gendocs.rugendocs.ru/docs/18/17745/conv_1/file1.pdf · i l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ?...

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 1

3 (261)

2010

®

ДНЕПРОПЕТРОВСКООО

“УКРМЕТАЛЛУРГИНФОРМ„НТА”

20 апреля т.г. в Национальной металлургической Академии Украины по инициативе ООО «Укрметаллургин-форм «НТА» состоялась международная конференция на тему «Конкурентоспособность. Пути повышения эффек-тивности производства горно-металлургического комплекса Украины». Данное мероприятие было приурочено к 50-летию издания научно-технического и производственного журнала «Металлургическая и горнорудная промыш-ленность».

В приветственном слове ректор НМетАУ, чл.-корр. АН Украины Величко А.Г. от имени 20 тыс. коллектива по-здравил редколлегию журнала с юбилеем, отметил, что на конференции собрался цвет отечественной металлургии и пожелал участникам успешной работы.

Открывая конференцию, главный научный редактор журнала профессор Гринев А.Ф. кратко охарактеризовал исторические вехи работы редколлегии, тепло отзывался о замечательных известных специалистах, которые в раз-ные годы плодотворно работали в журнале. Редакция поддерживает творческие контакты с предприятиями, науч-ными центрами, институтами, проектными организациями, как украинскими, так и зарубежными. К их числу относят-ся НМетАУ, ИЧМ, ГП «Укргипромез», ОАО «Черметинформация» (Россия), Гипрококс, УкрГНТЦ «Энергосталь», ГП «НИТИ», ДонНТУ, Приазовский ГТУ, ОАО «МК «Запорожсталь», ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ», ОАО «АрселорМит-тал Кривой Рог», ОАО «МК «Азовсталь», ОАО «ММК им. Ильича», ОАО «Днепровский МК», ОАО «Днепроспец-сталь», ОАО «Магнитогорский МК» (Россия), ОАО «Северсталь» (Россия), ЗАО «Донецксталь-МЗ», РУП «Белорус-ский МЗ», ОАО «Молдавский МЗ», ОАО «Никопольский завод ферросплавов», институт стали VDEh (ФРГ) и др.

Далее он отметил, что в журнале систематически публикуются материалы по решению экономических про-блем, разработке новых технологий, проектных решений для производства конкурентоспособной продукции, охра-не окружающей среды, комплексному использованию сырья; поднимаются актуальные вопросы относительно роли и проблем отраслевой науки, развитию внутреннего рынка металлопотребления и т.д.

Журнал издается на английском языке (печатная и электронная версии), и в настоящее время идет стадия реги-страции в мировых реферативных базах данных Scopus, Thomson Reuters и IndexCopernicus. Однако уровень подпи-ски на журнал оставляет желать лучшего.

О высокой роли журнала свидетельствует множество отзывов, в частности: Министра Минпромполитики Украины Колесникова Д.В., президента Международного союза металлургов Колпакова С.В., президента НАНУ Патона Б.Е., председателя ЦК профсоюза металлургов и горняков Украины Казаченко В.И., руководителя институ-та стали VDEh (ФРГ) К.-Д. Вупперманна, директора Института Черной Металлургии НАНУ Большакова В.И., пред-седателя правления ОАО «Запорожсталь» Сацкого В.А., председателя Совета директоров ОАО «Магнитогорский меткомбинат» В.Рашникова, генерального директора ОАО «Днепровский меткомбинат» Буги И.Д., генерального директора РУП «Белорусский метзавод» Савенка А.Н. и др.

В работе конференции приняло участие более 100 чел., выступили более 30 чел.Украинские ученые обеспокоены, в частности, тем, что закупаемые финансово-промышленными группами обо-

рудование не самое современное, что российские фирмы скупают украинские металлургические предприятия, что отраслевую науку привлекают только в крайних случаях и т.д.

Выступивший экс-зам. министра промышленной политики С.Г. Грищенко остановился на ситуации производства и потребления металлопродукции в мире; о том, что в среднем падение производства составило 25 %, возрастает потребность в сырье. Отрасль оказалась слабо защищенной и во многом зависимой от конъюнктуры рынка. Вос-становление мирового рынка металлопродукции происходит относительно быстрыми темпами (в 2010 г. выходят на уровень 2008 г.). Ожидается производство около 1 млрд. 360 млн. т с учетом «китайского фактора» ( 25 %). Укра-ина также ожидает 85 % производства от уровня 2008 г., а полное восстановление в 2011 г. Проблемы: неудо-влетворительная экономика, растут цены на сырье, растут риски, связанные с себестоимостью заготовки. Это уже-сточит конкуренцию. Пока действие «Меморандума» сглаживает ситуацию. Необходимо решить проблемы с кре-дитованием.

Генеральный директор объединения предприятий «Металлургпром» В.С. Харахулах, его заместитель В.В. Лесо-вой и директор Ассоциации сталеплавильщиков Д.А. Дюдкин отметили, что в редколлегии сотрудничают корифеи отечественной металлургии, в журнале очень важно освещать изучение производственного опыта. Сегодня нужно сказать, что выпуски журнала можно оценить даже по системе качества евростандартов ИСО, дело очень полез-ное и нужное.

МЕТАЛЛУРГИ СОВЕТУЮТСЯ…

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 32

Директор "Укрпромвнешэкспертиза" В.С. Вла-сюк свое выступление начал с приветствия меж-дународному журналу, пожелания быть площад-кой для обсуждения «…актуальних питань і сміли-вих рішень, побажання новаторства...». Было от-мечено, что конкуренция возрастает, цены на металл растут еще и из-за стоимости сырья, се-бестоимости заготовки, рисков кредитов. В мире произведено 1 млрд. 350 тыс. т/год стали при имеющемся избытке мощностей по выплавке по-рядка 500 млн. т. Да еще и ограничения по экс-порту труб в Россию. За последние пять лет по-требление металла в мире возросло на 50 млн. т, в основном за счет Китая. В этот период рынок «грели большие кредиты», сегодня таких кредитов и средств не оказалось. Хотя об окончании кри-зиса говорить рано, рынок поднимается и растет.

По нашим сведениям, дополнительный спрос будет на сырье, кокс, металлолом; соответственно возрастут цены. На украинском рынке проблемы – рабочая сила, коксующийся уголь, металлолом, газ; на 33 % украинская металлур-гия будет зависеть от импорта. Кроме того, перегружены порты, нужны инновации. К сожалению, «…плывем на кора-бле, построенном еще в Советском Союзе…». Далее остановился на рисках, необходимости требований госструк-тур переоборудования отрасли и выхода на евростандарты. Должна быть политика по созданию внутреннего рын-ка; для развития внутреннего рынка нужно создать специальный фонд.

Академик Найдек В.Л. (ФТИМС) отметил, что журнал всегда находился на передовых позициях в области ГМК. Он осветил следующие вопросы: металлургическая отрасль перестает быть украинской, раскупается, в основном, российскими ФПГ; поскольку доля российских активов растет, стоимость газа, покупаемого в России, естественно, уменьшается; о преференции государства в части внедрения научных разработок по опыту других государств. Все эти вопросы должны находиться в поле зрения журнала, «... и критикуя журнал, мы его ценим и любим».

Директор института развития ИНТЕРПАЙП НТЗ Герой Соцтруда, Герой Украины Козловский А.И. отметил, что журнал он «любит и читает от корки до корки», но, по его мнению, редколлегия упускает постановку вопросов перед Правительством - обязательное обновление основных фондов. Нужен хороший закон, который обязывал бы акционеров вкладывать деньги в обновление основных фондов. И далее в ответ на выступление российского менеджера-трубника Шифрина Е.И., Альфред Иванович настойчиво доказывал, что украинские трубы по качеству не хуже российских.

Выступление директора ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» Короткова А.Н. было посвящено вопросу возрастающе-го влияния человеческого фактора. Да, необходима и модернизация оборудо-вания, и капитальные вло-жения, и широкое привле-чение науки, - все это пра-вильно, но сегодня важное конкурентное преимуще-ство – ориентация на кли-ента, на потребителя. Это явление раньше было не так существенно, а сегодня нужно молодежи не только техническое обучение, а учить ее умению интеллектуального отношения между людь-ми – этот вопрос журнал должен отражать на своих страницах.

Начальник трубного цеха № 7 ООО «ИНТЕРПАЙП НИКО ТЬЮБ» Овчинников В.В. отметил, что в настоящее время на производстве мы уходим от больших объемов к качественным видам труб и нуждаемся в постоянном вни-мании отечественной науки. Это касается, в частности, производства котельных длинномерных труб малого диаме-тра. Пожелал журналу успехов. Технический директор Филиала «МК» ЗАО «Донецксталь» - МЗ» Крикунов Б.П. от-метил, что «Металлургическая и горнорудная промышленность» – это тот журнал, который любим, уважаем, он по-зволяет знать новое на всех переделах металлургического производства. С большим уважением относясь к журна-лу, пожелал ему быть на острие новой техники.

Профессор Учитель А.Д. из КФ НМетАУ акцентировал внимание на кризисной ситуации с инновационными проектами в Украине, подчеркнул, что инвесторы сокращают финансирование. У хозяев предприятий должен быть долг развивать нашу страну, нашу науку. Предложил на государственном уровне продумать подход по инвестици-ям. В заключении заявил, что журнал хороший, мы его любим.

Воронов В.Ф. (ОАО «Черметинформация», Москва) – журнал стал одним их ведущих изданий, воспринимается с одобрением на всех металлургических предприятиях бывшего Союза, постоянно освещает вопросы науки и про-изводства. Отметил хорошие и дружеские отношения между нашими организациями.

Шифрин Е.И., директор дирекции Трубной металлургической компании (Россия) - журнал один из самых автори-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 3

тетных журналов на предприятиях бывшего Союза, его с удовольствие читают в России. Украинская металлургия нахо-дится в сложном положении, но имеет конкурентное преимущество по сравнению с российской. Это – высококвалифици-рованные специалисты; нужно шире привлекать украинскую науку, журнал должен продолжить популяризировать науку.

Директор ГП «НИТИ» Шепель Г.Г. высказал добрые слова в адрес всего квалифицированного коллектива ред-коллегии и редакции.

Маматов В.П., ГП «Днепрстандартметрология», осветил вопросы системы экологического менеджмента, роль стандартов для развития металлургии.

Директор ГП «НИГРИ» Бабец Е.К. отметил актуальность темы конференции, необходимость государственной поддержки науки и привлечения в науку молодых специалистов.

Зам. дир. УкрГНТЦ «Энергосталь» Ботштейн В.А. в своем выступлении остановился на работах института, при-гласил к активному сотрудничеству.

Старовойт А.Г., ген. дир. УНПА «Укркокс», проинформировал о рынке и дефиците, качестве коксующихся углей и пылеугольного топлива.

Директор ИЧМ, академик Большаков В.И. указал, что журнал сегодня – лучший отраслевой журнал в Украине, журнал ценен хорошими, сложившимися традициями, пригласил авторов к более широкой публикации. Также отме-тил, что не хватает государственного управления ГМК – стимулировать развитие ГМК нужно путем использования лучших отечественных научных разработок.

По итогам работы конференции принято решение, которое направлено в руководящие органы государства.

РЕШЕНИЕ международной научно-технической конференции

«Конкурентоспособность. Пути повышения эффективности производства ГМК Украины»(к 50-летию журнала «Металлургическая и горнорудная промышленность)

20.04.10 г. Днепропетровск

Отмечено, что в условиях сложившейся экономической ситуации в Украине одним из главных направлений деятельности научных, проектных организаций и промышленных предприятий является достижение конкурентоспособности товара и услуг за счет снижения себестоимости, повышения потребительских свойств, наукоемкости.

В наше время «экономика знаний» становится одним из важных источников «нематериальных активов» и с учетом информационных технологий приобретает все большую актуальность.

Предлагается:- заинтересованным предприятиям и организациям изучить и широко использовать инновационно-инвестиционный

метод хозяйствования с учетом преференций со стороны государства в адрес промышленно-финансовых групп (ФПГ). Минэкономики и Минпромполитики с привлечением ФПГ и заинтересованных организаций уточнить государственную программу формирования внутреннего рынка потребления металлопродукции на длительную перспективу (10-15 лет) с учетом защиты прав отечественного товаропроизводителя;

- Ассоциациям доменщиков, сталеплавильщиков, прокатчиков и др. подготовить и до 1 июня т.г. передать Ассоциации научных и проектных организаций (НАПРО) предложения по перспективным направлениям модернизации соответствующих переделов металлургического комплекса для обобщения и учета при корректировке государственной программы развития ГМК Украины;

- Минобразования и науки Украины в условиях складывающейся демографической ситуации подготовить Правительству предложения по структурированию ВУЗов и подготовке специалистов с учетом требований рынка труда;

- АН Украины совместно с Минобразования и науки Украины и Минпромполитики Украины рассмотреть вопрос создания научного центра черной и цветной металлургии на хозрасчетной основе с использованием зарубежного опыта (Германия, Китай и др.);

- Ассоциации научных и проектных организаций (НАПРО – т. 0503636366) продолжить работу с комитетами Верховной Рады по принятию и реализации законопроектов, совершенствующих научно-техническую деятельность отраслевых институтов;

- предложить Минпромполитики Украины и Минэкономики Украины на ежемесячных совещаниях по балансам в г. Днепропетровске рассматривать также ход выполнения программы развития ГМК, а также выборочно – отчеты руководства предприятий о реконструкции, модернизации, инновациях и др. с последующим рассмотрением на коллегиях; предложений по совершенствованию и координации работы предприятий, научных и проектных организаций черной и цветной металлургии;

- предложить Минэкономики Украины и Минпромполитики Украины с привлечением Госпотребстандарта проанализировать состояние работы по адаптации (гармонизации) евростандартов (евронорм), техническому регулированию, рыночному надзору и подготовить соответствующее Постановление Правительства;

- журналу «Металлургическая и горнорудная промышленность» шире привлекать ученых и производственников к публикациям материалов по тематике данной конференции; открыть рубрику «Проектирование и оборудование».

По поручению участников конференции,заслуженный металлург, профессор Национальнойметаллургической Академии, главный редактор журнала «Металлургическая и горнорудная промышленность» А.Ф. Гринев

Проект

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 34

Харахулах В.С., Лесовой В.В. /к.т.н./, Мельник В.М. объединение «Металлургпром»

СОСТОЯНИЕ СТАЛЕПЛАВИЛЬНОГО ПРОИЗВОДСТВА НА ПРЕДПРИЯТИЯХ ОБЪЕДИНЕНИЯ «МЕТАЛЛУРГПРОМ»

И ПЕРСПЕКТИВА ЕГО РАЗВИТИЯ ДО 2015 ГОДА

© Харахулах В.С., Лесовой В.В., Мельник В.М., 2010 г.

Анализируя сегодняшнее состояние сталепла-вильного производства металлургической отрас-ли и перспективы дальнейшего развития, хотелось бы отметить значительный позитив в этом направ-лении в последние 7-10 лет. Большой сбой в про-цессе технического переоснащения отрасли произо-шел в 2008 – 2009 гг. в связи с мировым финансово-экономическим кризисом. Последствия его негатив-ного влияния на снижения объемов мирового рынка металлопотребления привело к обвалу объемов про-изводства металлопродукции практически во всех ре-гионах мира и странах – крупнейших производителей металлопроката.

Мировой кризис привел к резкому падению объе-мов производства, что в свою очередь отразилось на рентабельности и прибыльности предприятий и на их возможностях инвестировать финансы в техническое перевооружение и модернизацию производств. Не-обходимо отметить, что несмотря на кризис, украин-ские металлурги по объему производства стали удер-живают 8-е место в мире. Пик падения производства стали пришелся на ноябрь месяц 2008 г. Суточное производство в ноябре 2008 г. составило 53,2 тыс.т, в то время как в мае 2008 г. составляло 126,4 тыс.т. Весь 2009 г. сталеплавы отработали стабильно, постепен-но наращивая суточные объемы производства и про-извели за год 29,5 млн.т стали, при среднесуточном производстве 81,8 тыс.т. В марте 2010 г. среднесуточ-ное производство выросло до 96,6 тыс.т, что свиде-тельствует о дальнейшем наращивании темпов про-изводства.

Следует обратить внимание, что в кризисный пе-риод 2008-2009 гг. и в продолжающемся кризисном

2010 г. наличие и, главное, техническое состояние технологического оборудования позволяют украин-ским металлургам производить объемы выплавки стали, которые были в докризисный период. Это сви-детельствует, что сдерживающим фактором сегодня в наращивании объемов производства является нали-чие рынков сбыта металлопроката.

На 01.01.2010 г. производственные мощности ме-таллургических предприятий объединения «Метал-лургпром» по выплавке стали составляют ~ 50 млн.т в год (без учета мощностей сталелитейных цехов предприятий).

В составе сталеплавильного производства име-ем на балансе 21 кислородный конвертер с суммар-ной производственной мощностью 28,4 млн.т в год, 15 электродуговых печей (3,1 млн.т в год) и 35 марте-новских печей (18,9 млн.т в год). Естественно, в этом перечне объемы мощностей по производству марте-новской стали необходимо рассматривать как резерв, который будет постепенно заменяться кислородно-конвертерным и электропечным производством стали.

Кратко о тех значительных позитивах, которые мы видим в развитии сталеплавильного производства в последние годы на предприятиях объединения. В первую очередь – это постоянное наращивание объемов производства стали (не учитывая кризисные 2008-2009 гг.), обеспечивающее наращивание объе-мов производства товарного металлопроката и рост финансово-экономических показателей работы ме-таллургических предприятий. Причем, это наращи-вание объемов производства идет с улучшением по-казателей производства по видам стали (конвертер-ная, электропечная, мартеновская) и со значительным

2009 ( . )

26,3%

4,5%

69,2%

7837,6 ( . . - 654,9)

20672,8( . . - 12703,4)

1338,2( . . - 945,0)

2008 ( . )

54,5%

4,2%41,2%

20218,1( . . - 10585,4)

1570,4 ( . . - 981,1)

15293,8 ( . . - 3027,3)

- 37,1 . . . " " -14,6 . (40,1%)

- 29,8 . . . " " -14,3 . (48,4%)

Рис. 1. Производство стали по видам (тыс.т): а - 2009 г., б - 2008 г.

