параметр W, - текущую мощность теплового потока,
Figure imgf000021_0001
Figure imgf000021_0002
где Ci - текущая удельная теплоемкость:
0,122022 # Т $14Д (17) Определяем текущее значение параметра Wi/Ti, деля текущую мощность теп- лового потока на текущую температуру.
Определяем, в какой из интервалов попало численное значение Wi/Ti. Ниже приведены интервалы с их названиями и релевантными для них интервалами темпе- ратур:
Figure imgf000021_0004
Массовая доля образовавшихся феррита и перлита рассчитывается по формуле:
Figure imgf000021_0003
где Wi, Ti - значения, взятые из соответствующего расчета;
МФ+П - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля феррита и перлита;
МБВ - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля верхнего бейнита;
МБН - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля нижнего бейнита;
Мм - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля мартенси- та. После расчета образовавшейся на этом шаге массовой доли феррита и перлита следует учесть тепловой эффект превращения. В нашем случае это значит: расчет то- то, до какой температуры металл разогрелся после охлаждения в результате превра- щения. Для этого рассчитываем температуру после разогрева по формуле:
Figure imgf000022_0001
где Ti - значение, взятое из предыдущего расчета;
DM(f+p)ί - рассчитанная на этом шаге в и. 1 массовая доля феррита и перлита;
Ci - рассчитываемая по формуле (17) удельная теплоемкость.
Полученную массовую долю необходимо суммировать с уже полученными массовыми долями феррита и перлита (если таковые образовались) Полученную мас- совую долю необходимо суммировать с уже полученными массовыми долями ферри- та, перлита, верхнего бейнита, нижнего бейнита, мартенсита (если таковые уже обра- зовались) и сохранить это значение.
Массовая доля образовавшегося верхнего бейнита рассчитывается по формуле:
Шш - 0.0000843 c (1 ~ * * п ~ Шш ~ - ) c Ш I Тк ( где Wi, Ti - значения, взятые из соответствующего расчета;
МФ+П - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля феррита и перлита;
МБВ - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля верхнего бейнита;
МБН - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля нижнего бейнита;
Мм - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля мартенси- та. После расчета образовавшейся на этом шаге массовой доли верхнего бейнита следует учесть тепловой эффект превращения. В нашем случае это значит: расчет то- то, до какой температуры металл разогрелся после охлаждения в результате превра- щения. Для этого рассчитываем температуру после разогрева по формуле:
Тразогр = ΊΊ + (115 X DM&Bi / Ci), (21 ) где Ti - значение, взятое из предыдущей расчета;
DMBBI - рассчитанная на этом шаге в п. 1 массовая доля верхнего бейнита;
Ci - рассчитываемая по формуле (17) удельная теплоемкость.
Массовая доля образовавшегося нижнего бейнита рассчитывается по формуле: DMeHί = 0,0000843 * (1 — МФ + п - МБВ - МБН - Мм) * Wi / Ti, (22) где Wi, Ti - значения, взятые из соответствующего расчета;
МФ+П - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля феррита и перлита;
МБВ - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля верхнего бейнита;
МБН - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля нижнего бейнита;
Мм - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля мартенси- та. После расчета образовавшейся на этом шаге массовой доли нижнего бейнита следует учесть тепловой эффект превращения. В нашем случае это значит: расчет то- го, до какой температуры металл разогрелся после охлаждения в результате превра- щения. Для этого рассчитываем температуру после разогрева по формуле:
Т разогр = Tί + <115 X DMBHί / Ci), (23) где Ti - значение, взятое из предыдущего расчета;
АМБШ - рассчитанная на этом шаге в п. 1 массовая доля нижнего бейнита;
Ci - рассчитываемая по формуле (17) удельная теплоемкость.
Массовая доля образовавшегося мартенсита рассчитывается по формуле:
Figure imgf000023_0001
где Ti - значение, взятое из предыдущего расчета;
МФ+П - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля феррита и перлита;
МБВ - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля верхнего бейнита; МБН - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля нижнего бейнита;
Мм - суммарная, образовавшаяся к данному моменту массовая доля мартенси- та. После расчета образовавшейся на этом шаге массовой доли мартенсита следует учесть тепловой эффект превращения. В нашем случае это значит: расчет того, до ка- кой температуры металл разогрелся после охлаждения в результате превращения. Для этого рассчитываем температуру после разогрева по формуле:
Тразогр
Figure imgf000024_0001
где Ti - значение, взятое из предыдущей Последовательности 1;
DMMI - рассчитанная на этом шаге в п. 1 массовая доля мартенсита;
Ci - рассчитываемая по формуле (17) удельная теплоемкость. Доля не превра- тившегося аустенита рассчитывается как
