CC BY
20
https://doi.org/10.21122/1683-6065-2021-1-73-77 УДК 669
Поступила 18.11.2020 Received 18.11.2020
ВЛИЯНИЕ МИКРОЛЕГИРОВАНИЯ СТАЛИ НИОБИЕМ НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ТЕРМОУПРОЧНЕННОЙ АРМАТУРЫ
А. И. ПОСТИ, ОАО «БМЗ - управляющая компания холдинга «БМК», г. Жлобин, Гомельская область, Беларусь, ул. Промышленная, 37. E-mail: arsposti93@gmail.com
Одним из наиболее эффективных микролегирующих элементов при производстве арматуры класса 500 является ванадий. Однако технология производства - многостадийная и затратная, поэтому применение феррованадия делает производство ванадийсодержащей арматуры массового назначения нерентабельной. В связи с этим необходимо снижение себестоимости готовой продукции за счет замены феррованадия на феррониобий с сохранением всех механических, физических и эксплуатационных характеристик металла.
Цель работы - определить влияние количественного содержания ниобия в стали при производстве горячекатаной арматуры S-500WC в бухтах на стане 370/150 ОАО «БМЗ - управляющая компания холдинга «БМК» в соответствии с требованиями израильского стандарта SI 4466-3:2013 при различных температурно-скоростных параметрах проката. Нормируемыми показателями механических свойств арматурной стали S-500WC всех профилей (№ 8-16) в соответствии с требованиями стандарта SI 4466-3:2013 являются предел текучести - 500-650МПа, пластичность - 1,151,35, относительное удлинение - не менее 11 % и полное относительное удлинение при разрыве - не менее 7,5 %.
Ключевые слова. Ниобий, механические свойства, термоупрочнение, арматура, класс прочности, микролегирование, температура самоотпуска.
Для цитирования. Пости, А. И. Влияние микролегирования стали ниобием на механические свойства термоупроч-ненной арматуры / А.И. Пости // Литье и металлургия. 2021. № 1. С. 73-77. https://doi.org/10. 21122/1683-6065-2021-1-73-77.
EFFECT OF MICRO ALLOYING OF STEEL WITH NIOBIUM
ON THE MECHANICAL PROPERTIES OF HEAT-STRENGTHENED REBAR
A.I. POSTI, OJSC "BSW - Management Company of the Holding "BMK", Zhlobin city, Gomel region, Belarus, 37, Promyshlennaya str. E-mail: arsposti93@gmail.com
One of the most effective micro-alloying elements in the production of class 500 fittings is vanadium. However, the production technology is multi-stage and expensive, so the use offerrovanadium makes the production of vanadium-containing fittings for mass use unprofitable. In this regard, it is necessary to reduce the cost offinished products by replacing ferrovanadium with ferroniobium while preserving all the mechanical, physical and operational characteristics of the metal.
Objective: to determine the effect of the quantitative content ofniobium in steel in the production of hot-rolled rebar S-500WC in coils at the mill 370/150 of OJSC "BSW - Management Company of the Holding "BMK" in accordance with the requirements of the Israeli standard SI 4466-3:2013 at various temperature and speed parameters of rolled products. The normalized mechanical properties of s-500WC reinforcing steel of all profiles (No. 8-16) in accordance with THE requirements of si 4466-3:2013 are: yield strength - 500-650 MPa, ductility - 1.15-1.35, elongation of- at least 11 % and total elongation at break of- at least 7.5 %.
Keywords. Niobium, mechanical properties, thermal strengthening, reinforcement, strength class, micro-alloying, self-release temperature.
For citation. Posti A.I. Effect of micro alloying of steel with niobium on the mechanical properties of heat-strengthened rebar. Foundry production and metallurgy, 2021, no. 1, pp. 73-77. https://doi.org/10.21122/1683-6065-2021-1-73-77.