а б

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 5

Таблица 1. Кислородные конвертеры на металлургических предприятиях объединения «Металлургпром» на 01.01.2010 г.

№ п/п

Предприятия, номера

конвертеров

Емкость конвертера

(тонн)

Кол-во конвертеров на балансе

Действующие мощности 2009 г.Произ.

мощности на 2010 г., (тыс.тонн)

Кол-во агрегатов в работе

Произ. мощность (тыс. тонн)

Фактическое производство стали в 2009г.

( тыс.тонн)

% использо- вания

1.

ОАО «Енакиевский МЗ»№ 1 160

3 3 2787,5 2733,2 85,6 2787№ 2 160№ 3 160

2.ОАО «МК «Азовсталь»

№ 1 3352 2 4480,0 4083,3 85,2 4626

№ 2 335

3.

ОАО «ММК им. Ильича»№ 1 150

3 3 3427,4 3159,1 83,4 3430№ 2 150№ 3 150

4.

ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог»№ 1 150

6 6 6237,6 4590,6 73,5 6500

№ 2 150№ 3 150№ 4 150№ 5 150№ 6 150

5.ОАО «ДМК им.Дзержинского»

№ 1 2502 2 3780,4 3319,2 94,8 3700

№ 2 250

5.ОАО «Алчевский МК»

№ 1 300 1 14200,0 1248,1 61,9 6000

№ 2 300 1 1

6.

ОАО «ДМЗ им.Петровского»№ 1 60

3 3 1351,6 1085,3 72,1 1350№ 2 60№ 3 60

И Т О Г О по объединению

«Металлургпром»21 21 26264,5 20218,8 78,7 28393,0

приростом разливки стали на МНЛЗ ( рис.1). Если в 2004 г. соотношение между объемами про-

изводства конвертерной, мартеновской и электропеч-ной сталью составляло, %: 51,3, 45,3 и 3,4, то в 2009 г. это соотношение составляет 69,2, 26,3 и 4,5 соот-ветственно.

Объем стали, разливаемой на МНЛЗ от обще-го объема производимой стали за эти годы (2004-2009гг.) вырос с 24,2 до 48,4 %. Конечно, в улучше-нии этих показателей есть и доля влияния кризиса, так как это позитивное перераспределение в пользу уменьшения объёмов мартеновской стали и увелече-ния объёмов разливки на МНЛЗ зависит от уменьше-ния общих объемов производства стали. Но перспек-тива техпереоснащения сталеплавильного производ-ства, которая реально реализуется сегодня на пред-приятиях, показывает, что начатый процесс улучше-ния структуры по видам стали и по объемам, разлива-емым на МНЛЗ, – необратим.

В табл. 1-4 приведены данные о наличии плавиль-ных агрегатов в сталеплавильном производстве (кон-вертерном, электропечном), использовании произ-водственных мощностей, наличии установок МНЛЗ,

«печь-ковшей», вакууматоров и перспектив ввода но-вых агрегатов и т.д. Дальнейшие процессы техпере-оснащения и модернизации сталеплавильного про-изводства напрямую связаны с выходом отрасли, из кризиса.

Начиная с 2002 г., освоение капитальных инвести-ций на техпереоснащение на металлургических пред-приятиях шло каждый год по нарастающей (рис.2). Максимум был в 2007 г. – 10,5 млрд.грн.

В 2008 г. кризис, начавшийся со 2-го полугодия, явился причиной снижения объемов инвестирования до уровня 8,6 млрд.грн., а в 2009 г. объем капиталь-ных инвестиций в техперевооружение снизился до уровня 5,0 млрд.грн. Необходимо отметить, что объ-ем инвестиций в сталеплавильное производство все эти годы составлял порядка 70 % от общего объема капитальных инвестиций в техпереоснащение, поэ-тому позитивы в сталеплавильном производстве наи-более существенны. Что уже реально сделано в тех-переоснащении сталеплавильного производства, хо-рошо видно из данных табл. 1-4 и рис. 1. Кризис при-остановил реализацию планов технического перео-снащения предприятий отрасли, но то, что реализа-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 36

Таблица 2. Использование производственных мощностей в 2009 году предприятиями объединения «Металлургпром»

Мартеновское производство№ п/п

Предприятия Агрегаты на балансе пред- при-

ятия

Агрегаты в работе

Производст- венная мощ-ность на

2009 г., тыс.т

Годовой объ-ем производ- ства в 2009г.,

тыс.т

% исполь- зования мощно- стей

Принятые объ-ёмы производ-ства на 2010 год, тыс.т

1 ОАО «Алчевский МК» 6 1 4335 1037,1 23,9 19922 ЗАО «Донецсталь-МЗ» 4 4 833 527,6 51,0 8333 ОАО «Макеевский МЗ» мощности выведены4 ОАО «АрселорМиттал

Кривой Рог»2 2 2000 452,6 22,6 2000

5 ОАО «МК «Запорож-сталь»

9 9 4454 3275,6 73,5 4454

6 ОАО «МК «Азовсталь» 8 8 3152 819,5 25,9 31527 ОАО «ММК им. Ильича» 6 6 4125 1413,7 34,3 4125

ИТОГО по объединению «Металлургпром»

35 30 18899 7526,1 39,8 16556

*) в связи с пуском на Алчевском МК конвертора №1 мартеновские печи были остановлены, кроме ДСПА № 8Перспектива вывода мартеновских печей до 2015 г.

1 ОАО «Алчевский МК» Консервация МП № 5,6,72 ЗАО «Донецсталь-МЗ» С пуском электропечи (ДСП-150) в 2012 г. будет выведено мартеновское производ-

ство стали3 ОАО «АрселорМиттал

Кривой Рог»С пуском нового ККЦ -2 в 2015 г. будет выведено всё мартеновское производство ста-

ли 4 ОАО «МК «Запорож-

сталь»С пуском ККЦ в 2012-2015 гг. будут выведены из производства все мартеновские

печиИТОГО по объединению

«Металлургпром»Будет выведено 15 мартеновских печей с производствен. мощностью 7,287 млн.т в год

По предприятиям УкраиныОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» С пуском ЭСПЦ в 2010 г. будет выведено 4 мартеновских печи с мощностью 0,8 млн.тИТОГО по предприятиям

УкраиныДо 2015 г. будет выведено 19 мартеновских печей с производственной мощностью

8,1 млн.т стали в год

Электросталеплавильное производство№ п/п

Предприятия Агрегаты на балан-се пред- приятия

Агрегаты в работе на конец года

Производст- венная

мощность на 2009 г., тыс.т

Годовой объем про-изводства в 2009 г., тыс.т

% ис-поль-

зования мощно- стей

Производственная мощность на 2010 г., тыс.т

1 ОАО «ЭМЗ «Днепро-спецсталь»

12 12 918 261,1 28,4 918

2 АО(Ч) Донецкий ЭМЗ 2 2 1600 527,7 53 16003 ООО МЗ «Электросталь»

(Курахово)1 1 400 418,3 100,0 440

4 ОАО «Энергомашспец-сталь» (Краматорск)

4 4 153,6 98,9 64,4 153,6

* ИТОГО по объединению «Металлургпром»

19 19 3071,6 1306,0 42,5 3111,6

*) Производство стали дано без учёта стали сталелитейных цехов металлургических предприятий объединения Перспектива производства электростали до 2015 г.

1 ЗАО «Донецксталь-МЗ» Пуск 150-т электропечи в 2012 г. с мощностью 1,8 млн.т в годПерспектива производства электростали на предприятиях Украины до 2015 г.

1 ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ»

С пуском в 2010 г. ЭСПЦ мощностью 1,3 млн.т в год с выводом мартеновских печей

И Т О Г О по предприя-тиям Украины

Увеличение производства электростали до 2015 г. в объёме 3,1 млн.т в год

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 7

Продолж

ение

табл.

2.

Конвертерное

производство

№

п/п

Предприятия

Агрегаты

на

балан

-се

пред-

приятия

Агрегаты

в работе

Производствен

-ная

мощ

ность на

20

08 г.

, тыс.т

Годо

-вой объ-

ем произ

-вод-

ства

в 20

08г.,

ты

с.т

% исполь-

зования

мощ

но-

стей

Производ-

ственная

мощ

ность

на 2

009 г.,

ты

с.т

Годовой

объе

м произ

-водства в

2009

г., тыс.т

% ис-

поль

- зова

-ния

мощ

-но

- стей

Производ-

ственная

мощ

ность

на 2

010 г.,

ты

с.т

Приняты

е объё

мы

про

-изводства на

20

10 г.

, тыс.т

1ОАО

«Алчевский

МК»

*2

226

0012

47,4

48,0

4200

2601

,561

,960

0042

60

2ОАО

«ДМЗ им

. Петровского

»3

313

5010

85,3

80,4

1351

974,

672

,113

5013

50

3ОАО

«ДМК им

. Дзерж

инского»

22

3500

3319

,294

,837

8034

46,4

91,2

3700

3700

4ОАО

«Енакиевский

МЗ»

33

2700

2733

,210

1,2

2787

2385

,385

,627

8727

87

5ОАО

«АрселорМиттал

Кривой

Рог

»6

660

0045

90,6

76,5

6237

,645

86,7

73,5

6500

6500

6ОАО

«МК

«Азовсталь

»2

244

8040

83,3

91,1

4480

3819

85,2

4626

4626

7ОАО

«ММК им

. Ильича»

33

3053

3159

,110

3,5

3427

,428

59,4

83,4

3430

3430

И Т

О Г

О по объединению

«М

еталлургпром

»21

2123

683

2021

8,1

85,4

2626

320

672,

978

,728

393

2665

3

*) В

связи

с кризисной

ситуации в

2008

и 2

009 гг.

количество работающих

конвертеров

в отдельный период

сократилось

до

18-1

9 в сутки

Перспектива

производства конверторной

стали

до

2015

г.

1ОАО

«ДМК им

. Дзерж

инского»

С пуском

конвертора №

3 мощ

ностью

1,7

млн

.тонн в год

до

2015

года

общ

ее производство конверторной

стали

возрастёт

до

5,5 млн

.т в

год

2ОАО

«АрселорМиттал

Кривой

Рог

»Строительство

ККЦ

№2

(2х

330 т)

201

5 г. мощ

ностью

6,2

млн

.т в

год

3ОАО

«МК

«Запорож

сталь»

Строительство

ККЦ

(2х2

50 т

) до

201

5 гг.

мощ

ностью

4,7

млн

.т в

год

И Т

О Г

О по объединению

«М

еталлургпром

»Будет введено

5 конвертеров с дополнительной

мощ

ностью

производства стали1

2,6 млн

.т в

год

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 38

ция их будет продолжена, сомнений нет.По конвертерному производству в перспективе

до 2015 г. ожидаем пуск конвертера № 3 с годовым производством 1,7 млн.т стали на ОАО «ДМК им. Дзержинского». Намечается строительство ККЦ № 2 мощностью 6,2 млн.т в год (2х330 т) на ОАО «Арсе-лорМиттал Кривой Рог» и ККЦ мощностью 4,7 млн.т стали в год (2х250 т) на ОАО «МК «Запорожсталь». Общий объем вводимых мощностей -12,6 млн.т кон-вертерной стали в год.

По перспективам производства электропеч-

Таблица 3. Установки МНЛЗ на предприятиях объединения «Металлургпром» по состоянию на 01.01 2010 г. и пусковые до 2015 г.

Предприятия Количество установок и год пуска

Фирма производитель установки

Кол-во ручьев

Мощность установки,

тыс.тСортамент продукции

ОАО «Енакиевский МЗ»№1-12.2003 г.

НКМЗ (Украина)6 992 Сортовая квадратная заготовка

(100,120,120,150мм) длина от 6-12 м

№2-08.2004 г. 6 1004 Сортовая квадратная заготовка (125,130,140,150мм) длина от 6-12 м

пусковая №3- 2012 г Stalpino Австрия 6 900 Сортовая

ОА(Ч) «Донецкий ЭМЗ» №1-1999г. Danieli (Италия) 6 800

Сортовая квадрат. заготовка (100,120,125,130 150мм) длина от 6-12 м

Круглая заготовка (120,130,150,160, 180мм) длина от 6-12 м

ОАО «ДМК им. Дзержинского»

№2-1994г. реконстр. 2010г.ЮМЗ Россия

6 700 Прямоуг. заготовка (335х400мм) длина до 12 м

№3-1994г. реконстр. 2009г.* 6 700 Прямоуг. заготовка (335х400мм) длина до 12 м

№1- 2008 г Stalpino Австрия 7 1400 Сортовая квадратная и круглая заготовка

(130-210 мм)

ЗАО «Донецксталь-МЗ» №1-1961г. реконстр.в 2009г. ЮМЗ Россия 4 592

Слябовая: толщина 150мм 2 ручья 1000,1100 длина до 5100мм 2 ручья

1200,1100 длина до 5100мм

пусковая №2-2012г. «Siеmens - VAI» 6 700 сортовая квадрат от 100 - 160 мм длина до 12 м круг от 120 -180 мм длина до 12 м

пусковая №3-2014 г. «Siеmens - VAI» 2 1000 Слябовая

ОАО «МК «Азовсталь»№3 -1977г.

Уралмаш Россия

2 1000Слябовая: толщина (220,240,250,300мм) ширина (1550 - 1850 мм) длина до 12 м№4 -1977г. 2 1000

№5 -1977г. 2 1000

№6 - 2008г. Danieli (Италия) 2 2000 Слябовая: толщиной (220,250,270 мм)

ширина (1250-2100 мм) длина до 12 м

ОАО «ММК им.Ильича»

№1-1993г. реконстр.

Stalpino (Австрия)

1 750 Слябовая: толщина 250 ширина (1550,1750,1850мм) длина до 9700мм№2-1993г. реконстр. 1 750

№3- 2006г. реконстр. 1 1200Слябовая: толщина (150,200,250мм)

ширина (1000-1900мм) длина от 5600 до 8500мм с перспективой до 10500 мм

ОАО «Алчевский МК»№1 - 2005г.

Stalpino (Австрия)

2 2500 Слябовая: толщина (200-300мм) ширина (1000-1800мм) длина до 12000мм

№2 - 2006г. 2 2500 Слябовая: толщиной (200-300мм) ширина (1200-2000мм) длина до 12000мм

ОАО «ЭМЗ «Днепроспецсталь»

установка пр-ва электродов 1968 г.

ДЗМО (Украина) 1 35 Установка для производства электродов

ЭШП(круглые) и ВДП (квадратные)ООО «МЗ «Электросталь»

Курахово №1- 2008г. «VAI FUCHS» (Германия ) 3 286 Сортовая квадратная заготовка (120,135

мм) длина от 6 до 12 м

ОАО «ДМЗ им.Петровского»2011г. Danieli

(Италия) 3 400 Сортовая квадратная заготовка от (100 - 200 мм)пусковая

ЗАО «Макевский МЗ»№1,2,3,4 до 2012г. «Siеmens - VAI» 2 8000 Слябовые

пусковыеОАО «АрселорМиттал

Кривой Рог» №1,2 2012г. «VAI FUCHS» (Германия ) 2 3600 Слябовые

пусковые №3 2012г. Danieli (Италия) 6 1000 Сортовая квадратная заготовка

от (150х150мм) длина до 12 мОАО «МК «Запорожсталь» №1-2012г. 2 2500

Слябовыепусковые № 2-2015г. 2 2500

И Т О Г О по объединению «Металлургпром»

действующих - 18 19209Сортовых - 7; слябовых - 10; для производства электродов ЭШП, ВДП -1

*)- МНЛЗ в 2010 г. будет реконструирована в 7-ручевую с производственной мощностью 1,4 млн.т Пусковые установки МНЛЗ на других предприятиях ГМК Украины до 2015 г.

ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» №1-2010г. Stalpino

(Австрия)1 650 Сортовая круглая заготовка диаметром

свыше 180-220мм№2-2011г. 1 650

ной стали есть следующие проекты. На ЗАО «Донецксталь-МЗ» планируется к 2012 г. пуск 150-т ДСП с годовым производством стали 1,8 млн.т и вы-водом из эксплуатации всех мартеновских печей. В 2010 г. на ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» будет сдан в эксплуатацию ЭСПЦ мощностью 1,3 млн.т стали в год. Общий объем увеличения электростали по этим 2-м предприятиям составит 3,1 млн.т.

В мартеновском производстве за период до 2015 г. планируется вывод 15 мартеновских печей на 5-ти предприятиях с общей производственной мощно-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 9

Таблица

4. Установки

«печь

- ковш

» (УПК

) и вауум

аторы

на предприятиях

объединения

«Металлургпром

» (по состоянию

на

1.01

201

0 г.)


УСТА

НОВКИ

«П

ЕЧЬ

- КОВШ

»ВА

КУУМ

АТОРЫ

Производитель

уста-

новки

Мощ

ность

установки,

ты

с.т

основные технические характеристики

установок

Количество

Тип

Произво

-

дитель

уста-

новки

Год пуска

Мощ

ность или

пропускная

спо

-собность

(тыс.т)

Кол-во

позицей

нагрева

Мощ

ность печ-

ного

трансформ

. (МВА

)

Емкость

ковщ

а т

Удельный рас-

ход электроэнер-

гии квт/час

Удельный

рас

-ход электро-

дов

г/квт

.час

ОАО


МЗ»

УПК №

1 НКМ

З (Украи

-на

) - 2

003г

.95

01

2514

30,

5/0,

4510

нет

УПК №

2 НКМ

З (Украи

-на

) - 2

004г

.10

001

2514

30,

5/0,

4510

АО(Ч

) «Донецкий

ЭМЗ »

Dan

ieli

(Италия)

- 19

99г.

1000

118

+20%

120

0,85

101

VD

/VO

D с

до-

ной продувкой

аргона

.

Dan

ieli

(Италия)

1999

1200

ОАО


МК»

УВ

ОС

в ком

плекте

в

кажды

м конвертером

УПК №

1(20

05г.)

, «VA

I FU

CH

S»

(Германия

) двухпозиционная

2500

250

300

1 двух

-

камерны

й

VD

/VO

D с

до-


аргона

.