МА = 0,97 - МФ + п - МБВ - МБН - Мм, (26) где МФ+П - суммарная, образовавшаяся массовая доля феррита и перлита;
МБВ - суммарная, образовавшаяся массовая доля верхнего бейнита;
МБН - суммарная, образовавшаяся массовая доля нижнего бейнита;
Мм - суммарная, образовавшаяся доля мартенсита. Пример 2. Для стали химического состава, приведенного в таблице 1, сначала задавали кинетику фазового превращения согласно примеру 1 и экспериментально определяли тепловые эффекты фазовых превращений:
Таблица 1. Химический состав опытной плавки, мае. %
Figure imgf000024_0002
Затем осуществляли опытно-промышленную прокатку на стане г/п двух листов из стали указанного химического состава. При этом производили виртуальное по- слойное разбиение проката на 50 слоев при толщине каждого слоя ~0,6 мм и фикси- ровали технологические параметры производства, указанные в таблице 2. Таблица 2. Параметры режима опытной прокатки
Figure imgf000025_0001
Расчет массовых долей структурных составляющих осуществлялся конечно- разностной схемой решения задачи теплопроводности для среды с внутренними ис- точниками тепловыделений с виртуальным разбиением толщины проката на слои с использованием зафиксированных при прокате конкретного сляба технологических параметров по изложенной выше методике.
В результате расчета по измеренным технологическим параметрам было опре- делено следующее структурное состояние в массовых долях структурных составля- ющих по толщине раската: -50% бейнита, -50% феррита и перлита.
Для оценки надежности прогноза после прокатки вдоль осевых линий листов вырезалось по 10 образцов для структурных исследований. Позиции резки распреде- ляли равномерно по длине проката. Аттестацию структурного состояния проводили по трем шлифам, соответствующим сечениям по трем плоскостям. Металлографиче- ские исследования проводили на структурном анализаторе, включающем в себя све- товой инвертированный металлографический микроскоп, цифровую камеру и про- граммно-аппаратный комплекс.
В результате металлографических исследований выявили, что в усредненных данных в результате реальной прокатки по указанному режиму была сформирована структура с долей бейнита -48%. Это говорит об адекватности использования рас- четного метода определения структурного состояния в процессе реализации способа производства стального проката.
Пример 3. Для стали химического состава, приведенного в таблице 3, сначала задавали кинетику фазового превращения согласно примеру 1 и экспериментально определяли тепловые эффекты фазовых превращений: Таблица 3. Химический состав опытной плавки, мае. %
Figure imgf000026_0001
Затем осуществляли опытно-промышленную прокатку на стане r/п двух листов из стали указанного химического состава. При этом производили виртуальное по- слойное разбиение проката на 50 слоев при толщине каждого слоя ~0,4 мм и фикси- ровали технологические параметры производства, указанные в таблице 4.
Таблица 4. Параметры режима опытной прокатки
Figure imgf000026_0002
Расчет массовых долей структурных составляющих осуществлялся конечно- разностной схемой решения задачи теплопроводности для среды с внутренними ис- точниками тепловыделений с виртуальным разбиением толщины проката на слои с использованием зафиксированных при прокате конкретного сляба технологических параметров по изложенной выше методике.
В результате расчета по приведенному режиму было определено следующее структурное состояние в массовых долях структурных составляющих по толщине раската: ~25% верхнего, ~70% нижнего бейнита и остаточный аустенит. Для оценки надежности прогноза после прокатки вдоль осевых линий листов вырезалось по 10 образцов для структурных исследований. Позиции резки распреде- ляли равномерно по длине проката. Аттестацию структурного состояния проводили по трем шлифам, соответствующим сечениям по трем плоскостям. Металлографиче- ские исследования проводили на структурном анализаторе, включающем в себя све- товой инвертированный металлографический микроскоп, цифровую камеру и про- граммно-аппаратный комплекс.
В результате металлографических исследований выявили, что в усредненных данных в результате реальной прокатки по указанному режиму была сформирована структура с долей верхнего бейнита ~22% и нижнего бейнита ~72%, остальное кар- биды и нитриды, МА-составляющая и остаточный аустенит ~6%. Это говорит об адекватности использования расчетного метода определения структурного состояния в процессе реализации способа производства стального проката при условии предва- рительного получения экспериментальным путем используемых при расчете данных.
Список литературы
1. RU 2563911
2. RU 2457054 3. RU 2016133849
4. WO 9818970
5. Расчет теплоемкости низкоуглеродистой низколегированной стали при мо- делировании неизотермических фазовых превращений / Д.А. Иванов, Н.В. Куваев, Т.В. Куваева // Теория и практика металлургии, N°l-2, 2010. С. 43-48.