Влияние микролегирования стали ниобием
Как правило, микролегирование ниобием ассоциируется с термомеханической (ТМ) прокаткой, при которой до или во время конечной прокатки происходит подавление рекристаллизации аустенита до такой степени, чтобы фактически рекристаллизация аустенита не произошла, т.е. прокатка при температуре, при которой не происходит рекристаллизация стали. При дальнейшей горячей прокатке аустенитные зерна будут эффективно «расплющиваться», т.е. удлиняться. Эту критическую температуру можно приблизительно определить, используя уравнение [1]:
(°C) T = 887 + 464 C + (644 Nb - 644 VNb ) + (732 V-230 W ) + 890 Ti + 363 Al - 357 Si. (1)
Известно, что замедление рекристаллизации аустенита связано с явлением примесного торможения атомами ниобия, главным образом за счет вызванного деформацией выделения «свежих» или «новых» фаз № (С, №). В результате при последующих восстановлениях аустенитные зерна становятся удлиненными и, таким образом, образуют большую эффективную площадь поверхности границ зерен. Вместе с образованием полос деформации внутри зерен способность к образованию ферритных зерен существенно увеличивается. Именно этот процесс образования расплющенного или удлиненного аустенита, который называют «улучшением» структуры и основной характеристикой классической термомеханической прокатки (ТМ), приводит к развитию более мелкого ферритного зерна и, следовательно, к более высокой прочности и улучшенной ударной вязкости (уравнение Холла-Петча).
В соответствии с общепринятой практикой для этого должно быть достаточное количество растворенного ниобия в начале процесса, так как, в конечном итоге, оно будет определяющим в эффективности ТМ прокатки за счет примесного торможения и выделения, вызванного деформацией. Следовательно, в целях максимально возможного увеличения эффективности ниобия требуется достаточно высокая температура предварительного нагрева заготовки для повторного введения ниобия в раствор в высокотемпературную аустенитную микроструктуру. Эта критическая температура в первую очередь зависит от содержания углерода, азота и ниобия в самой стали. Условия равновесия для растворения микролегирующего элемента можно рассчитать с помощью «произведения растворимости», эффективно обеспечивающего управление этой критической температурой, при которой достигается полная растворимость [2]:
где Т - температура, К; содержание С и
Из уравнения (2) следует, что путем снижения содержания углерода и азота можно использовать больше ниобия для процесса ТМ прокатки, а также для вторичного дисперсионного упрочнения. Кроме того, для заданного содержания углерода и азота применение более высокой температуры позволит использовать больше ниобия (в качестве растворенного вещества). Однако для коммерческой горячей прокатки арматуры существуют некоторые основные факторы, которые при первоначальном рассмотрении позволяют предположить, что роль ниобия в арматуре может быть ограничена температурами нагрева -1150 °С; более высоким содержанием углерода - 0,20 %; высокими обычными температурами чистовой прокатки - 975°С.
Влияние основных микролегирующих элементов на размер зерна аустенита во время повторного нагрева хорошо известно (рис. 1) [3]. Из рисунка видно, что для обычной стали СМп при увеличении температуры повторного нагрева размер зерна аустенита также увеличивается (нелинейно). Аналогичная
log [Nb] [C + 12/14 N] = 2,26-6770 / T,
(2)
400
800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 130D
Температура," С
О СМп О V О AI
О Nb
О Ti
0
0,005
0,01
0,015
Рис. 1. Увеличение зерна аустенита в сталях СМп с различными микролегирующими добавками
тенденция наблюдается и для сталей, содержащих ванадий, алюминий и ниобий, но температура, при которой размер зерна начинает увеличиваться (заштрихованная область), должна достигать более 1180 °С. До достижения этой температуры увеличения размера зерна рост зерен аустенита подавляется благодаря эффекту связывания, обусловленному наличием микролегированных выделений фаз, которые присутствуют в первоначально охлажденной непрерывнолитой заготовке и/или образуются во время самой стадии повторного нагрева (для сравнения для сталей, содержащих только алюминий, фазой является нитрид алюминия АВД).