«VA

I FU

CH

S»

(Германия

) 05

.200

6г.

2500

ЗАО

«Донецксталь

-МЗ»

УПК №

1 «

VAI

FUC

HS

» (Германия

)10

501

1815

045

пусковая

УП

К №

2 2

012

1

ОАО

«ЭМЗ

«Днепро-

спецсталь»

УПК №

1 «Уралм

аш»

(Россия)

200

115

25/5

0

11

VD

«Уралм

аш»

(Россия)

2005

250

УПК №

2 «Уралм

аш»

(Россия)

200

115

25/5

0

УПК №

3 «D

anie

li»

(Италия)

20

01

2025

/50

ОАО

«ММК

«Азов-

сталь»

УПК №

1 «

VAI

FUC

HS


) 2

007 г.

2000

250

250

№1

1 двух

- ка

-мерны

й

VD

/VO

D с

до-


аргона

.

«VA

I FU

CH

S»

(Германия

)

пуск

20

08 г.

2500

УПК №

2 «

VAI

FUC

HS


) янв

.200

8 г.

2000

250

250

№2

1 двух

- ка

-мерны

йПУС

КОВА

Я

2015

год

ОАО

«ДМК им

. Дзер-

жинского»

УПК №

1 «

VAI

FUC

HS


) май

201

2 г.

1000

250

250

1 двух

- ка

-мерны

й

VD

/VO

D с

до-


аргона

.

«VA

I FU

CH

S»

(Германия

)

пуск

20

09 г.

2500

пусковая

УП

К №

2 «

VAI

FUC

HS


) 2

010 г.

1200

250

250

ОАО

«МК

«Запорож

-сталь»

УПК №

1,2

«VA

I FU

CH

S»

(Германия

)

2015

гг.

1+1

1 двух

- ка

-мерны

й

«VA

I FU

CH

S»

(Германия

)

пуск

2

015

г.пусковые

ОАО

«Энергом

аш-

спецсталь»

НКМ

З (Украина

) 200

8 г.

1000

118

100-

130

1V

D НКМ

З (Украина

)20

08 г.

800

ООО

«Электросталь»

УП

К №

1 «

Siе

men

s -

VAI»

200

8г.

300

120

50

ИТО

ГО по объедине

-нию

«Металлургпром

»действую

щие

1340

013

действую

щие

7пусковые

1200

4пусковые

3Установки

«печь

- ковш

» (УПК)

и вауум

аторы

на предприятиях

Украины


УСТА

НОВКИ

«П

ЕЧЬ

- КОВШ

»ВА

КУУМ

АТОРЫ

Производитель

уста-

новки

Мощ

ность

установки

основные технические характеристики

установок


Тип

Произво

- дитель

уста-

новки

Год пуска

Мощ

ность или

пропускная

спо

-собность

(тыс.т)

Кол-во

позицей

нагрева

Мощ

ность печ-

ного

трансформ

. (МВА

)

Емкость

ковщ

а (тонн)

Удельный рас-

ход электроэнер-

гии квт/час

Удельный

рас

-ход электродов

г/квт

.час

ОАО

«ИНТЕ

РПАЙП

НТЗ

»

Sta

lpin

o Австрия

1300

1пусковая

20

09 -

2010

гг.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 310

2002 . 2003 . 2004 . 2005

. 2006 . 2007 . 2008 . 2009 .

( ) 1046 1262 1744,9 2028,4 1928,9 2402,6 2359 3120

532

( ) 474,16 608,5 535,4 486 504,8 525,8 505,8 532

( )27,18 28,56 31,95 31,8 36,1 36,2 38,2 41,7

1046

12621744,9

2028,4

1928,92402,6

2359

0 500 1000 1500 2000 2500

2002 .

2003 .

2004 .

2005 .

2006 .

2007 .

2008 .

2009 .

532,0505,8

525,8504,8

486,0

535,4608,5

474,2

0 100 200 300 400 500 600

2002 .

2004 .

2006 .

2008 .

41,738,2

27,18

28,56

31,95

31,836,1

36,2

0 10 20 30 40 50

2002 .

2003 .

2004 .

2005 .

2006 .

2007 .

2008 .

2009 .

3120

Рис. 3. Средняя стойкость футеровки конвертеров, сводов мартеновских печей и сталеразливочных ковшей по объедине-нию "Металлургпром" за 2002 - 2009 гг.

1828

,7

8587

,5

5034

,1

74,7

5

71,0

4

82,0

1

167,

2

474,

0

445,

8

641,

7

1043

,2

728,

0

680,

0

5050

,6

3046

,3

2171

1339

,1

1640

,1

6463

,3

1048

3,9

0

2000

4000

6000

8000

10000

2000 . 2001 . 2002 . 2003 . 2004 . 2005 . 2006 . 2007 . 2008 . 2009 .

. .

4,0% 4,3%6,1%

7,7%15,5%

8,8%

% -

9,8%

9,9%

13,5%

8,5%

Рис. 2. Показатели освоения капитальных инвестиций, в т.ч. на охрану окружающей среды предприятий, входящих в объе-динение "МЕТАЛЛУРГПРОМ"

стью 7,3 млн.т в год.В настоящее время на предприятиях объединения

действуют 18 МНЛЗ, из них 7 сортовых, 10 слябо-вых и 1 для производства электродов ЭШП и ВДП на ОАО «ЭМЗ «Днепроспецсталь» (табл.3). Из этого ко-личества МНЛЗ только за период 2003-2009 гг. вве-

дено 8 МНЛЗ новых и реконструировано 4 действу-ющих МНЛЗ.

Следует отметить, что за последние годы на пред-приятиях объединения «Металлургпром» проведена большая работа по улучшению качества стали, рас-ширению ее марочного состава и повышения конку-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 11

рентоспособности на рынках металлопродукции. До-стигнуто это в том числе и за счет пуска новых и мо-дернизации действующих установок «печь-ковш» и вакууматоров. Сегодня на предприятиях находится в эксплуатации 13 установок «печь-ковш» и 7 вакуума-торов (табл.4). В перспективе, с пуском новых ККЦ на ОАО «МК «Запорожсталь», ОАО «АрселорМит-тал Кривой Рог», пуском ДСП на ЗАО «Донецксталь-МЗ» возможности увеличения объемов выплавки ка-чественной стали возрастут еще на 14-15 млн.т в год.

Техническое переоснащение и модернизация ста-леплавильного производства внесло существенный вклад в решение проблемы энергосбережения. Из-вестно, что основными потребителями топливно-энергетических ресурсов (ТЭР) в ГМК являются ме-таллургические предприятия, которые потребляют почти 80 % от общего объема ТЭР. Высокая энерго-емкость стали в значительной степени обусловле-на наличием мартеновского производства в объемах 7,8 млн.т (26,3 %) от общего объема производства 2009 г. Потребление ТЭР в мартеновских печах в 5 раз больше, чем в конвертерах. Средний показатель энергоемкости производства стали в Украине, по рас-четам УкрГНТЦ «Энергосталь», в 3-4 раза выше, чем

в ведущих странах мира.При производстве заготовок на МНЛЗ удельное

потребление ТЭР составляет ~22 кг у.т./т, при этом доля природного газа не превышает 20 %. Потребле-ние ТЭР на блюминге в 4-5 раз больше, чем на МНЛЗ. Внедрение МНЛЗ с выводом из эксплуатации обжим-ных цехов позволяет уменьшить энергоемкость про-дукции на ~ 80 кг у.т./т. Эти цифры говорят об огром-ных резервах энергосбережения, которые есть у нас. Вывод из эксплуатации мартеновского производства и увеличение объемов стали, разливаемой на МНЛЗ до 80 %, позволит сталеплавильное производство на-ших предприятий по уровню энергоемкости прибли-зить к уровню металлургических предприятий про-мышленно развитых стран.

Наряду с работами по техпереоснащению, стале-плавильщики успешно решают задачи по повыше-нию стойкости футеровки конверторов и стойкости футеровки сталеразливочных ковшей (рис.3).

Считаем, что 2010 год будет окончанием мирово-го кризиса, и отечественная металлургия с учетом по-лученного опыта ускоренными темпами продолжит процесс технического переоснащения и займет до-стойное место в ряду сильнейших.

Сергей Георгиевич ГРИЩЕНКО (к 60-летию со дня рождения)

30 июня 2010 года исполняется 60 лет со дня рождения известного ученого – металлурга, доктора технических наук, профессора, Заслу-женного деятеля науки и техники Украины, Лауреата Государственных премий Украины Сергея Георгиевича Грищенко.

С.Г. Грищенко после окончания в 1972 г. ДМетИ начал трудовую дея-тельность на должности плавильщика Запорожского завода ферроспла-вов, служил в Вооруженных силах, с 1974 по 1991 г. работал на инже-нерных и научных должностях в Украинском научно-исследовательском институте специальных сталей, сплавов и ферросплавов (УкрНИИспец-сталь). В октябре 1991 г. был назначен на должность главного ферро-сплавщика Государственного комитета по металлургической промыш-

ленности Украины; после реорганизации комитета работал начальником отдела, управления, а с 1995 г. заместителем Министра промышленности Украины.

С 1999 по 2010 гг. С.Г. Грищенко являлся куратором горно-металлургического комплекса в Минпром-политике Украины. С его именем связана подготовка Закона Украины «Об экономическом эксперименте на предприятиях горно-металлургического комплекса» (1999 г.), принятие которого во многом способство-вало стабилизации работы украинской металлургии в тот период. Он руководил разработкой Государ-ственной программы развития и реформирования ГМК на период до 2011 г.

С.Г.Грищенко получил также широкую международную известность. Работу на высоких государственных постах С.Г. Грищенко успешно сочетает с преподавательской дея-

тельностью на должности профессора Киевского политехнического института. Он избран Председателем Совета директоров национального объединения «Укрцветмет», вице-президентом Украинской ассоциации металлургических предприятий.

С.Г. Грищенко является автором (соавтором) более 300 научных работ, в том числе 11 монографий и 43 изобретений.

Длительное время С.Г. Грищенко является председателем Совета журнала «Металлургическая и горно-рудная промышленность».

Редколлегия и редакция журнала поздравляют юбиляра со знаменательной датой и желает Сергею Георгиевичу крепкого здоровья и дальнейшей плодотворной работы в отрасли!

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 312

УДК 669.162.2 Большаков В.И. /д.т.н./, Лебедь В.В. ИЧМ НАН Украины

Исследование газораспределения в верхней части доменной печи

© Большаков В.И., Лебедь В.В., 2010 г.

Показано влияние некоторых факторов нестационарности движения газов на распределение температуры и химического состава газового потока по радиусу верхней части доменной печи. Определены перспективные направления исследований для повышения эффективности управления доменной плавкой на основе достоверной информации о распределении газов в печи. Ил. 4. Библиогр.: 9 назв.

Ключевые слова: доменная печь, технологические факторы, нестационарность, распределение по радиусу, параметры газового потока

Effect of various factors of gas unsteady motion on the radial distribution of temperature and chemical composition of gas fl ow is shown. Perspective investigation trends are defi ned to increase effi ciency of blast-furnace smelting control on the basis of reliable information about gas distribution in the furnace.

Keywords: blast furnace, technology factors, instability, radial distribution, parameters of gas fl ow

ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО

Наука

При анализе хода доменной печи, как правило, основное внимание технологами уделяется стацио-нарным состояниям плавки, при которых соблюда-ются условия постоянства входных значений параме-тров процессов и их распределения по высоте и ради-усу рабочего пространства печи. Такой подход явля-ется вполне обоснованным, поскольку процесс плав-ки является инерционным и достаточно устойчивым вследствие значительного времени пребывания ших-товых материалов в печи (7–8 ч). Однако для решения задач оперативного контроля распределения газов и управления доменной плавкой необходимо учитывать нестационарность движения и распределения газов в верхних слоях шихты. Результаты контроля газора-спределения в печи, отражаемые распределением хи-мического состава или температуры газов, характери-зуют изменения хода плавки и подвержены влиянию нестационарного их движения в момент осуществле-ния контроля. В настоящее время задачи оценки не-стационарности технологических процессов являют-ся актуальными, что связано с углубленным изучени-ем движения и плавления шихты и расширением воз-можностей управления процессами плавки [1].

Циклические изменения газораспределения в верхней части столба шихты, вызванные, например, периодичностью загрузки в печь шихтовых материа-лов, выпусков продуктов плавки, переключения воз-духонагревателей и другими факторами, необходимо учитывать и по возможности исключать их при ана-лизе эффективности работы печи и выборе управля-ющих воздействий.

Переходные режимы плавки, связанные с измене-нием программы загрузки, свойств или состава ших-ты учитываются технологическим персоналом при управлении ходом печи. При внесении существен-ных изменений в режим загрузки (состава подачи, программы загрузки) результаты воздействий на ха-рактер газораспределения и параметры плавки, как правило, оцениваются технологами не реже чем раз

в сутки. При обычном ходе доменной печи и доста-точно стабильном движении газов на бóльшей части высоты шахты печи, в верхних слоях шихты в обла-сти расположения зондов для отбора проб газа по ра-диусу печи, могут под влиянием различных возмуще-ний происходить изменения направления и интен-сивности движения газов, а также распределения его химсостава и температуры. Использование таких ис-каженных данных для изменения применяемой про-граммы загрузки может приводить к ухудшению ра-боты печи и увеличению расхода кокса. Для эффек-тивного управления распределением шихтовых мате-риалов по результатам контроля газораспределения необходимо оценить степень влияния различных не-стационарных воздействий на показания средств кон-троля и минимизировать их влияние.

Периодичность выпуска продуктов плавки по данным выполненных ранее исследований оказыва-ет заметное влияние на движение шихты и газов в ра-бочем объеме печи. Особенно это проявляется на до-менных печах небольшого объема, где график вы-пусков зачастую предписывает значительную пау-зу между ними, что приводит к цикличной неравно-мерности опускания столба шихтовых материалов и периодической деформации его структуры. В работе [2] приведены диаграммы распределения содержания СО2 в газе по радиусу печи объемом 1033 м3, показы-вающие существенное влияние выпусков чугуна на газораспределение и изменение распределения ско-рости схода шихты по радиусу печи (рис. 1).

Влияние периодичности загрузки шихтовых ма-териалов на поток печных газов существенно отража-ется на изменениях распределения температуры ко-лошниковых газов вследствие изменения условий те-плообмена между газом и шихтой [3]. Известны ис-следования [4] закономерностей теплообмена в верх-них слоях шихты при загрузке подач шихты и измене-ния распределения температуры газов по радиусу ко-лошника, измеренного с помощью термозондов (тер-мобалок), на основе результатов которых осущест-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 13


влялась оценка распределения шихтовых материалов по радиусу печи. Следует отметить, что в реальных условиях непостоянства термодинамических харак-теристик составляющих шихты, распределения мате-риалов и газов при заметной инерционности средств измерения (термопар) такая оценка является прибли-женной, а в некоторых случаях неприменимой. До-стоинством этого способа является непрерывное из-мерение распределения температуры газов по ради-усу печи.

Показания термозондов использовались специ-алистами ИЧМ для качественной оценки распреде-ления материалов при выборе рационального режи-ма раздельной загрузки агломерата и окатышей на до-менной печи объемом 2200 м3, оборудованной беско-нусным загрузочным устройством (БЗУ) [5]. Выбор и обоснование программ загрузки осуществлялись на основе расчета показателей распределения шихтовых материалов по инженерной методике [6], при этом с учетом особенностей физико-химических и техноло-гических свойств железорудных компонентов необхо-димо было ограничить попадание окатышей в осевую и периферийную зоны колошника. Исследования вы-полнялись в условиях отсутствия результатов предпу-сковых исследований и достоверной информации об

особенностях движения материалов по трактам БЗУ и в рабочем пространстве печи. Адекватность влия-ния изменений программ загрузки оперативно оцени-валась по результатам контроля газораспределения с помощью термобалок, расположенных над поверх-ностью шихты. На рис. 2 показан характер измене-ния распределения температуры колошникового газа при загрузке в печь порций охлажденного агломера-та, окатышей и кокса. Анализ показал, что выгрузка агломерата сопровождается уменьшением темпера-тур газа на периферии и в приосевой зоне на 35-40 °С, а выгрузка окатышей - уменьшением температуры в промежуточной части радиуса колошника на ~20 °С и увеличением в периферийной и приосевой зонах на ~10 °С. Уменьшение температуры газа в некоторых кольцевых зонах колошника однозначно свидетель-ствует о попадании в них соответствующих матери-алов при выгрузке порций шихты. Это подтвердило эффективность применявшейся программы загрузки по ограничению попадания окатышей к стенке печи с целью формирования устойчивого гарнисажа. Вы-полнение этих исследований было возможно благода-ря особенностям конструкции применяемых на печи термозондов, позволяющих получать достаточно ди-намичную информацию о распределении температу-ры газового потока. При нерациональном сочетании конструкции термозондов и их расположения по от-ношению к поверхности засыпи результаты контроля газораспределения могут быть в значительной мере искажены [7].

В работе [8] представлены результаты исследо-ваний влияния расположения кокса и железосодер-жащих материалов в бункерах БЗУ на распределение температуры колошникового газа. На рис. 3 показан характер изменения газораспределения на колошнике при изменении вида шихтовых материалов в бунке-рах БЗУ, при котором происходит заметное смеще-ние интенсивного осевого газового потока в сторо-ну бункера с железорудными материалами. Смеще-ние интенсивного газового потока относительно оси печи связано со смещением потока шихтовых мате-риалов в центральной трубе двухбункерного БЗУ от-

Рис. 3. Характер газораспределения на колошнике через 1 час после изменения расположения видов материала в шихтовых бункерах БЗУ при загрузке печи [8]: 1 – ШБ1-К, ШБ2-Р; 2 – ШБ1-Р, ШБ2-К; ШБ1, ШБ2 – шихтовые бункера БЗУ; К – кокс, Р – железорудные материалы

Рис. 2. Распределение температуры колошникового газа до (1) и после (2) выгрузки различных порций шихтовых ма-териалов

Рис. 1. Распределение содержания СО2 в газе до выпуска (1) и после выпуска (2) продуктов плавки при различных режи-мах загрузки доменной печи объемом 1033 м3 [2]

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 314


носительно ее оси вследствие конструктивного несо-вершенства расположенных под бункерами направля-ющих желобов, что приводит к различному характе-ру движения составляющих шихты по лотку в печ-ном пространстве. Вследствие этого интенсивный га-зовый поток смещается по отношению к оси печи.