Claims

Формула изобретения
1. Способ производства проката из стали, включающий выплавку стали требуемого химического состава, ее прокатку с фиксацией технологических параметров и определение структурного состояния полученного проката в зависимости от реализованных технологических параметров, при этом температуры слоев стального проката и массовые доли продуктов распада аустенита в слоях определяют расчетно, исходя из измеренной температуры поверхности проката до начала охлаждения, его толщины и реализованного режима отвода тепла с поверхности проката, используя метод конечных разностей для решения задачи теплопроводности для среды с внутренними источниками тепловыделений с виртуальным разбиением толщины проката на слои, при этом за источники тепловыделений принимаются слои проката, в которых согласно расчету происходят процессы распада аустенита по хотя бы одному из типов: ферритному (Ф), феррито-перлитному (Ф+П), перлитному (П), бейнитному (Б), мартенситному (М), тип распада определяют, исходя из температуры слоя и/или скорости охлаждения, и/или удельной мощности отвода тепла от слоя, прирост массовой доли продуктов распада аустенита (ЗМ/Зт) определяют исходя из температуры и/или скорости охлаждения, и/или удельной мощности отвода тепла от слоя, величину тепловыделения рассчитывают по уравнению 3Q=3MxQPi, где 3Q - теплота, выделившаяся в результате распада аустенита по какому-либо типу, кДж, Qpi - удельный тепловой эффект распада аустенита по i-му типу, кДж/кг, при этом до начала прокатки на образцах стали идентичного химического состава экспериментально определяют учитываемые при расчете удельные тепловые эффекты и уравнения кинетики распада аустенита для реализующихся в стали данного химического состава типов распада аустенита.
2. Способ по п. 1, отличающийся тем, что диапазоны температур и скоростей охлаждения, соответствующие различным типам распада аустенита, определяют экспериментально путем варьирования скоростей охлаждения образцов стали идентичного химического состава.
3. Способ по п. 1, отличающийся тем, что при определении кинетики распада аустенита используют уравнение 3M/3x=k-MA-(W/T), где ЗМ - прирост массовой доли продуктов распада аустенита; дт - время, с, к - эмпирический коэффициент, зависящий от типа распада аустенита и химического состава стали, с· кг, Мд - массовая доля аустенита, W - удельная мощность отвода тепла от слоя, кВт/кг, Т - температура, °С.
PCT/RU2020/050291 2019-10-25 2020-10-23 Способ производства проката из стали WO2021080470A1 (ru)

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
RU2019134178 2019-10-25
RU2019134178A RU2729801C1 (ru) 2019-10-25 2019-10-25 Способ производства проката из стали

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2021080470A1 true WO2021080470A1 (ru) 2021-04-29

Family

ID=72086175

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/RU2020/050291 WO2021080470A1 (ru) 2019-10-25 2020-10-23 Способ производства проката из стали

Country Status (3)

Country Link
EA (1) EA039568B1 (ru)
RU (1) RU2729801C1 (ru)
WO (1) WO2021080470A1 (ru)

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN113857247A (zh) * 2021-10-19 2021-12-31 攀钢集团攀枝花钢钒有限公司 热连轧钛合金板的生产方法

Families Citing this family (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
RU2762195C1 (ru) * 2021-03-15 2021-12-16 Публичное Акционерное Общество "Новолипецкий металлургический комбинат" Способ получения изотропной электротехнической стали

Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO1998018970A1 (de) * 1996-10-30 1998-05-07 Voest-Alpine Industrieanlagenbau Gmbh Verfahren zur überwachung und steuerung der qualität von walzprodukten aus warmwalzprozessen
RU2563911C2 (ru) * 2014-01-09 2015-09-27 Публичное акционерное общество "Северсталь" (ПАО "Северсталь") Способ производства рулонного проката на непрерывном широкополосном стане
RU2655458C1 (ru) * 2017-06-02 2018-05-28 Антон Владимирович Шмаков Способ определения удельного теплового эффекта фазового превращения
RU2655398C2 (ru) * 2016-08-26 2018-05-28 Антон Владимирович Шмаков Способ производства проката
RU2703009C2 (ru) * 2014-01-22 2019-10-15 Смс Груп Гмбх Способ оптимизированного изготовления металлических стальных и железных сплавов в станах горячей прокатки и толстолистовых прокатных станах при помощи имитатора, монитора и/или модели структуры