Как и следовало ожидать, из-за более низкого произведения растворимости ванадия он первым выделяется в раствор при температуре около 1000 °С (т.е. эффективно растворяется в матрице в виде атома), и при этом граница зерен аустенита больше не связывается и, следовательно, увеличивается. Выше этой температуры для стали, микролегированной ванадием, зерна аустенита стремительно растут, даже больше, чем в обычной стали СМп (рис. 1). Размер зерна стали, микролегированной ниобием, остается небольшим и стабильным до 1155°С, что свидетельствует о гораздо более высокой силе связывания, препятствующей укрупнению зерна по сравнению со сталью, микролегированной ванадием. Описанную характеристику ниобия также можно использовать при производстве арматуры.
Промышленные испытания и результаты
Технологию производства арматуры S-500WC в бухтах четырехстороннего периодического профиля осваивали на трех плавках с различным содержанием ниобия (табл. 1).
Таблица 1. Содержание ниобия и углеродного эквивалента в разливочной пробе
Номер плавки Содержание ниобия, % Углеродный эквивалент
1 0,0594 0,515
2 0,0282 0,448
3 0,0241 0,422
Температура поверхности непрерывнолитых заготовок сечением 140^140 мм после нагрева в проходной нагревательной печи стана 370/150 и последующем гидросбиве перед первой прокатной клетью составляла 1080±20 °С.
На рис. 2 показана зависимость механических свойств арматуры S-500WC плавки № 1, микролегированной ниобием, от температуры самоотпуска в зоне виткообразователя. Из рисунка видно, что при каждой последующей прокатке увеличивалась температура в зоне виткообразователя (температура самоотпуска). Можно отметить, что до температуры 730 °С на виткообразователе стабильно имеем предел текучести выше 500 МПа. При увеличении этой температуры значение предела текучести снижается и увеличивается пластичность металла.
Во всех случаях прокатки эстафетных заготовок плавки № 1 значения пластичности металла превышают требуемые (1,15-1,35) ввиду высокой прочности. Данная ситуация объясняется химическим составом стали, в частности углеродным эквивалентом, равным 0,515, и массовой долей ниобия 0,0594 %.
Рис. 2. Зависимость механических свойств арматуры S-500WC от температуры самоотпуска (в зоне виткообразователя):
1, 2 - профиль № 8; 3 - № 10; 4 - № 14
Во всех случаях производства профилей № 8-14 при механических испытаниях образцов зафиксированы несоответствия Agt при норме не менее 7,5 %. Большинство значений ниже либо находятся на минимально допустимом уровне.
Так как не были получены требуемые механические свойства в соответствии с требованиями израильского стандарта SI 4466-3:2013 на плавке № 1, было принято решение провести эстафетную прокатку плавки № 2 (температурно-скоростные параметры производства приведены на рис. 3) со скорректированным химическим составом по количественному содержанию ниобия и углеродному эквиваленту (табл. 1).
У 1000
V 950
£ 900
И
3. 850
о
5 S00
5t
£ 750 700 650 600 550
> ^Н : кклнчпаа! дштштортв L-LQ- L00°»
Ммидишунии миицтсу 14^HHt
Рис. З.Температурный режим производства арматурного проката № 8 марки стали S-500WC плавки № 2
По результатам эстафетной плавки № 1 были получены значения механических свойств, несоответствующие требованиям израильского стандарта SI 4466-3:2013, а именно: отношение прочности к текучести (при норме 1,15-1,35, факт - 1,36-1,43), остальные значения соответствовали стандарту. Данное несоответствие объясняется высокими значениями предела прочности - 711-736 МПа.
С целью увеличения предела текучести для соответствия стандарту по механическим свойствам (показатель пластичности) была проведена вторая эстафетная плавка, в которой был увеличен градиент между температурой перед TMB и температурой самоотпуска в зоне виткообразователя. Режимы двухстадийного охлаждения арматуры S-500WC эстафетной плавки № 2 приведены на рис. 3. Как видно из рисунка, температурный градиент увеличился на 68,32 °C. Положительных результатов также достигнуто не было.