Исследования особенностей характера газора-спределения при неизменных программе загрузки и технологическом режиме плавки выполнялись на ДП № 9 ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог» объемом 5000 м3, оборудованной двухбункерным бесконусным загрузочным устройством с лотковым распределите-лем [9]. Основной целью исследований была оценка изменений распределения газов по радиусу в указан-ных условиях работы печи и определение технологи-ческих факторов, влияющих на газораспределение. Экспериментальные отборы газа осуществлялись сразу после выгрузки одной и той же порции цик-ла загрузки (№ 7 - смешанная железорудная порция) при постоянных дутьевых параметрах. Во время ис-следований было произведено пять эксперименталь-ных отборов радиального газа. На рис. 4 показано из-менение содержания СО2 в осевой и периферийной кольцевых зонах печи, фактического уровня засыпи и расхода колошникового газа во время исследований. На рис. 4 видно, что в течение 3 ч работы печи про-исходили существенные изменения в распределении химического состава газа по радиусу печи, несмотря на то, что загрузка ДП № 9 шихтовыми материалами производилась при постоянной программе загрузки и практически неизменных дутьевых параметрах. Наи-большие изменения химического состава газа зафик-сированы в осевой зоне печи, где содержание СО2 в газе изменялось от 5,27 до 10,74 %. Анализ влияния технологических параметров на динамику измене-ния распределения химического состава газа в печи показал следующее. Во время выполнения отборов радиального газа из-за задержек в работе оборудо-вания шихтоподачи происходили существенные от-клонения фактического уровня засыпи от заданного. Результаты статистической обработки эксперимен-тальных данных [7–9] подтвердили тесную взаимос-вязь между характером газораспределения и уровнем шихтовых материалов на колошнике. Изложенное по-казывает, что для эффективного управления распре-делением шихтовых материалов по радиусу колош-ника на основе данных о распределении газового по-тока важно определить наиболее информативный мо-мент выполнения отбора проб радиального газа под поверхностью засыпи с учетом особенностей приме-няемой программы цикла загрузки и других факто-ров, влияющих на газораспределение. Результаты ис-следований подтверждают необходимость поддержа-ния стабильного фактического уровня засыпи шихты на колошнике, соответствующего заданному, для обе-спечения ровного хода печи.

ЗаключениеРезультаты контроля распределения химсостава

и температуры газов в верхней части столба шихты

в доменной печи являются основой оценки распре-деления шихтовых материалов в печи, они позволя-ют определять необходимость и направления совер-шенствования распределения шихты по радиусу печи и коррекции программ загрузки. Исследования авто-ров на доменных печах большого объема, оснащен-ных БЗУ, показали, что распределение газов по ради-усу печи в верхних слоях шихты может существенно изменяться под влиянием ряда факторов: уровня за-сыпи шихты, изменения газопроницаемости в резуль-тате загрузки очередных порций шихты, в том чис-ле порций кокса, загружаемых в осевую зону печи, и порций железосодержащих материалов, загружае-мых в периферийную и промежуточную зону колош-ника; изменений температуры газов на колошнике, нестабильности схода шихты при интенсивном про-цессе плавки, выпуске продуктов плавки и др. Поэ-тому для получения достоверной и стабильной ин-формации, характерной для данного режима работы печи, исключающей влияние различных кратковре-менных воздействий на распределение газов, необ-ходимо разработать обоснованный регламент отбора проб, обеспечивающий получение достоверных дан-ных о распределении газов по сечению печи.

Библиографический список1. Овчинников Ю.Н., Мойкин В.И., Спирин Н.А., Боковиков Б.А. Нестационарные процессы и по-вышение эффективности доменной плавки. - Че-лябинск: Металлургия, Челябинское отделение, 1989. – 120 с.

Рис. 4. Изменение технологических параметров ДП № 9 ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог»: CO2ось, CO2пф – содержа-ние СО2 в осевой и периферийной зонах; Нз1-4 – средний фак-тический уровень засыпи на колошнике печи в момент отбора радиального газа по показаниям четырех электромеханических зондов; Qк – выход (расход) колошникового газа (измеренный), м3/мин

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 15


2. Технология загрузки доменной печи с учетом радиальной неравномерности опускания шихты / В.Н. Ковшов, В.А. Петренко, С.Г. Борисов и др. // Металлург. и горноруд. пром-сть. - 1986. - № 3. - С. 5-6.3. Боковиков Б.А., Шкляр Ф.Р., Тимофеев В.Н. Влияние периодичности загрузки доменной печи на температуру колошникового газа и точность ее измерения. Теплотехника доменного и агломера-ционного процессов. Сб. научн. тр. ВНИИМТ № 14. - М.: Металлургия, 1966. - С. 59-77. 4. Спирин Н.А., Щербатский В.Б., Овчинников Ю.Н. и др. Использование закономерностей тепло-обмена для оценки распределения материалов и га-зов на колошнике доменной печи // Известия вузов. Черная металлургия. - 1986. - № 6. - С. 15-20.5. Освоение загрузки реконструированной домен-ной печи Нижнетагильского металлургическо-го комбината / В.И. Большаков, Н.Г. Иванча, В.В. Лебедь, И.Г. Муравьева // БНТИ. Черная метал-лургия. - 2005. - Вып. 11(1271). - С. 34-40.

6. Большаков В.И., Лебедь В.В. Применение ин-женерной методики для оценки и выбора про-грамм загрузки доменной печи // Металлург. и горноруд. пром-сть. - 2006. - № 4. - С. 36-39.7. Большаков В.И., Лебедь В.В. Исследование вза-имосвязи распределения температуры и химиче-ского состава газового потока по радиусу домен-ной печи // Сб. научн. тр. ИЧМ «Фундаменталь-ные и прикладные проблемы черной металлур-гии». - 2006. - Вып. 13. - С. 27-35.8. Большаков В.И., Лебедь В.В. Особенности рас-пределения газового потока по сечению доменной печи, оборудованной БЗУ // Сб. научн. тр. ИЧМ «Фундаментальные и прикладные проблемы чер-ной металлургии». - 2006. - Вып. 12. - С.62-69.9. Большаков В.И., Лебедь В.В. Исследование распределения химсостава газов по радиусу до-менной печи // Металлург. и горноруд. пром-сть. - 2009. - № 2.- С. 6-10.

Поступила 05.03.2010

ТРЕБОВАНИЯ К АННОТАЦИЯМ, публикуемым в международном журнале

«Металлургическая и горнорудная промышленность»

1. Аннотации излагаются на двух языках: русском и английском.2. Аннотация должна иметь структуру близкую структуре, которую требует ВАК для научных статей, всего

пять коротких предложений: - цель исследования; - предмет исследования; - с применением каких технических и метрологических средств выполнены исследования; - результаты исследования; - краткие выводы о применимости результатов.

3. Объём аннотации - не более 500 знаков. 4. В аннотации должны быть использованы все ключевые слова. 5. Аннотация не должна содержать слов из местного сленга отраслевых профессионалов. 6. Аннотации статей производственного характера должны содержать:

- результаты каких законченных НИОКР опробованы и внедрены; - какие технологии и оборудование применены, в условиях какого конкретного предприятия; - производственный или коммерческий результат (какая технология или оборудование освоено, организовано производство какого вида продукции и его конкурентоспособность по потребительским свойствам).

7. Аннотация не должна содержать фраз рекламного характера. 8. При написании аннотаций необходимо иметь в виду особенности поиска информации в электронных БД по

ключевым словам, темам, технологиям, оборудованию, видам продукции и предприятиям.

Качество аннотации предопределяет возможность нахождения и затребования источника информации, использования информации и цитирования авторов.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 316

Троцан А.И. /д.т.н./, Белов Б.Ф., Носоченко О.В. /д.т.н./ Институт проблем материаловедения НАН Украины

СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 669.168:669.017.12/13 Буга И.Д. ОАО «ДМК им. Дзержинского»Паренчук И.В.ООО «Уникон»

Анализ рафинировочных процессов ковшевой обработки стали

© Буга И.Д., Троцан А.И., Белов Б.Ф., Носоченко О.В., Паренчук И.В., 2010 г.

В статье предложена ресурсосберегающая технология ковшевой обработки стали металлическими и шлако-флюсовыми присадочными материалами с использованием порошковых проволок, синтетических сплавов и шлаков из вторичного сырья, позволяющая в 1,5-2,0 раза повысить технологическую эффективность внепечной обработки стали. Табл. 1. Библиогр.: 9 назв.

Ключевые слова: ковшевая обработка стали, шлаки, присадочные материалы, рафинирование, неметаллические включения

Suggested resource-saving technology of steel ladle treatment by metallic and slag-fl ux fi ller materials with the use of fl ux cored wires, synthetic alloys and solid slag mixtures from secondary raw materials allows raising technological effi ciency of steel out-of-furnace treatment in 1.5-2.0 times.

Keywords: steel ladle treatment, slag, fi ller materials, refi ning, nonmetallic inclusions

Наука

Основные технологические операции рафиниро-вания железоуглеродистых расплавов – раскисление и десульфурация в теории металлургических процес-сов оценивают из термодинамических характеристик химических реакций в равновесных условиях. Одна-

ко металлургические процессы протекают в неравно-весных условиях, так как системы открытые и про-исходит обмен энергией и веществом с окружающей средой, т.е. химические реакции являются необрати-мыми и численные значения константы равновесия

К 75-ЛЕТИЮ СО ДНЯ РОЖДЕНИЯДМИТРИЯ АЛЕКСАНДРОВИЧА ДЮДКИНА

6 июня 2010 г. исполнилось 75 лет со дня рождения и 53 года научно-производственной и преподавательской деятельности Лауреата Государствен-ной премии Украины, Заслуженного деятеля науки и техники Украины, Действи-тельного члена инженерной академии, доктора технических наук, профессора Дмитрия Александровича Дюдкина.

В 1957 г. Д.А. Дюдкин окончил Донецкий политехнический институт по спе-циальности «Металлургия черных металлов». В составе группы молодых инжене-ров, специализированных впервые в Советском Союзе по непрерывной разлив-ке стали, был направлен на Донецкий металлургический завод, где в 1960 г. была введена в эксплуатацию первая в мировой металлургии 4-х ручьевая установка непрерывной разливки стали из 140-т ковша.

Последующие 14 лет производственной работы были связаны с актив-ной творческой и научной деятельностью. В 1974 г. был переведен в Донецкий научно-исследовательский институт заместителем директора по научной рабо-те. В ДонНИИчермете Д.А. Дюдкин организовывает лабораторию непрерывной

разливки. В 1992 г. решением Комитета металлургической промышленности Украины Дюдкин Д.А. назначается директо-ром ДонНИИчермет. Как видный ученый и специалист, Д.А. Дюдкин активно участвовал в решении научно-технических проблем в отрасли, в пуске и освоении вводимых агрегатов, исследованиях по разработке и совершенствованию но-вых технологий, внедрению новых решений на предприятиях Украины, России, Беларуси, Молдовы.

Им опубликовано 590 научных трудов, в том числе 15 монографий, получено 240 авторских свидетельств и патентов на изобретения, сделано 2 научных открытия.

В 2010 г. Д.А. Дюдкин возвратился в Альма-матер профессором кафедры “Металлургия стали”, где продолжает ра-боту по подготовке инженеров-металлургов и высококвалифицированных кадров через аспирантуру.

Он является членом специализированных советов в ДонНТУ и ПГТУ по защите кандидатских и докторских диссерта-ций. В 1998 г. при создании в Украине Ассоциации сталеплавильщиков Дмитрий Александрович избран ее председате-лем и по настоящее время проводит активную работу по решению актуальных проблем отрасли.

Совет и редколлегия журнала поздравляет Дмитрия Александровича и желает здоровья, сил, успехов, бодрости духа, творческого вдохновения, счастья и радости!

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 17

СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВОстановятся условными величинами.

В настоящее время металлургические системы относят к стохастическим [1], в которых процессы реализуются по вероятностным законам, позволяю-щих создать последовательный ряд химических реак-ций, описывающих отдельные стадии механизма ра-финирования, а с помощью балансовых (суммарных) реакций определить расходные коэффициенты при-саживаемых материалов (раскислителей, ферроспла-вов и др.) и количество образующихся продуктов ра-финирования, а также примесных элементов - кисло-род, сера и др. Эффективность процессов рафиниро-вания при внепечной обработке железоуглеродистых расплавов зависит от структурно-химического состо-яния покровных ковшевых шлаков. Эти шлаки фор-мируются из жидких печных шлаков, попадающих в ковш при выпуске металла из плавильного агрегата и присадки раскислителей, ферросплавов, твердых шлакообразующих смесей (ТШС), состоящих из обо-жженной извести, плавикового шпата и других мате-риалов, которые в результате химических реакций с примесными элементами жидкого металла увеличи-вают общую массу шлака.

Количество попадающего шлака в стальковш при выпуске металла из конвертера зависит от метода и конструкции устройства по отсечке шлака в начале и в конце выпуска. На предприятиях фирмы «Siemens - YAI», например, нормативными документами ре-гламентируется количество конвертерного шлака в стальковше не более 5,5 кг/т без учета ковшевого шлака, полученного после присадки ферросплавов и ТШС. В материалах статьи эти данные приняты за основу.

Покровные шлаки в стальковше относятся к трех-компонентной базовой системе СаО-Al2O3-SiО2, ко-торая включает тройные химические соединения — анортит и геленит - основные минералы металлур-гических шлаков, а также эвтектики, состав которых точно не установлен [2]. Эвтектики являются химиче-скими соединениями, существующими только в жид-ком состоянии [3] в широкой области гомогенности, которые распадаются при кристаллизации на исхо-дные компоненты, образующие твердые растворы с периодической структурой. Эвтектики, как промежу-точные фазы между исходными компонентами, отли-чаются самой низкой температурой плавления и мак-симальной структурной разупорядоченностью при минимальных перегревах над точкой плавления.

Структурное разупорядочение наступает в ре-зультате термического или химического воздействия. В первом случае полимерная структура шлаков [4], состоящая из центрально-симметричных ионных комплексов остовных элементов-сеткообразователей (Al3+, Si4+) и концевых катионов кальция (Са2+) с ио-ном кислорода (О2-), при определенных температурах перегрева распадается в зависимости от прочности химических связей последовательно, сначала рвутся связи кальций - кислород с образованием свободных ионов Са2+ и О2-, когда шлаковая система переходит в активированное состояние [5]. Реакционная спо-

собность такого шлака зависит от концентрации ио-нов кислорода, потому что при снижении температу-ры его связь с кальцием восстанавливается. Адсорб-ционная емкость шлака по сере проявляется при кон-центрациях серы вдвое превышающих кислород, что становится возможным при молизации ионов кисло-рода и его удалении в атмосферу при вакуумировании или при раскислении шлака химически-активными элементами, реакционная способность которых рав-на или больше кальция. В качестве таких компонен-тов выступают поливалентные кремний и алюми-ний, образующие остовную, и щелочные, щелочно-земельные металлы, образующие концевую струк-турную группу шлака.

Известная тройная эвтектика стехиометрическо-го состава ЗСаОА12ОзSiО2 в системе СаО-Аl2Оз-SiО2, выбранная в качестве оптимального состава рафини-ровочного шлака, содержит 51 % СаО+ 31,0 % А12О3+ 18,0 % SiO2 с основностью B = CaO/SiO2 = 2,8; моду-лем M = CaO/SiO2+Al2O3 = l,04 и температурой плав-ления ~ 1350 °С [3]. Структурная формула эвтектики Ca6Al4Si2O16 представляет собой в жидком состоянии центрально-симметричную полигональную ячейку

с насыщенными химическими связями ионного типа, исключающими реакционную активность шлака. Ре-акционная способность такого шлака появляется в активированном состоянии за счет его раскисления химически-активными элементами - углерод, крем-ний, алюминий и др., которые связывают концевые атомы кислорода в газообразную (СО, СО2) или ок-сидные фазы (SiO2, А12Оз) с образованием свобод-ных ионов кальция и реакционноспособной (активи-рованной) шлаковой фазы, способной адсорбировать шлаковые и неметаллические включения - продукты раскисления, десульфурации и др.

Таким образом, для повышения эффективности ковшевой обработки стали необходимым условием является достижение максимальной степени эвтек-тичности и достаточным условием является достиже-ние максимальной степени структурно-химического разупорядочения (активированное состояние) рафи-нировочных шлаков при заданной температуре жид-кого металла.

Тип присадочных материалов (металлические, шлако-флюсовые), их состав и свойства определяет количество и последовательный ряд отдельных ста-дий механизма рафинирования, микролегирования и модифицирования [6]. на всех этапах внепечной об-работки, составляющих поточный технологический процесс. В качестве ферросплавов и лигатур рассма-триваются промышленные сорта ферросплавов: фер-ромарганец марки ФМн78 на основе твердого раство-ра стехиометрического состава FeMn4, ферросили-ций марки ФС65 на основе интерметаллида FeSi4, си-ликокальций марки СК25 на основе силицида Si4Ca, синтетический ферроалюминий (САС-сплав) марки

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 318

СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВОФА30 на основе интерметаллида FeAl, взамен вто-ричного сплава АВ87, а также порошковые проволо-ки с наполнителем из гранулированного вторичного алюминия взамен алюминиевой проволоки-катанки, кальция и их сплавов (силикокальция, алюмокальция. алюмосиликокальция).