Family Cites Families (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
RU2413777C1 (ru) * 2009-11-27 2011-03-10 ООО "Исследовательско-технологический центр "Аусферр" Способ термической обработки изделий из стали и сплавов
RU2731116C1 (ru) * 2016-12-20 2020-08-28 Арселормиттал Способ динамического регулирования процесса производства термообработанного стального листа

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO1998018970A1 (de) * 1996-10-30 1998-05-07 Voest-Alpine Industrieanlagenbau Gmbh Verfahren zur überwachung und steuerung der qualität von walzprodukten aus warmwalzprozessen
RU2563911C2 (ru) * 2014-01-09 2015-09-27 Публичное акционерное общество "Северсталь" (ПАО "Северсталь") Способ производства рулонного проката на непрерывном широкополосном стане
RU2703009C2 (ru) * 2014-01-22 2019-10-15 Смс Груп Гмбх Способ оптимизированного изготовления металлических стальных и железных сплавов в станах горячей прокатки и толстолистовых прокатных станах при помощи имитатора, монитора и/или модели структуры
RU2655398C2 (ru) * 2016-08-26 2018-05-28 Антон Владимирович Шмаков Способ производства проката
RU2655458C1 (ru) * 2017-06-02 2018-05-28 Антон Владимирович Шмаков Способ определения удельного теплового эффекта фазового превращения

Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN113857247A (zh) * 2021-10-19 2021-12-31 攀钢集团攀枝花钢钒有限公司 热连轧钛合金板的生产方法
CN113857247B (zh) * 2021-10-19 2023-11-21 攀钢集团攀枝花钢钒有限公司 热连轧钛合金板的生产方法

Also Published As

Publication number Publication date
EA039568B1 (ru) 2022-02-11
EA202092198A3 (ru) 2021-06-30
RU2729801C1 (ru) 2020-08-12
EA202092198A2 (ru) 2021-04-30

Similar Documents

Publication Publication Date Title
KR20160105464A (ko) 미세조직 시뮬레이터, 모니터 및/또는 모델을 이용한, 열연 및 후판 공장에서 금속 강 합금 및 철 합금의 최적 제조 방법
KR960012336B1 (ko) 강재의 재질 예측방법
US8108064B2 (en) System and method for on-line property prediction for hot rolled coil in a hot strip mill
WO2021080470A1 (ru) Способ производства проката из стали
Das et al. Continuously cooled ultrafine bainitic steel with excellent strength–elongation combination
JP7342812B2 (ja) 鋼帯の材質予測方法、材質制御方法、製造方法および材質予測モデルの生成方法
WO2022054500A1 (ja) 材料特性値予測システム及び金属板の製造方法
Rasaee et al. Constitutive modelling of Al7075 using the Johnson–Cook model
CN114126777B (zh) 用于控制轧机列中的冷却装置的方法
Suwanpinij et al. Fast algorithms for phase transformations in dual phase steels on a hot strip mill run-out table (ROT)
JP5610869B2 (ja) 圧延材の冷却制御方法、及びこの冷却制御方法が適用された連続圧延機
CN108603793A (zh) 用于控制和/或调节铸造或轧制的金属产品的加热的方法以及系统
EP4183498A1 (en) Steel strip and method for producing same
RU2655398C2 (ru) Способ производства проката
KR20200018610A (ko) 어닐링 로의 작동 방법
JPH05142126A (ja) 鋼板の材質予測方法
CN106661709A (zh) 合金化热浸镀锌钢板的γ相生成量预测方法以及制造方法
Thakur et al. Application of machine learning methods for the prediction of roll force and torque during plate rolling of micro-alloyed steel
RU2783688C1 (ru) Способ управления охлаждающим устройством в линии прокатного стана
US11858020B2 (en) Process for the production of a metallic strip or sheet
JP7239720B2 (ja) 熱間圧延機又は厚板圧延機内の冷却区間のストリップ幅にわたる圧延材の異なる冷却プロセスを設定するための方法
Kawulok et al. Microstructure Influenced by Controlled Rolling, Cooling and Thermal Processing of Seamless Tubes Made of Steel 25CrMo4
Tilly et al. Development of a digital material shadow for the press hardening route of medium manganese steel
RU2720350C1 (ru) Способ производства термообработанного стального листа
Lotter et al. Structure of the metallurgically oriented modelling system TK-StripCam for simulation of hot strip manufacture and application in research and production practice

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 20878299

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

32PN Ep: public notification in the ep bulletin as address of the adressee cannot be established

Free format text: NOTING OF LOSS OF RIGHTS PURSUANT TO RULE 112(1) EPC - FORM 15.09.2022

122 Ep: pct application non-entry in european phase

Ref document number: 20878299

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1