Проанализировав полученные результаты механических испытаний после проката эстафетных плавок № 1, 2, которые не соответствуют требованиям израильского стандарта, было принято решение скорректировать химический состав стали в сторону уменьшения легирующих элементов, которые влияют на механические свойства стали (см. табл. 1, плавка № 3). Температурно-скоростные параметры производства плавки № 3 приведены в табл. 2.
Таблица 2. Режимы двухстадийного охлаждения арматуры № 12,14,16 марки стали S-500WC
Время нагрева, ч Скорость прокатки, м/с Температура после гидросбива, °C Температура QTB1, °C Температуа перед FFB, °C Температура перед TMB, °C Температура. в зоне виткообразователя, °C Мощность включения вентиляторов 1 - 14,%
2,5-3,5 26,2 1110-1115 970 880 790-810 630-645 100
19,7 980 870
17,4 980 930
Все результаты механических испытаний после процесса производства плавки № 3 (см. табл. 1) по температурно-скоростным параметрам табл. 2 соответствуют требованиям израильского стандарта SI 4466-3:2013.
Необходимо отметить, что для достижения требуемых температур в зоне виткообразователя при производстве арматуры S-500WC, микролегированной ниобием, температура деформации металла в ТМВ находится в зоне минимально допустимой, т.е. нагрузка и износ прокатного инструмента двухмодульно-го блока ТМВ гораздо значительнее в сравнении с производством арматуры S-500WC, микролегированной ванадием при данных температурно-скоростных параметрах (табл. 3).
Таблица 3. Сравнительный анализ двух технологических режимов производства арматуры S-500WC,
микролегированной ^Ъ и V
Номер профиля Элемент микролегирования Линейная скорость конца прокатки, м/с Средняя производительность на профиле, т/ч Температура самоотпуска, °C Расход воды, м3/ч
8 Ванадий 59,2 80 680-700 160
Ниобий 51,9 =70 620-640 180
10 Ванадий 52 98 680-700 200
Ниобий 45 =85 620-640 210
12 Ванадий 37,4 100 680-700 180
Ниобий 26,2 =70 620-640 220
14 Ванадий 29 105 680-690 225
Ниобий 19 =70 620-640 230
16 Ванадий 22,3 104 670-690 235
Ниобий 17,4 =81 620-640 250
Выводы
Разработан химический состав стали, позволяющий получить механические свойства арматуры S-500WC в соответствии с требованиями израильского стандарта SI 4466-3:2013.
На основе данного химического состава разработаны температурно-скоростные параметры производства арматуры S-500WC № 8,12,14,16, микролегированной ниобием.
Выявлены основные факторы, влияющие на механические свойства арматуры S-500WC, микролегированной ниобием, такие, как температура конечной деформации, способ водяного распределения и охлаждения в водяных камерах, температура самоотпуска. Установлены существенные различия в технологическом процессе производства арматуры, микролегированной ниобием и ванадием.
ЛИТЕРАТУРА
1. Yue S., Jonas J. J. The three critical temperatures of steel rolling and their experimental determination // Materials Forum. 1990. Vol. 14. Р. 245-252.
2. Irvine K. J., Pickering F. B., Gladman T. J. Iron Steel Inst. 1967. Vol. 205. P. 161-182.
3. Speich G. R. et al. Phase Transformations in Ferrous Alloys // TMSAIME, Warrendale, PA, USA, 1984. P. 341-390.
REFERENCES
1. Yue S., Jonas J. J. The three critical temperatures of steel rolling and their experimental determination. Materials Forum, 1990, vol. 14, pp. 245-252.
2. Irvine K. J., Pickering F. B., Gladman T. J. Iron Steel Inst, 1967, vol. 205, pp. 161-182.
3. Speich G. R. et al. Phase Transformations in Ferrous Alloys. TMSAIME, Warrendale, PA, USA, 1984, pp. 341-390.