Новые ТШС - синтетические шлаковые смеси (СШС) на базе тройной эвтектики стехиометрическо-го состава ЗСаОА12О3SiО2 приготавливают из компо-нентов твердых шлаковых смесей на основе обож-женной извести (СаО) и шамотного боя, содержаще-го алюмосиликат Al2О33SiО2, как альтернативы доро-гого и дефицитного плавикового шпата. При выпуске плавки в стальковш дают кусковые ферросплавы и ТШС: ферросилиций и ферроалюминий для раскис-ления шлака и металла, ферромарганец - для десуль-фурации и легирования стали, для легирования ис-пользуют также ферросилиций. Внепечная обработка стали при выпуске плавки в стальковш включает рас-кисление металла и попутного железистого печного шлака, десульфурацию и легирование стали марган-цем и кремнием, наведение рафинировочного шлака и его активирование за счет раскисления синтетиче-ским ферроалюминием, ассимиляцию шлаком неме-таллических включений - продуктов раскисления и десульфурации.

В связи с этим начальные стадии механизма ков-шевой обработки стали представлены последователь-ным рядом структурно-химических реакций 3(FeO)шл+2(FeAl)шл →(A12O3) шл + 5 FeMe (1)

3(FeSi4)Mе+24[O]Mе→ l2(SiO2) шл + 3FeMе (2)

22(FeAl)Me+33[O]Ме→ l 1(A12O3)шл + 22FeMе (3)

(FeMn4)Ме+2[O]Me+2[S]Mе →2(MnO)mл + + 2(MnS)Me + FeMe (4)

2(MnO)Me +2(FeAl)шл+ [O]Mе →(A12O3)шл + + 2FeMe+ 2[Mn]Me (5)______________________________________________________________________________

∑: 3(FеО)шл +60[О]Ме+ 2 [S]Mе +3(FeSi4)Me +4(FeAl)шл ++22(FeAl)Me +(FeMn4)Me →33Fe Me + 2[Mn]Me +

+12(Si02)шл +13 (А12О3)шл + 2(MnS)шл (6)На первом (начальном) этапе ковшевой обработ-

ки стали, как очевидно, протекают реакции раскис-ления печного (1) и ковшевого (5) шлака, а также рас-кисление и десульфурация металла (2, 4), образова-ние неметаллических включений (1-5) и предвари-тельное легирование (5).

На втором этапе ковшевой обработки формиру-ют рафинировочный шлак с заданной адсорбционной емкостью к неметаллическим включениям для асси-миляции и растворения образовавшихся на первом этапе кремнезема (12SiO2)шл , глинозема (13А12Оз)шл и сульфидов марганца (2MnS)шл. Покровный шлак необходимо перевести в активированное состояние

за счет его раскисления ферроалюминием и в обла-сти гомогенности тройной эвтектики получить дефи-цит концентраций основных и кислотных компонен-тов от стехиометрического состава, в сторону сниже-ния степени эвтектичности.

В связи с этим механизм рафинирования на вто-ром этапе при выпуске металла в стальковш пред-ставляется последовательным рядом структурно-химических реакций40(СаО)шл+ (Al2O33SiO2) шл →(40CaOAl2O33SiO2)шл (7)

(40СаОА12О33SiO2) шл+2(FеА1)шл+[О]Ме→(А12О3)шл+ +2FeMe+(Al2O33SiO238CaO2Ca+)шл (8)

(Аl2О33SiO238СаО2Са+)шл +2[S]Me + (А12О3)шл → → (2Al2O33SiO238CaO2CaS)шл (9)______________________________________________________________________________

∑:40(СаО)шл+(А12О33SiО2)шл+2(FеА1)шл+[О]Ме+ +2[S]Me →2FеМе + (2А12О33SiО238СаО2СаS)шл (10)

На этом этапе из обожженной извести и шамот-ного боя формируют рафинировочный шлак (реакция 7), переводят его в активированное состояние (реак-ция 8), дополнительно раскисляется металл и образу-ются оксиды алюминия (реакции 8-9), которые рас-творяются в оксисульфидном покровном шлаке (ре-акция 10). Балансовая реакция механизма рафиниро-вания при выпуске металла в стальковш в результате суммирования реакций 6, 10 имеет вид

3(FеО)шл+40(СаО)шл+(А12О33SiO2)шл+61 [O]Me++4[S]Me+3(FeSi4)Me + 6(FеА1)шл+22(FeAl)Me+

+(FeMn4)Me →35FeMe+ 2[Mn]Me+ +(15Al2O315SiO238CaO2CaS2MnS)шл (11)

Из уравнения (11) определяют расходные коэф-фициенты присадочных материалов для раскисления печного и ковшевого шлака, раскисления и десуль-фурации металла, легирования его кремнием и мар-ганцем, а также количество и химический состав по-кровного шлака.

На установках доводки металла (УДМ) в сталь-ковш дополнительно вводят порошковые компакт-материалы (ПКМ) в виде порошковых проволок в стальной оболочке для окончательного раскисления и десульфурации стали. В качестве наполнителя при-готавливают смесь силикокальция марки СК25, гра-нулированный вторичный алюминий и технический кальций, содержащую 37,3 % Si +26,7 % Са + 36,0 % А1 и отвечающую стехиометрическому составу Si4Ca2Al4.

На УДМ-этапе механизм ковшевой обработки стали описывается последовательным рядом химиче-ских реакций

4(Si4Ca2Al4)ПКМ → 4 (Si4Ca2Al4)Me (12)4(Si4 Ca2Al4)Me + 9[O]Me+ 4[S]Me→(А12О3)шл+

+(SiO2)шлi+4(СаО)шл+4(СаS)шл+15[Si]Me+14[А1]Me (13)______________________________________________________________________________

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 19


∑:4(Si4Ca2Al4)ПКМ+ 9[O]Me+4[S]Me→15[Si]Me+14[А1]Ме+ +(А12О3)шл+ (SiO2)шл+ 4(СаО)шл+4(СаSi)шл (14)

Балансовая реакция механизма ковшевой об-работки в результате суммирования реакций (11) и (14) имеет вид3(FeO) шл+40(CaO)шл+(Al2O33SiO2)шл+70[O]Me+8[S]Me+

+3(FeSi4)Me+6(FeAl)шл+22(FeAl)Me+FeMn4)Ме++4(Si4Ca2Al4)ПKM→35FeЖ+2[Mn]Mе+15[Si]Mе+14[Al]Me+ +(16Al2O316SiO242CaO6CaS2MnS)шл (15)

Реакция (15), где приняты условные обозначения компонентов в шлаке (шл), в металле (Me) и компакт-материале (ПКМ), описывает механизм раскисления, десульфурации, легирования и модифицирования не-металлических включений при ковшевой обработке стали на выпуске металла из плавильного агрегата и на установках доводки металла.

На основании вышеизложенного механизма про-цессов рафинирования железоуглеродистых распла-вов предложена ресурсосберегающая поточная тех-нология внепечной обработки конвертерной ста-ли, включающая последовательный ряд операций в стальковше под конвертером при выпуске металла и на установках доводки металла.

Конвертерная плавка является полупродуктом для производства стали и характеризуется повышенной окисленностью металла - (0,08-0,12) % [О]ме и шла-ка - до 20,0 % FeO при содержаниях серы на повал-ке 0,020-0,030 %. При выпуске плавки в стальковш, как уже отмечалось, используют присадочные мате-риалы: ферросилиций марки ФС65, ферромарганец марки ФМн78, ферроалюминий марки ФА30 и СШС.

Промышленные сорта ФС65 и ФМн78 являются гостированными материалами, тогда как ФА30 отно-сится к синтетическим сплавам (фераль), разработан-ным авторами настоящего сообщения для раскисле-ния конвертерной стали [7]. Плотность сплавов фе-раль в 2,0-2,5 раза выше плотности сплавов АВ87, поэтому они расходуются на раскисление металла и шлака и не окисляются кислородом атмосферы, как это происходит со сплавом АВ87, плотность которого меньше плотности ковшевого шлака.

На первом этапе ковшевой обработки под конвер-

тером проводят предварительное раскисление и де-сульфурацию металла с образованием неметалличе-ских включений, формируют активированный рафи-нировочный шлак. Балансовое уравнение химиче-ской реакции (15) позволяет определить расходные коэффициенты присадочных материалов в стальковш под конвертером, а также количество и химический состав покровного шлака.

Образовавшийся жидкоподвижный оксисульфид-ный шлак в количестве 4,9 кг/т, содержащий 18,5 % SiO2 +31,4 % А12О3 + 43,6 % СаО + 3,0 % CaS + 3,5 % MnS с основностью 2,4; модулем шлака ~ 1,0, отвеча-ет области гомогенности тройной эвтектики стехио-метрического состава ЗСаОА12О3SiO2 и адсорбирует 2,6 % серы + 14,8 % SiO2 + 29,2 % А12О3 при удалении 0,216 кг/т - FeO; 0,976 кг/т - [О]Ме и 0,128 кг/т - [S]Me.

Последовательный ряд технологических опера-ций по вводу присадочных материалов для ковшевой обработки конвертерного полупродукта имеет вид:

ФА30 (2,32 кг/т)→ ФС65 (0,5 кг/т)→ ФМн78 (0,28 кг/т)→СШС (2,5 кг/т),

где ФА30 расходуется для раскисления металла и шлака, ФС65 - для раскисления металла, ФМн78 - для десульфурации и легирования металла, СШС - для ас-симиляции и удаления неметаллических включений.

Конечный рафинировочный шлак в стальков-ше, по нашим расчетам, в количестве 5,5 кг/т содер-жит (масс. %): 17,3 SiO2 + 29,4 А12О3 + 42,4 СаО + 7,8 CaS + 3,1 MnS при основности 2,45 и модуле шлака 1,1. Адсорбционная емкость такого шлака составляет (масс. %): кремнезема - 14,1; глинозема – 27,6; изве-сти - 2,0; сульфидов - 10,9 (4,6 - по сере). Степень де-сульфурации стали определяли по убыли серы в про-бах металла 2-1 и 2-2 на УДМ, общая степень десуль-фурации по пробам металла на повалке конвертера (0,030 %) и 2-2 (0,004 %) составляет 86,7 %. Адсорб-ционная емкость рафинировочного шлака оценива-ется по заданному химическому составу СШС и ко-нечного ковшевого шлака при заданной массе 2,5 кг/т и 5,5 кг/т, соответственно. Дополнительные содержа-ния СаО учтены после ввода на УДМ порошкового компакт-материала типа ПКМ-А35С35К25.

В таблице приведены технологические параме-

Таблица. Технологические параметры рафинирования сталиНомер пробы на УДМ 2-1 2-2

Содержания серы, масс. %Металл 0,015-0,020

0,0170,003-0,005

0,004

Шлак 2,0-3,02,5

4,0-5,04,5

Адсорбционная емкость шлака, масс. %

СаО - 2,0SiO2 14,8 17,3Al2O3 29,2 29,4CaS 3,0 7,8MnS 3,5 3,1

Коэффициент распределения серы 147,0 1125,0Степень десульфурации, масс. % 76,5

Основность шлака 2,40 2,45Модуль шлака 1,0 1,1

Примечание. В числителе приведены минимальные и максимальные, в знаменателе - средние значения

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 320


тры рафинирования металла в стальковше. Техно-логическая эффективность полученных результатов значительно выше по сравнению с известными дан-ными [8] о десульфурации конвертерной стали серий-ных плавок, обработанных ТШС (CaO : CaF2 = 4:1) в количестве (4,0-6,0) кг/т и силикокальцием марки СК30 в количестве (1,5-2,0) кг/т. Степень и глубина десульфурации на УДМ серийных плавок, например СтЗсп, в 3-4 раза ниже, а именно: 20,5 против 76,5 % и 0,012 против 0,004 %, соответственно.

Низкая эффективность ковшевой обработки се-рийных плавок вызвана высокой основностью ра-финировочного шлака (5,1 против 2,45), что вызыва-ет повышение степени эвтектичности (модуль шлака 1,95 против 1,1) и снижение его адсорбционной емко-сти (масс. %) по сере в шлаке (0,39-0,43 против 2,5) и алюмосиликатам – (23,8 Аl2О3 и 12,0 SiO2 против 29,4 и 17,3).

В работах [7,9] предложена ресурсосберегающая технология раскисления и десульфурации конвертер-ной стали в ковше в зависимости от марочного соста-ва стали, а также от состава и качества присадочных материалов. В частности, новые ТШС и модифика-торы, разработанные авторами настоящей статьи, в цитируемых литературных источниках не применя-лись. Экономический эффект предложенной техноло-гии может быть получен на нескольких этапах ковше-вой обработки:

- повышение выхода годного жидкого металла за счет железа присадочных материалов в количестве 2,0 кг/т, что в заводской практике не учитывается;

- замена в серийном ТШС импортного плавико-вого шпата на шамотный бой, когда стоимость шла-ка становится равной заводской цене обожженной извести при сокращении в 2 раза удельного расхода СШС (2,0-2,5 кг/т против 4,0-4,5 кг/т);

- замена чушкового алюминия марки АВ87 в рав-ных количествах (2,0-2,5 кг/т) на ферроалюминий марки ФА30, стоимость которого на 30 % меньше АВ87;

- замена алюминиевой проволоки - катанки в рав-ных количествах (0,3-0,5 кг/т) на гранулированный алюминий, входящий в состав комплексного напол-нителя порошковых компакт-материалов, стоимость которого на 30 % дешевле.

Выводы1. Разработана методика стохастического анализа

механизма рафинирования железоуглеродистых рас-плавов добавленными металлическими и шлакофлю-совыми материалами с использованием материалов вторичного сырья металлургического производства.

2. Исследован механизм шлакообразования и ра-финирования конвертерной стали в ковше при выпу-

ске и доводке металла, определены расходные коэф-фициенты добавочных материалов при ковшевой об-работке стали, а также количество, состав и адсорб-ционная емкость рафинировочных шлаков.

3. Предложена технологическая схема ресурсо-сберегающей технологии ковшевой обработки кон-вертерной стали, регламентирующая последователь-ный ряд операций по присадке заданного количества и состава добавочных материалов: ферроалюминий марки ФАЗ0 (2,3кг/т) → ферросилиций марки ФС65 (0,5кг/т) → ферромарганец марки ФМн78 (0,3кг/т) → СШС (2,5кг/т) → порошковая проволока с алюмо-силикокальцием марки С35К25А35 (0,25кг/т) при на-полнении стальковша до 3/4 его высоты, обеспечива-ющая удаление кислорода 0,98 кг/т и серы 0,13 кг/т при степени десульфурации более 70 %.

Библиографический список1. Стомахин А.Я. О суммировании химических реакций и их термодинамических характеристик // Сталь. - 2006. - № 6. - С. 60-61.2. Диаграммы состояния силикатных систем / Н.А. Торопов, В.П. Борзаковский, В.В. Лапин, Н.Н. Курцева. – М.-Л.: Наука, 1965. - 545 с.3. Залкин В.М. Природа эвтектических сплавов и эффект контактного плавления. - М.: Металлур-гия, 1987. - 152 с.4. Жмойдин Г.И., Чаттерджи А.К. Шлаки для ра-финирования металла. - М.: Металлургия, 1986. - 296 с.5. Белов Б.Ф. Структуризация металлургических фаз в жидком и твердом состояниях / Б.Ф. Белов, А.И. Троцан, П.С. Харлашин // Изв. Вузов. Черная металлургия. - 2002. - № 4. - С. 70-75.6. Модифицирующее и микролегирующее дей-ствия комплексных модификаторов в стали / А.И. Троцан, П.С. Харлашин, И.Л. Бродецкий и др. // Металл и литье Украины. - 2000. - № 3-4. - С. 23-25.7. Пат. 11857 Україна, МПК7 С21С7/06. Cпociб розкислення та легування конвертерної сталі алюмінієм / І.Д. Буга, О.Б. Ковура, А.І. Троцан та ін.; опубл. 16.01.2006, Бюл. № 1.8. Семенченко П.М. Научные основы ресурсосбе-регающих технологий внепечной обработки не-прерывнолитых сталей / П.М. Семенченко, Б.Ф. Белов, О.В. Носоченко [и др.] // Изв. Вузов. Чер-ная металлургия. -2003. -№4. - С. 18-22.9. Буга И.Д. Совершенствование технологии вы-плавки, легирования и раскисления стали в кон-вертерном цехе ОАО «МК «Азовсталь» / И.Д. Буга, О.В. Носоченко, А.Б. Ковура [и др.] // Ме-таллург. и горноруд. пром-сть. - 2006. - № 4. - С. 50-52.


I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 21

УДК 669.18 Охотский В.Б. /д.т.н./, Чуйко М.В. НМетАУ

Менеджмент раскисления и легирования кислородно-конвертерной стали

В статье изложена методика дифференцированной оценки работы персонала по раскислению и легированию конвертерной стали. Библиогр.: 13 назв.

Ключевые слова: менеджмент, раскисление, сталь

Differentiated assessment of personnel work on deoxidation and alloying of converter steel is stated in the paper.

Keywords: management, deoxidation, steel

Производство

© Охотский В.Б., Чуйко М.В., 2010 г.


Таблица 2. Разбег по углероду и температуре, обеспеченный бригадой АПара-метр А0 А1 А2 Б0 Б1 Б2

∆С1

(-0,12)- (-0,11)- (-0,12)- (-0,13)- (-0,13)- (-0,12)-(+0,09) (+0,09) (+0,09) (+0,16) (+0,16) (+0,12)

∆t1

(-20)- (-20)- (-20)- (-32)- (-30)- (-32)-(+82) (+82) (+82) (+92) (+89) (+90)

Постановка проблемыНа ежегодной конференции в Германии «Stahl −

2007» в докладе August Thyssen − Krupp [1] был из-ложен менеджмент высшего и среднего образования «Конкурентная борьба за таланты» («War for Talants» − лозунг директора компании Mc Kinsey Ed. Mitchell, 1998), в котором отмечается, что в Германии на смену 100 инженерам приходит 90, а в 2001 − 2005 гг. коли-чество выпускников школ, идущих в черную метал-лургию, сократилось в 2 − 3 раза.

Крупные зарубежные фирмы и объединения фирм создают корпоративные институты, предпочи-тая готовить специалистов по собственным програм-мам. Корпоративные институты в последнее время создаются в России. ВГЭК, позиционирующая себя как первая в Украине вертикально-интегрированная компания, создала первый в Украине корпоративный университет, в котором будут преподавать менедже-ры высшего ранга компании и преподаватели НГУ, ДонНТУ и других вузов.

Национальная академия наук Украины вместе с вузами и предпринимателями неоднократно обсуж-дала проблему привлечения талантливой молодежи в естественные и технические науки. Фонд В. М. Пин-чука в последние годы проводит конкурсы в поисках талантливой молодежи.

Постановка задачи Основные производства черной металлургии

− доменное, сталеплавильное и прокатное − явля-ются сложными физико-химическими и физико-техническими системами. Автоматизация доменно-го процесса облегчается его непрерывностью, а про-катного − открытостью и непрерывностью в некото-рых случаях. Если уровень автоматизации прокатно-го производства в 1970-х гг. достигал 80-100 %, то сталеплавильного 20 %. В этих условиях преодоле-вая значимость человеческого фактора, за рубежом пошли на максимальную автоматизацию, в частно-сти конвертерного процесса, доведя ее в некоторых случаях до 100 %. Если при ручном управлении доля плавок с додувками составляла 40 %, то при автома-тизированном 7,5 % (Италия) [2], в то время как в лучших ККЦ СНГ она составляет 60 % [3].

По нашим данным в трех ККЦ Украины кор-ректировки вызывают значительные потери металла (табл. 1).

В условиях отсутствия действенных АСУ ТП не-обходимо совершенствовать работу персонала. В Украине, как в 1980-1990-е гг. в Японии, операторами конвертеров все чаще становятся инженеры.

Еще в 1963 г. на Международной конференции по кислородному сталеварению в докладах от ФРГ [4] и Великобритании [5] отмечалось, что осложнения шлакообразования в некоторых случаях объяснялись недостаточным вниманием сталевара, которое нель-зя исключить измерительными методами, а роль опе-ратора в отсутствии автоматического управления яв-ляется доминирующим фактором. В результате рабо-та каждого из восьми человек персонала оценивалась по расходу материалов, а результаты сообщаются им каждый день. В отечественной и зарубежной практи-ке существует институт подготовки высококвалифи-цированных рабочих, в котором наставниками явля-ются наиболее успешно работающие лица.

При создании АСУ ТП сложные процессы не всегда могли быть описаны алгоритмами, что потре-бовало создания экспертных систем, когда ЭВМ дей-ствует согласно стратегии и эвристическим процес-сам мышления человека - эксперта.

Таблица 1. Выход годного металла при корректировках, %

СлучайСадка конвертера, т

35 65 250Без корректировки 89,7 89,6 90,4Корректировка по С 87,3 89,1 −

t 87,0 88,5 89S − 87,3 −

Скачивание шлака − 88,8 89,7

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 322


Изложенное является предпосылкой к попытке выяснить роль человека в достижении необходимых производственных результатов и использовать это для оценки работы персонала, выбора наставников, создания экспертных систем. В качестве объекта ис-следования был выбран один из отечественных ККЦ.

Условия и методика исследованияРассматривался менеджмент раскисления и леги-

рования только одной марки стали 3ПС, которая до-минировала в сортаменте ККЦ, что устраняло труд-ности, возникающие при многообразии марок и упро-щало решаемую задачу, благодаря достаточной стан-дартности рассматриваемой операции.

Исследовалась работа мастеров А0 и Б0 каждый из которых работал в связке с операторами А1, А2 и Б1, Б2.Определялась возможность влияния объективных факторов на результаты операции и субъективных, связанных с работой операторов и мастеров.

В качестве оцениваемых результатов рассматри-вались отклонение содержания углерода на первой повалке от среднего по стандарту ΔС1 и температуры металла от среднего по ТИ Δt1.

Безусловно, объективным фактором было содер-жание Siч в чугуне, практически объективным – доля лома в шихте Дл, а факторами, зависящими от работы оператора – удельный расход извести mизв, кг/т, окис-ленность шлака на выпуске (FeO)вып, продолжитель-ность продувки τпр. Все зависимости определялись по модели полинома 2-ой степени.

Рассчитывались средние арифметические, вели-чины дисперсии и среднего квадратичных отклоне-ний содержаний в стали углерода Сст, марганца Mnст и кремния Siст.

Результаты исследованияПри ручном управлении остановкой продувки на

заданном содержании углерода, бригада А обеспечи-ла меньший разбег как по углероду, так и по темпера-туре (табл. 2).

Если в бригаде А оба оператора работали прак-тически одинаково, то в бригаде Б оператор Б2 имел меньший разбег ΔС1, но несколько больший - Δt1. Ука-занные отклонения выходили за допустимые пределы (по ∆С1 − 60 % случаев в бригаде А и 48 % в бригаде Б, а по Δt1− 92,5 % и 82,5 % соответственно), что со-провождалось додувками и соответствующими поте-рями металла (см. табл. 1).

Содержание Siч практически не сказывалось на величине ΔС1 в обеих бригадах, но вызывало увели-чение Δt1 в бригаде Б, в то время как операторы бри-гады А избегали этого, компенсируя избыточный приход тепла охлаждением плавки.

Увеличение доли лома в металлошихте в брига-де А сопровождалось уменьшением ΔС1, что соответ-ствует этому воздействию, а в бригаде Б оставалось на том же уровне. В обеих бригадах рост Дл вызы-вал уменьшение Δt1, что свидетельствует о неисполь-зованных возможностях конвертеров по переработке лома. Какой-либо стабильной закономерности влия-ния удельного расхода извести на разбег по углероду и температуре на первой повалке не замечено.

В исследуемом ККЦ вместе с ДМетИ в 1970-х гг. была внедрена продувка по допустимым расходам кислорода с его автоматическим изменением в ходе продувки, которая действует и в настоящее время. Очевидно поэтому, несмотря на значительное изме-нение продолжительности продувки (17-26 мин) её влияния на ΔС1 и Δt1 не замечено.

В большинстве случаев достоверность влияния мастера на эти зависимости ниже, чем оператора, что логично. В исследуемых условиях отсечки шлака от металла не производится и конечный шлак частично попадает в ковш, что сказывается на угаре раскисли-телей.

В бригаде А заметна тенденция к противополож-ному влиянию увеличения (FeO) на угары марганца и кремния, как бы компенсирующих друг друга. В бри-гаде Б это не замечено, но во всех случаях для этих за-висимостей достоверность была выше, чем для пре-дыдущих.

Содержание оксидов железа в шлаке не сказыва-лось на отклонении содержания углерода в готовой стали от стандарта ΔСст, но сопровождалось умень-шением ΔMnст в бригаде А и увеличением ΔSiст в бри-гаде Б. Возможно, в разных бригадах ККЦ использу-ют разный порядок загрузки ферросплавов в расхо-дный бункер, что может быть регламентировано по лучшему результату.

Средние арифметические содержания в стали углерода Сст, марганца Mncт и кремния Siст, дисперсия σ2 и среднее квадратичное отклонение σ этих величин от стандарта приведены в табл. 3.

Результаты анализа табл. 3 показывают, что в бри-

Таблица 3. Средние арифметические содержания в стали углерода Сст, марганца Mncт и кремния Siст, дисперсия и среднее квадратичное отклонение этих величин от стандартаЭлемент А0 А1 А2 Б0 Б1 Б2

Сст 0,1802 0,1796 0,185 0,2008 0,1996 0,2025104σ² 3 3 3 2 2 2104σ 163 157 162 150 153 150Siст 0,0661 0,065 0,0663 0,0663 0,0656 0,0663104σ² 4 4 5 6 4 5104σ 67 61 73 74 64 74Mncn 0,4968 0,4923 0,5163 0,5121 0,4931 0,5142105σ² 13 8 15 19 11 17104σ 358 285 383 431 324 408

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 23


гаде А показатели лучше чем в Б. В [6] исследовалась возможность управления раскислением и легирова-нием стали 3сп в 160-т КК с построением алгоритмов методом экспотенциального сглаживания. В табл. 3 приведены величины σ для марганца и кремния, по-лучаемые при ручном (числитель) и машинном (зна-менатель) управлении. Сопоставление этих величин с полученными в нашем случае показывает, что опе-раторы бригад А и Б работают лучше в ручном и в не-которых случаях − по сравнению с машинным управ-лением - в [7]. В то же время использование зондово-го контроля в современных ККЦ [2] снижает σ для С и Mn на повалке с 0,1 и 0,061 [7] до 0,009 и 0,017, т.е. на порядок величины.

В массиве анализируемых данных имеют место случаи выпадов по содержанию углерода: в брига-де А они составляют 12,5 %, а в бригаде Б−14,3 %. Выпадов по содержанию марганца и кремния нет.

Совершенствование производства сталей ПСПопытки в 1950-1970-х гг. совершенствовать не-

прерывную разливку сталей КП и ПС оказались безу-спешными. Во всем мире они, по-прежнему, разлива-ются в изложницы, что требует продолжения работы по их раскислению и легированию.

Для сталей ПС положение усугубляется необхо-димостью баланса содержания С-Si-Mn [8], что об-условливает наличие оптимальных концентраций кремния в конвертерной стали [9] и сужает диапазон желательных составов. Нестабильность окисленно-сти продутого металла вызывает значительный брак в прокате, что в [10] потребовало составления алго-ритмов расчёта величины добавки раскислителей, а в [11] − контроля окисленности стали и алгоритмиза-ции раскисления на этой основе. Это отвечает совре-менному уровню решения задачи управления легиро-ванием стали [12].

Приборное обеспечение менеджмента раскисле-ния и легирования конвертерной стали не освобож-дает от необходимости дифференциации работы от-дельных подразделений и производственных участ-ков. В Украине начаты работы в этом направлении[13] и описанная в нашей работе методика оценки челове-ческого фактора отвечает этой задаче.

Выводы1. Разработана методика оценки менеджмента

раскисления и легирования конвертерной стали.

2. Выделены роли оператора конвертера и масте-ра производства в результатах получения требуемого состава полуспокойной стали.

3. Предложенный анализ может быть использо-ван при дифференциации отдельных коллективов и их членов, определения лиц, которые могут стать на-ставниками при обучении персонала в условиях ро-тации кадров, опыт и эвристическое мышление кото-рых могут быть использованы при создании эксперт-ных систем.

4. Определены задачи совершенствования произ-водства конвертерной полуспокойной стали.

Библиографический список1. Келер К. − У. // Черные металлы. - 2005. - № 3. - С. 69-73.2. Технология производства стали в современных конвертерных цехах / С.В Колпаков, Р.В. Старов, В.В. Смоктий и др. − М.: Машиностроение, 1991. − 464 с.3. Айзатулов Р.С., Пак Ю.А., Соколов В.В. и др. // Металлург. - 2002. - № 7. - С. 38-39.4. Бауэр К.Х. // В кн. Производство стали с приме-нением кислорода. - М.: Металлургия, 1965. − С. 132-140.5. Парсонс Е.А., Хэкинг Р.А. // В кн. Производ-ство стали с применением кислорода. - М.: Ме-таллургия, 1965. − С. 380-384.6. Кребс Ф. // Черные металлы. - 1987. - № 5. - С. 9-12.7. Туркенич Р.И., Литвиненко Е.А., Югов П.И. и др. // Сталь. - 1970. - № 4. - С. 255-260.8. Шнееров Я.А., Вихлевщук В.А. Полуспокойная сталь. − М.: Металлургия, 1973. - 368 с.9. Сабиев М.П., Кравченко В.М., Кондратов М.И. // Металлург. - 1974. - № 2. - С. 20-21.10. Лакунцов А.В., Жаворонков Ю.И., Катенин Б.Н. //Сталь. - 1986. - № 4. - С. 26-27.11. Кузькина И.Н., Кофман Ю.В., Морозова И.Ю., Целых Т.В. // Сталь. - 2003. - № 3. - С. 21-22.12. Янке Д., Нейхов Г., Гутте Х., Шульц Т. // Изв. вузов. Черная металлургия. - 1999. - № 12. - С. 12-19.13. Король Г.О., Зелiкман В.Д., Распопова Ю.О. // Металлург. и горноруд. пром. - 2006. - № 7. - С. 259-261.


Главная задача журнала - рекламная поддержка передовых технологий и разработок, публикация информации о новейших научно-технических до-стижениях исследовательских коллективов, институтов, предприятий и организаций ГМК Украины

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 324

Рис. 1. Схема установка циркуляционного вакуумирования: 1 – вакуумная камера; 2– бункер для сыпучих реагентов; 3 – кис-лородная фурма; 4 – индуктор; 5 – шлак; 6 – сталь; 7 – ковш


УДК 669.18.046.518 Найдек В.Л. /д.т.н./, Якобше Р.Я. /к.т.н./, Баранова В.Н. /к.т.н./ Физико-технологический институт металлов и сплавов НАН Украины

Проблемы внепечной обработки и непрерывной разливки стали в Украине

Подводятся итоги работы Межведомственного научно-технического совета по проблемам внепечной обработки и непрерывной разливки стали, созданного для решения проблем преодоления технологического отставания черной металлургии Украины в области внедрения новых прогрессивных технологий непрерывной разливки стали. Ил. 6. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: внепечная обработка, непрерывная разливка стали, сталеплавильное производство, МНЛЗ

Work of Interdepartmental Scientifi c and Technical Council on problems of out-of-furnace treatment and steel continuous casting created to solve the problems of iron & steel industry in Ukraine in the fi eld of implementation of new advanced steel continuous casting technologies is summarized.

Keywords: out-of-furnace treatment, steel continuous casting, steelmaking, continuous casting machine

Обзор

© Найдек В.Л., Якобше Р.Я., Баранова В.Н., 2010 г.

Постановлением Президиума Национальной ака-демии наук Украины в январе 2005 г. по согласованию с Министерством промышленной политики и Мини-стерством образования и науки Украины был соз-дан Межведомственный научно-технический совет по проблемам внепечной обработки и непрерывной разливки стали (МНТС). В состав Совета вошли ве-дущие специалисты, представляющие министерства, научно-исследовательские институты, вузы и про-ектные организации, металлургические и машино-строительные предприятия, ассоциации и объедине-ния. Базовой организацией Совета назначен Физико-технологический институт металлов и сплавов НАН Украины.

Главная цель создания МНТС состояла в том, чтобы совместно с государственными организация-ми, руководителями и хозяевами металлургических и машиностроительных предприятий, учеными и специалистами-практиками в кратчайшие сроки ре-шать проблему преодоления технологического отста-вания черной металлургии Украины в области вне-дрения новых прогрессивных технологий внепечной обработки и непрерывной разливки стали в услови-ях износа основных фондов металлургии Украины значительно больше, чем в других странах мира, что снижает конкурентоспособность ее продукции [1].

За прошедшие пять лет проведено шесть пленар-ных заседаний в различных городах Украины (Киев, Донецк, Краматорск и Днепропетровск) и 20 сове-щаний в рабочих группах. В них принимали участие представители более чем 50 научных и проектных ор-ганизаций, работники 20 металлургических и маши-ностроительных предприятий, восьми вузов, 14 от-раслевых, проектных и общественных организаций, семи академических институтов и др.

Такой представительный форум специалистов ме-таллургической отрасли собирался едва ли не впер-вые за последние 10-15 лет. На каждом заседании за-слушивали и обсуждали более 20 докладов и сообще-

ний, посвященных основным проблемам в сталепла-вильном комплексе Украины в условиях приватиза-ции большинства металлургических предприятий.

Во время проведения пленарных заседаний участ-ники имели возможность ознакомиться с работой ЭСПЦ ЗАО «ММЗ «ИСТИЛ (Украина)», ОАО «НТЗ», ОАО «НКМЗ», ОАО «ЕМЗ», ОАО «АМК», ОАО «ДМК им. Дзержинского», где успешно функциони-рует современное металлургическое оборудование и применяются новейшие технологии внепечной обра-ботки и непрерывной разливки стали для производ-ства продукции высокого качества в соответствии с

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 25


требованиями международных стандартов. Руководители предприятий и организаций, на

базе которых проводились заседания МНТС, отмети-ли положительный резонанс, который произвели та-кие встречи в их коллективах. Работа МНТС широко освещалась в специальных журналах, где опублико-ваны статьи участников заседаний: «Металл», «Про-цессы литья», «Оборудование и инструмент», «Ме-талл и литье Украины» «Металлургический компас», газета «Вестник НКМЗ».

В ходе заседаний МНТС было отмечено, что тех-ническое перевооружение и реконструкция отече-ственных металлургических комбинатов, заводов и цехов на основе широкого внедрения новых техно-логий и современного оборудования мирового уров-ня, в первую очередь в области внепечной обработ-ки и непрерывной разливки стали, в последние пять лет значительно ускорились. Модернизация и рекон-струкция сталеплавильного комплекса успешно ре-шается в ОАО «АМК», ОАО «МК «Азовсталь», ОАО « ММК им. Ильича», ОАО «НТЗ», ОАО «ЕМК», ОАО «ДМК им. Дзержинского». К сожалению, эти изме-нения происходят с использованием оборудования, главным образом, зарубежных компаний и только ча-стично машиностроителей Украины (ЗАО «НКМЗ», ОАО «Азовмаш»).

Такое положение не позволяет максималь-но использовать имеющийся в Украине научно-технический потенциал и стимулировать передовые научные отечественные технологические разработки. Не в полной мере учитываются достижения украин-ских ученых, ряд разработок которых имеют прорыв-ной характер и уже вызывают повышенный интерес ведущих металлургических компаний мира.

В то же время среди введенных в эксплуатацию об-разцов на предприятиях Украины нет металлургиче-ского оборудования, ориентированного на выпуск тон-ких слябов, энергосберегающих литейно-прокатных комплексов и агрегатов прямого получения стального листа из расплавов на установках с валковыми водоо-хлаждаемыми кристаллизаторами. Это обусловило не-обходимость разработки новых концептуальных реше-ний, базирующихся на отечественном и лучшем зару-бежном опыте в области совершенствования оборудо-вания и технологии внепечной обработки и непрерыв-ной разливки стали для производителей отечествен-ной металлургической техники и сталеплавильного комплекса.

Благодаря МНТС разработана концепция разви-тия процессов внепечной обработки и непрерывной разливки стали в Украине, основой которой являют-ся предложения специалистов НИИ, вузов и предпри-ятий Украины, состоящая из разделов: I – для внедре-ния в производство; II – для опытно-промышленной проверки.

В первом разделе предполагается:- внедрить в сталеплавильном комплексе Украи-

ны усовершенствованные установки ковш-печь с со-вмещенным пневматическим и электромагнитным перемешиванием металла, позволяющие рафиниро-

вать сталь широкого сортамента, обеспечивая их тем-пературную и химическую однородность в заданных пределах [2];

- внедрить вакууматоры циркуляционного типа с возможностью вдувания кислорода и порошковых реагентов, а также нагрева металла, что обеспечивает высокое качество поверхности металлоизделий при глубокой вытяжке (рис. 1);

- оснастить вакууматоры устройствами газокис-лородного рафинирования аустенитных нержавею-

Рис. 2. Схема подачи порошковой проволоки в жидкую сталь: 1 – бунт порошковой проволоки; 2 – трайб-аппарат; 3 – приемная воронка; 4 – тянущие ролики; 5 – направляющая труба; 6 – шлак; 7 – сталь; 8 – сталеразливочный ковш

а бРис. 3. Фасонный прокат (а) и арочное крепление (б) изго-товленные из углеродистой стали 22Г2САФ, микролегиро-ванных азотом и ванадием

Рис. 4. Схема газоимпульсного перемешивания стали в кри-сталлизаторе: 1 – промковш; 2 – фланец; 3 – погружной стакан; 4 – система управления; 5 – кристаллизатор

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 326


щих сталей, что обеспечит производство таких ста-лей с содержанием С < 0,02 %; повышение их корро-зионной стойкости не менее чем на 50 %, технологи-ческой пластичности на 30 %, а также даст возмож-ность использовать углеродистый феррохром;

- применить бескремнистое вакуум-углеродное раскисление с последующей окончательной обработ-кой расплава комплексными сплавами типа Са-Аl-РЗМ-Si, что позволит улучшить качество деформи-рованных сталей ответственного назначения за счет снижения в 1,5-2 раза количества неметаллических включений и повышения технологической пластич-ности [3];

- использовать порошковую проволоку при об-работке стали в установке ковш-печь, промковше и кристаллизаторе МНЛЗ для десульфурации и моди-фицирования металла, что увеличивает степень их усвоения, особенно элементов с повышенным срод-ством к кислороду; экономит лигатуру; стабилизи-рует химический состав стали; улучшает санитарно-гигиенические условия в цехах (рис. 2);

- освоить производство и непрерывную разлив-ку микролегированных азотом и ванадием углероди-стых сталей строительной номенклатуры с повышен-ной на 30-40 % прочностью, а также конструкцион-ных и специальных легированных сталей с увеличен-ным в 2-3 раза эксплуатационным ресурсом при су-щественном снижении расхода легирующих элемен-тов (рис. 3);

- оборудовать промковши высокоэффективны-ми конструкциями перегородок и устройствами ди-намического воздействия на расплав, керамическими фильтрационными вставками, что обеспечивает сни-жение в 2-2,5 раза загрязненности стали неметалли-ческими включениями и отвечает современным тре-бованиям к качеству и зарубежным стандартам [4];

- освоить технологию газоимпульсного переме-

шивания стали в кристаллизаторе путем циклическо-го (с частотой 1,5–2,5 Гц) изменения давления в по-лости погружного стакана для более эффективного удаления неметаллических включений и повышения структурной однородности заготовок с сокращением на 10 % времени затвердевания металла, снижением анизотропии механических характеристик проката и увеличением на 15-25 % ударной вязкости при отри-цательных температурах (рис. 4);

- создать новейшую технологию и конструкцию машины полунепрерывного литья заготовок с маг-нитодинамическим промковшом для производства слитков из специальных марок сталей на машино-строительных и миниметаллургических заводах.

- создать систему компьютерного управления расходом металла, скоростью вытяжки заготовки и ее вторичным охлаждением на основе комплексно-го световодного и радиолокационного, контактно-го и многоцветового бесконтактного непрерывного контроля теплофизических параметров, определяю-щих процессы формирования заготовки в кристалли-заторе: температуры расплава в промежуточном ков-ше, уровня и толщины шлакового покрытия металла в кристаллизаторе, количества отводимого кристал-лизатором тепла, температуры поверхности заготов-ки под кристаллизатором и в зоне вторичного охлаж-дения, что обеспечит требуемые для получения каче-ственного проката минимальные термические напря-жения и структурную однородность заготовки, по-вышение производительности разливки и исключит прорывы металла под кристаллизатором (рис. 5).

Большой интерес специалистов должны вызвать 15 предложений и новых идей, которые еще должны быть подвергнуты опытно-промышленной провер-ке на отечественных предприятиях. Среди них мож-но выделить применение в установках «ковш-печь» электродуговых нагревателей на постоянном токе и плазмотронов; агрегат для десульфурации чугуна и стали магнием, восстановленным в зоне погружен-ной в металл электрической дуги; разработку для различных МНЛЗ многофункционального магнито-динамического промковша, обеспечивающего ма-лонапорную подачу стали в кристаллизатор в узком температурном интервале и электромагнитное управ-ление расходом металла без стопорных и шиберных затворов; разработку оборудования и новых техноло-

Рис. 5. Схема непрерывного контроля и управления НРС

а бРис. 6. Схемы установок для непрерывной отливки тонких слябов: а - непрерывная разливка тонкого сляба с использо-ванием магнитодинамического промковша; б – горизонтальная тонкослябовая МНЛЗ: 1 – кристаллизатор; 2 – торец; 3 – ме-таллоприемник; 4 – металлопровод; 5 – статор линейного дви-гателя

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 27

СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВОгий непрерывной отливки тонких слябов (рис. 6); вы-бор шлакообразующих смесей для защиты мениска металла, отвечающих мировым стандартам и средств их автоматической подачи в кристаллизатор [5].

Концептуальные предложения МНТС направле-ны во все правительственные и руководящие инстан-ции, в том числе в Верховную Раду: подготовить и принять закон Украины о налоговом стимулировании предприятий, модернизирующих и создающих новое оборудование с использованием отечественных тех-нологий, не уступающих лучшим мировым образцам, и закон о защите интеллектуальной собственности с регламентированием размеров вознаграждений.

Библиографический список1. Харахулах В.С., Лесовой В.В., Мельник В.М. Состояние сталеплавильного производства в Украине и перспективы развития с внедрением

современных технологий до 2010 года // Металл и литье Украины. - 2006. - № 1. - С. 4-7. 2. Смирнов А.Н., Сафонов В.М., Дорохова Л.В., Цупрун А.Р. Металлургические мини-заводы. - Донецк: НОРД-ПРЕСС, 2005. – 449 с. 3. Гольдштейн Я.Е., Мизин В.Г. Модифицирова-ние и микролегирование чугуна и стали. - М.: Ме-таллургия. - 1986. – 272 с. 4. Ефимов Г.В., Ефимова В.Г., Диюк Е.Ф. и др. // Сб. тезисов докл. Междунар. научн.-техн. конгр. «Про-цессы плавки, обработки и разливки металлов: от-ливки, слитки, заготовки». – К., 2006. - С. 14-16. 5. Найдек В.Л., Курпас В.И., Мельник С.Г., По-живанов М.А. Рециркуляция шлака в техноло-гических процессах производства стали //Сталь. - 2009. - № 8. - С. 27-3.


УДК 669.18.046.518 (477) Смирнов А.Н. /д.т.н./ ДонНТУ

Пятьдесят лет непрерывной разливке стали в УкраинеВ Украине за последние десятилетия сформировалось не только мощное сталелитейное

производство, базирующееся на непрерывной разливке стали, но также и научная, проектная и машиностроительная базы ее составляющие. Ил.1 Табл.1

Ключевые слова: непрерывная разливка, МНЛЗ, реконструкция конвертерного цеха, сталеплавильный комплекс

Not only heavy steelmaking based on continuous steel casting but also its scientifi c, design and machine-building components have formed for the last decades in Ukraine.

Keywords: continuous casting, continuous-casting machine, reconstruction of converter plant, steelmaking complex

Обзор

© Смирнов А.Н., 2010 г.

Непрерывная разливка стали как промышленный метод формообразования стальных заготовок явля-ется, по сути, наиболее молодой и быстро развиваю-щейся технологией в системе производства и разлив-ки металла. В настоящее время непрерывная разлив-ка стали освоена более чем в 90 странах мира. Успеш-но действует примерно 2 тысячи машин для непре-рывной разливки заготовок (МНЛЗ) различной кон-струкции и назначения, что позволяет отливать на них свыше 93 % всей выплавляемой стали в мире. При этом промышленно производятся непрерывно-литые заготовки следующих максимальных сечений: блюм 600 х 670 мм, сляб 250 х 3200 мм и круг диа-метром 600 мм. В большинстве развитых стран мира показатель доли непрерывной разливки колеблется от 95 до 100 %. Так, в 2008 г. (рекордный показатель) не-прерывным способом отлито 1,228 млрд. т заготовки.

Процесс непрерывной разливки стали продол-жает совершенствоваться и развиваться в конструк-ционном и технологическом плане. Так, в послед-ние два десятилетия получила широкое промышлен-ное развитие концепция получения плоского прока-

та на так называемых «литейно-прокатных агрега-тах» (ЛПА), совмещающих процесс затвердевания и прокатки. Буквально в последние годы промышлен-но освоена технология и оборудование для разливки стали на тонкую полосу, что раскрывает новые воз-можности в части энергосбережения. Ожидается, что практически полное оснащение предприятий черной металлургии машинами непрерывной разливки стали произойдет примерно к 2020 г.

Собственно пришествие технологии и оборудова-ния для непрерывной разливки стали в промышлен-ные сталеплавильные цеха состоялось в конце 50-х – начале 60-х годов прошлого столетия. При этом одна из первых крупных промышленных установок для непрерывной разливки слябов в мире была успешно запущена в июне 1960 г. в мартеновском цехе Донец-кого металлургического завода (ДМЗ). Строитель-ство машины и периферийных объектов было нача-то во второй половине 1958 г. Примечательно, что эта машина продолжает работать и в настоящее время. Так, вся сталь, произведенная в мартеновском цехе в 2009 г., была разлита на ней.

Рассматривая это событие в историческом ракур-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 328

СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВОсе, можно утверждать, что в Украине в 1960 г. появи-лись технологии и оборудование, которые олицетво-ряли собой будущий прогресс в мировой черной ме-таллургии. Фактически эта машина для непрерывной разливки заготовок (МНЛЗ) стала базовым объектом для дальнейших исследований и развития процессов литья, а также обучения кадров для многих металлур-гических предприятий в СССР и за его пределами. В течение многих лет промышленная эксплуатация донецкой МНЛЗ сопровождалась эффективной со-вместной работой ученых-теоретиков, исследовате-лей, конструкторов и заводских специалистов. В раз-ное время в состав таких научно-исследовательских групп входили ставшие затем известными учеными проф. Дюдкин Д.А (первый мастер МНЛЗ), чл.-корр. АН СССР Ефименко С.П., чл.-корр. НАН Украины Пилюшенко В.Л.

Появлению промышленной установки для не-прерывной разливки стали в Донецке предшествова-ла целая совокупность событий. Во-первых, эта уста-новка стала результатом колоссальных усилий веду-щих институтов, специальных лабораторий и кон-структорских бюро: ЦНИИчермет им. И.П. Барди-на, СКБ института «Стальпроект», Всесоюзный ин-ститут огнеупоров, ВНИИметмаш, Южно-Уральский машиностроительный завод, Уралмашзавод. В Укра-ине основные усилия по изучению процесса непре-рывной разливки в 60-70-е годы прошлого века были сконцентрированы в научно-исследовательском ин-ституте УкрНИИМет (Харьков). При этом в отличие от преобладающей в ЦНИИчермет идеологии разви-тия вертикальных МНЛЗ, в УкрНИИМет развивали концепцию радиальных МНЛЗ (В.Т. Сладкоштеев). В дальнейшем значительные усилия специалистов УкрНИИМет были сконцентрированы на разработке концепции горизонтальных машин непрерывной раз-ливки металла, получившей широкое распростране-ние в цветной металлургии.

Значимую роль в успешной реализации непре-рывной разливки в мартеновском цехе сыграла тща-тельная подготовка кадров: бригадиров, операторов и мастеров. Декан металлургического факультета и за-ведующий кафедрой «Металлургия стали» Донецко-го политехнического института (ДПИ) М.Н. Стрелец за несколько лет до пуска подобрал группу студентов, которые проявили интерес работать на установке не-прерывной разливки. Эта группа студентов прошла практику на промышленной установке непрерыв-ной разливки в г. Сормово и выполнила дипломные работы по этой теме. Учитывая отсутствие достаточ-ной для обучения студентов информации о непрерыв-ной разливке, М.Н. Стрелец издает в 1961 г. первое в своем роде учебное пособие «Непрерывная разливка стали». В последующие годы кафедра «Металлургия стали» совместно с инженерно-техническими специ-алистами ДМЗ стала главным центром подготовки кадров для непрерывной разливки. В это время прош-ли промышленное опробование и были реализованы многие концептуальные решения, которые касались прогрессивных идей в части технологии разливки и

конструкции МНЛЗ, а также ее отдельных узлов.Работы по совершенствованию технологических

и конструктивных решений для МНЛЗ мартеновского цеха ДМЗ начались практически с момента ее пуска и продолжаются по сегодняшний день. Так, совершен-ствование механизма качания кристаллизатора, зоны вторичного охлаждения и тянущей клети было объек-том комплексных исследований ученых ДПИ под ру-ководством М.З. Левина. В Институте Проблем Ли-тья АН Украины были выполнены многочисленные прикладные исследования, позволившие расширить представления о процессах затвердевания стали в кристаллизаторе. Руководителем этого направления в течение многих лет был академик Ефимов В.А.

В течение многих лет установка непрерывной разливки стали ДМЗ была объектом пристального изучения не только для специалистов СССР, но и для многих других стран мира. Ее посещали многие де-сятки делегаций из Европы, Азии и Америки.

В 60-е – начало 70-х гг. прошлого века процесс непрерывной разливки стали получил достаточное распространение и был внедрен на ряде металлурги-ческих заводов в ведущих странах мира. Тем не ме-нее, объемы непрерывной разливки стали еще в нача-ле 70-х гг. составляли около 4 %. В этот период про-изводителям МНЛЗ пришлось конкурировать с кон-сервативным, но сравнительно дешевым процессом разливки стали в слитки, а также инерционностью мышления ряда руководителей отрасли. Однако опыт ряда сталеплавильных цехов, спроектированных ис-ключительно под разливку стали непрерывным спо-собом (например, первый конвертерный цех Новоли-пецкого металлургического комбината), убедительно доказал его преимущества. Мировая практика пока-зала, что наиболее эффективно непрерывная разлив-ка адаптируется в конвертерных и электросталепла-вильных цехах.

В этот период в максимальной степени прояви-лись преимущества непрерывной разливки – высокая экономическая эффективность, энерго- и ресурсо-сбережение, а также полная адаптация к конкретным требованиям прокатного передела. В целом к концу этого периода стало совершенно очевидным, что не-прерывнолитая заготовка не уступает по качеству за-готовке, полученной прокаткой на обжимном стане. Выход годной заготовки составлял уже 94-97 % (про-тив 78-82 % при разливке в слитки), что в совокупно-сти с исключением из системы технологических про-цессов энергоемких обжимных станов рассматрива-лось как одно из наиболее эффективных энерго- и ре-сурсосберегающих мероприятий в черной металлур-гии в целом.

Применительно к Украине следует отметить, что ко второй половине 60-х годов основные сталепла-вильные цеха были уже построены или находились в стадии завершения строительства. Поэтому рас-пространение непрерывной разливки сдерживалось вполне объективными причинами: отсутствием но-вых цехов и наличием большого количества марте-новских цехов (и блюмингов), где реализация тех-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 29

СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВООсновны

е данные ма

шин

для

непреры

вной

разливки стали Ук

раины

в 2

009 г.

Завод

Тип плавиль-

ного

цеха

(но-

минальная

ем

кость,

т)

Внепечная

об-

работка

Начало экс-

плуатации/

реконструк

-ция*


маш

ин х

ко-

личество

ручьев

Тип МНЛЗ

(кон

-струкция

)Сечение

заго-

товки,

мм

Годовое производство

, млн

. т

2009

2008

2007

ОАО

«Донецкий металлурги-

ческий

завод

«Донецк-Сталь

»,

Донецк

Мартен

(150т)

Ковш

-печь

1960

2003

*1х

4вертикальная

150х

600

–20

0х12

000,

500,

500,

58

ОАО

«Металлургический ком

-бинат

«Азовсталь

»,

Мариуполь

ККЦ

(350

т)

Продувка ар

-гоном

в ковше,

ковш

-печь,

вакуум

атор

VD

1977

2005

*3х

2радиальная

200 х

1200

–31

5 х

1900

3,81

4,08

4,41

2008

1х2

Криволинейная с

загибом

(220

-270

) х

(150

0-21

00)

ДП

«Завод утяж

еленны

х и

ведущих

бурильных труб

»,

Сум

ы

ЭСПЦ

(18 т)

AS

EA

-SK

FV

OD

1987

1х2

Вертикальная

200

- 500

0,04

0,04

0,05

ОАО

«Мариупольский

метал

-лургический комбинат им

. Ильича»

, Мариуполь

ККЦ

(160

т)

Продувка арго

-ном

в ковше

1993

2х1

Радиальная

250 х

(150

0-19

00)

1,91

2,82

2,97

2006

1х1


загибом

150 х

(110

0-19

00)

ОАО

«Днепровский

металлур-

гический

ком

бинат»

, Днепродзерж

инск

ККЦ

(230

т)

Продувка арго

-ном

в ковше,

ковш

-печь

1994

2х6


335х

400

2,33

1,41

1,40

2008

1х7


100

-160

ЗАО

«Мини-металлурги-

ческий

завод

«IS

TIL

(Украи

-на

)», Д

онецк

ЭСПЦ

(120

т)

Ковш

-печь,

вакуум

атор

VD

1999

1х6


100

-150

●120

-180

0,52

0,97

0,87

ОАО


металлур-

гический

завод

», Енакиево

ККЦ

(160

т)

Ковш

-печь

2001

2002

2х6


120

- 150

2,27

2,26

2,27

ОАО


металлурги-

ческий

ком

бинат»

, Алчевск

ДСПА

(600т)

ККЦ

(300

т)

Ковш

-печь

Вакууматор

V

D/V

OD

2005

2006

2х2


загибом

(200

-300

) х

(100

0-20

00)

2,42

2,52

2,16

ООО

«Электросталь»

, Курахово

ЭСПЦ

(50 т)

Ковш

-печь

2008

1х3


100

- 135

0,41

0,10

-

ЗАО

«Азовэлектросталь»

, Мариуполь

ЭСПЦ

(60 т)

Ковш

-печь,

ва-

куум

атор

VD

2008

1х2


250

●400

0,16

--

Стил Групп

«ТСА

», Павлоград

ЭСПЦ

(2х1

5 т)

Ковш

-печь

2009

1х2


110

- 150

0,00

3-

-

В целом

по Украине

14,3

714

,70

14,7

1

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 330


Рисунок. Динамика изменения разливки стали на МНЛЗ в Украине

нологии непрерывной разливки представлялась наи-более затруднительной. Это привело к формирова-нию целого спектра противоречивых проблем в ме-таллургическом комплексе Украины, которые пре-допределили ее несбалансированность в экономиче-ском и технологическом плане, проявившуюся наи-более остро в последние два десятилетия. Объектив-ным следствием несовершенной концепции развития черной металлургии Украины в 80-е и 90-е гг. явился тот факт, что в настоящий момент приходится гово-рить о самом высоком уровне потребления сырья, ог-неупоров, топлива и энергии - эти показатели выше на 20-30 % соответствующих показателей в развитых странах.

В 1975 г. в институте ДонНИИчермет создается лаборатория непрерывной разливки стали под руко-водством Д.А. Дюдкина. В лаборатории большое вни-мание уделялось совершенствованию процесса раз-ливки стали на МНЛЗ. Среди оригинальных разра-боток лаборатории необходимо, например, выделить обоснование и создание МНЛЗ наклонного типа. Опытно-промышленная наклонная МНЛЗ с сечени-ем сляба 150х500 мм была сооружена в мартеновском цехе ДМЗ в конце 70-х гг.

Только в 1977 г. в Украине был сделан следую-щий шаг в освоении непрерывной разливки стали: на Мариупольском МК «Азовсталь» был пущен в экс-плуатацию один из крупнейших в мире кислородно-конвертерных цехов (2 конвертера по 330 т) со 100 % разливкой стали на слябовых МНЛЗ. Всего было по-строено и пущено в эксплуатацию три двухручьевых слябовых МНЛЗ с годовым номинальным объемом производства 4,5 млн. т. Максимальный размер сля-ба 315х1900 мм. Этот цех и в настоящее время оста-ется одним из ведущих производителей сляба в Укра-ине. Уже в 2005 г. две 2 МНЛЗ были реконструирова-ны: проект реконструкции и изготовление оборудова-ния осуществлено Новокраматорским машиностро-ительным заводом (НКМЗ). Кроме того, в 2008 г. на комбинате в эксплуатацию введена современная сля-бовая МНЛЗ (производитель оборудования – фирма «Danieli», Италия). Продукция МК «Азовсталь» вы-соко котируется на мировом рынке.

В 1984 г. в недавно построенном ЭСПЦ ДМЗ была пущена в эксплуатацию вертикальная четырехручье-вая блюмовая МНЛЗ. В течение ряда лет на этой ма-шине был отработан комплекс технологических про-цессов по внепечной обработке (вакуумированию) и разливке качественных низколегированных сталей, в том числе трубных и подшипниковых. В 90-е годы эта МНЛЗ была выведена из эксплуатации по ряду соображений технического характера.

В 1985-1987 гг. на Константиновском огнеупор-ном заводе было организовано производство изоста-тических огнеупоров для непрерывной разливки ста-ли: стопоры-моноблоки, погружные стаканы, защит-ные трубы. К тому времени на Красноармейском ди-насовом заводе уже было освоено производство цир-коновых стаканов-дозаторов для промковшей, кото-рые использовались на большинстве МНЛЗ метал-

лургических заводов СССР. Несколько позднее на Красногоровском огнеупорном заводе было освое-но производство кварцевых шликернолитых погруж-ных стаканов и защитных труб. Все технологии про-изводства огнеупоров были разработаны во Всесоюз-ном научно-исследовательском институте огнеупо-ров (Ленинград).

В 1987 г. в составе ОАО СМНПО «им. Фрунзе» (Сумы) был построен и введен в эксплуатацию уни-кальный мини-завод по производству утяжеленных бурильных и ведущих труб для нефтяной промышлен-ности. Фирма «Danieli» создала завод малой мощно-сти, специализирующимся на производстве высоко-качественной конкурентоспособной на мировом рын-ке продукции с номинальным годовым объемом про-изводства около 80 тыс.т стали. Производство стали на нем осуществляется в двух 20-т дуговых сталепла-вильных печах, а внепечная обработка – на установ-ке ковш-печь типа ASEA-SKF. Непрерывная разливка стали осуществляется на двухручьевой вертикальной МНЛЗ, позволяющей получать блюмы сечением от 190х190 до 650х650 мм. Кроме того, в цехе запущена в эксплуатацию установка вакуум-кислородного обе-зуглероживания (VOD) для производства коррозион-ностойких сталей и углеродистых сталей с ультраниз-ким содержанием углерода.

В 1988 г. в Донецке был создан завод «Универ-сальное оборудование», на котором впервые в СССР было организовано промышленное производство по-рошковых проволок на основе силикокальция для об-работки стали (в ковше и промковше), которая затем разливалась на МНЛЗ. Это предприятие в течение многих лет поставляет продукцию на многие заводы Украины, России и Беларуси.

В 1989 г. в мартеновском цехе Краматорского ме-таллургического завода была сооружена четырехру-чьевая сортовая МНЛЗ горизонтального типа кон-струкции ВНИИметмаш, которая предполагала по-лучение квадратной заготовки сечением 175х175 мм с производительностью 80 т/час. Несмотря на значи-тельные усилия, приложенные сотрудниками инсти-тута и специалистами завода в течение нескольких лет, стабильной разливки и проектных показателей достигнуто не было. Это объясняется, прежде все-го, определенными концептуальными недоработка-ми в конструкции МНЛЗ (в частности, узла сопряже-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 31

СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВОния промковша и кристаллизатора), а также сложно-стями в подготовке стали к разливке в условиях ста-рого мартеновского цеха. В 90-е годы эта МНЛЗ была демонтирована.

В 1993 г. после завершения реконструкции кисло-родно-конвертерного цеха Мариупольского метал-лургического комбината им. Ильича, имеющего в своем составе 3 конвертера емкостью 160 т, были за-пущены в эксплуатацию две одноручьевые МНЛЗ с максимальным сечением сляба 315х1900 мм. В тече-ние последующих лет комбинат достиг выдающих-ся результатов в части эффективности работы МНЛЗ. Так, серийность разливки из одного промковша со-ставляет в среднем 20-24 плавки при работе машины в режиме «nonstop» в течение 120-130 ч. В 2006 г. за-пущена в эксплуатацию третья слябовая МНЛЗ (про-изводитель – фирма «VAI», Австрия). В этом цехе полностью освоена технология химического подо-грева и обработка стали порошковыми проволоками различного химического состава.

В 1994 г. выполнена реконструкция кислородно-конвертерного цеха Днепровского металлургического комбината (ДМК), имеющего в своем составе 2 кон-вертера емкостью 250 т каждый и две шестиручьевых блюмовых МНЛЗ. На ДМК впервые для стран СНГ была освоена разливка длинными и сверхдлинными сериями (20-24 плавки) из шестиручьевого проме-жуточного ковша. Кроме того, в промышленном мас-штабе была освоена разливка сортовой заготовки за-крытой струей «под уровень» на двух ручьях одно-временно с разливкой блюмовой заготовки на осталь-ных ручьях. В 2008 г. в конвертерном цехе ДМК успешно запущена в эксплуатацию семиручьевая со-ртовая МНЛЗ с номинальным объемом производ-ства 1,7 млн. т заготовки в год (производитель – фир-ма «Siemens-VAI»). В настоящее время на месте сне-сенной блюмовой МНЛЗ сооружается вторая сорто-вая МНЛЗ с аналогичными эксплуатационными па-раметрами. С ее пуском в 2010 г. на комбинате будут созданы условия для разливки на МНЛЗ практически всей выплавляемой стали.

В 1999 г. после выделения из состава ДМЗ ряда цехов и организации нового предприятия ЗАО «ММЗ «ИСТИЛ (Украина)» запущена шестиручьевая со-ртовая МНЛЗ (производитель фирма «Danieli»). Эта МНЛЗ позволяет получать высококондиционную со-ртовую заготовку квадратного и круглого сечения при разливке открытой и закрытой струей. МНЛЗ входит в состав сталеплавильного комплекса, включающего современную 120-т электродуговую печь, ковш-печь и вакуумную станцию VD/VOD. Достигнутый ре-кордный объем разливки стали на сортовой МНЛЗ составил 0,97 млн. т в год.

В 2002-2003 гг. после реконструкции кислородно-конвертерного цеха ОАО «Енакиевский металлурги-ческий завод» (ОАО «ЕМЗ») в эксплуатацию были запущены две шестиручьевые сортовые МНЛЗ для производства квадратной заготовки. Машины были сконструированы и изготовлены на НКМЗ. В период 2007-2009 гг. объем разливаемой стали составил

2,27 млн. т в год. При этом рекордное производство одной МНЛЗ в месяц составляет 108-110 тыс. т. Вы-сокая производительность этих МНЛЗ достигнута в результате комплекса технологических мероприятий, обеспечивающих гармонизацию процессов выплавки, внепечной обработки и разливки стали. Благодаря этому обеспечена разливка стали сверхдлинными сериями (среднемесячный показатель серийности 35-43 плавки), что обеспечивает существенный энерго- и ресурсосберегающий эффект, а также повышение производительности машин. В настоящее время ОАО «ЕМЗ» является одним из крупнейших производителей сортовой заготовки в Европе. Дальнейшее развитие процесса производства сортовой заготовки на ОАО «ЕМЗ» рассматривается в ракурсе повышения экспортного потенциала и конкурентоспособности металлопродукции.

В 2005-2006 гг. в рамках коренной реконструкции и сооружения современного конвертерного цеха в ОАО «Алчевский металлургический комбинат» (ОАО «АМК») успешно вводятся в эксплуатацию две высо-копроизводительные двухручьевые слябовые МНЛЗ (производитель – фирма «Siemens-VAI»). Постро-енный конвертерный цех, оснащенный двумя 300-т конвертерами с комбинированной продувкой, двух-позиционной установкой ковш-печь и вакууматором VD/VOD, имеет номинальный показатель годового производства на уровне 5,5-6,0 млн. т. В настоящее время конвертерный цех и, в частности, МНЛЗ ОАО «АМК», являются высокофункциональным техноло-гическим построением, соответствующим лучшим мировым аналогам. На комбинате освоено производ-ство и разливка широкого спектра высококачествен-ных сталей, начиная со сверхнизкоуглеродистых и за-канчивая высокопрочными для производства труб от-ветственного назначения.

Весной 2008 г. был запущен в эксплуатацию ста-леплавильный комплекс ООО «Электросталь» (Ку-рахово), построенный по концепции мини-завода со стратегией минимизации издержек. Запуск был про-изведен силами специалистов ООО «Электросталь» и фирмы «SТВ» (Италия). В состав комплекса входят 50-т дуговая печь, установка ковш-печь и трехручье-вая сортовая МНЛЗ. Уже после трех месяцев работы комплекса была достигнута его проектная мощность на уровне 25 тыс. т заготовки в месяц. А по итогам 2009 г. произведено 418 тыс. т стали, что почти в 1,5 раза превышает проектный показатель. Разливка ста-ли производится с использованием системы быстрой замены стаканов-дозаторов, что обеспечивает сред-нюю серийность на уровне 40 плавок (рекордная се-рия - 63 плавки длительностью 60 ч 40 мин при сред-ней производительности 62 т/ч).

Осенью 2008 г. успешно запущен в эксплуатацию еще один мини-завод - ЗАО «Азовэлектросталь», по-строенный на базе электросталеплавильного цеха концерна «Азовмаш» (Мариуполь). В состав стале-плавильного комплекса входит 50-т дуговая стале-плавильная печь, установка ковш-печь, вакуумная станция VD/VOD, установка ковш-печь ASEA-SKF

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 332


и двухручьевая блюмовая МНЛЗ, позволяющая по-лучать квадратную и круглую заготовку. Основным поставщиком оборудования выступила итальянская фирма «SТВ». Проектная мощность комплекса оце-нивается специалистами на уровне 300 тыс. т каче-ственной заготовки в год. Завод ориентирован на по-лучение товарной непрерывнолитой заготовки, по-скольку не располагает собственным прокатным про-изводством.

В конце 2009 г. стартовало сортовое производ-ство на новом ММЗ ЗАО «Стил Групп «ТСА» (Пав-лоград). Сталеплавильный комплекс оснащен двумя 15-т дуговыми сталеплавильными печами, установ-кой ковш-печь и двухручьевой сортовой МНЛЗ. Про-ектный объем производства – 200 тыс. т заготовки в год. Предполагается, что в будущем получаемая за-готовка будет перекатываться непосредственно на за-воде.

Подводя итоги 50-летнего промышленного при-менения непрерывной разливки стали в Украине, не-обходимо отметить прежде всего, что эта техноло-гия во многом повлияла на развитие отечественного сталеплавильного комплекса. В Украине за послед-ние десятилетия сформировалось не только мощное сталелитейное производство, базирующееся на не-прерывной разливке стали (таблица), но также и на-учная, проектная и машиностроительная составляю-щие ее обеспечивающие.

Так, УкрГНТЦ «Энергосталь» и ГП «Укргипро-мез» выполняют весь комплекс проектирования ме-таллургических заводов и цехов с машинами непре-рывной разливки стали для многих предприятий в странах СНГ. НКМЗ успешно реализовал проек-ты высокопроизводительных сортовых и слябовых МНЛЗ и вполне конкурентоспособен с ведущими производителями МНЛЗ в мире.

Технологии непрерывной разливки металла ши-роко используются при производстве цветных метал-лов и сплавов. На ОАО «Артемовский завод по об-работке цветных металлов», например, успешно экс-плуатируются вертикальные машины для полуне-прерывной разливки меди и ее сплавов на круглые и плоские слитки крупных сечений, горизонтальные МНЛЗ для получения круглой и трубной полой заго-товки, а также литейно-прокатный модуль для полу-чения катанки.

Среди положительных моментов в эволюции ме-таллургического комплекса Украины в XXI веке мож-но выделить следующее:

- по объемам разливаемой непрерывным спосо-бом стали в 2009 г. украинская металлургия занимает

12-ю позицию в мире и 4-ю (после России, Германии и Италии) в Европе;

- непрерывная разливка стали как базовый техно-логический процесс присутствует на 11 металлурги-ческих предприятиях Украины, из которых 5 являют-ся предприятиями полного металлургического цикла с производством стали в конвертерах;

- доля конвертерной стали в общем объеме ста-ли, разливаемой непрерывным способом, составляет 88-89 %; при этом 61,8 % конвертерной стали разли-вается на МНЛЗ (рисунок).

- процесс непрерывной разливки стал стержне-вым элементом в электросталеплавильных цехах и мини-заводах Украины и обусловил появление новых конкурентоспособных предприятий; доля электро-стали, разливаемой непрерывным способом, состав-ляет более 85 %, а на ряде заводов разливка в слитки вообще не предусмотрена технологическим постро-ением;

- отечественная металлургия располагает соб-ственным производителем оборудования для слябо-вых и сортовых МНЛЗ – НКМЗ –, который успешно конкурирует с ведущими мировыми производителя-ми на внутреннем и мировом рынках;

- в Украине успешно функционируют два проект-ных института, которые выполняют комплекс услуг по проектированию сталеплавильных цехов и ком-плексов для непрерывной разливки стали.

В качестве негативных моментов следует обра-тить внимание на следующее:

-доля стали, разливаемой непрерывным спосо-бом, составляет чуть менее 50 % (по данным 2009 г.), что следует рассматривать как крайне низкий пока-затель;

- отсутствие в Украине производителей высоко-качественных огнеупоров, которые обеспечивали бы нужды МНЛЗ (огнеупоры для промковшей и дозиро-вания стали);

- отсутствие в Украине промышленного произ-водства ряда крайне важных для функционирова-ния МНЛЗ сменных и расходуемых деталей и изде-лий (например, кристаллизаторов, форсунок для рас-пыления воды, устройств для быстрой замены стака-нов и пр.);

-отсутствие в Украине разработок, которые бы соответствовали передовому уровню развития на-уки и технологии непрерывной разливки: литейно-прокатных модулей и машин для непрерывной раз-ливки литья.

Редколлегия приглашает к обсуждению в журнале роли и места непрерывной разливки на предприятиях. Просим высказаться уче-ных, производственников, чья деятельность связана с непрерывной разливкой стали.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 33

УДК 669.2\8-154:621.315.5.92 Приходько Э.В. /д.т.н./, Тогобицкая Д.Н. /д.т.н./, Петров А.Ф., Хамхотько А.Ф. /к.т.н./, Греков С.В.Институт черной металлургии НАН Украины

Прогнозирование физико-химических свойств шлаков производства марганцевых ферросплавов*

© Приходько Э.В., Тогобицкая Д.Н., Петров А.Ф., Хамхотько А.Ф., Греков С.В., 2010 г.

* Работа выполнена при финансовой поддержке Фонда фундаментальных исследований НАН Украины (грант №11 01-08 от 21.04.08)

С позиций физико-химической модели, трактующей шлаковый расплав любого состава как хи-мически единую систему, с учетом температурного фактора, разработаны модели для прогнози-рования вязкости, электропроводности, температуры кристаллизации и поверхностного натя-жения шлаков производства марганцевых ферросплавов. Ил. 3. Табл. 3. Библиогр.: 10 назв.

Ключевые слова: шлаки, ферросплавы, химический состав, модель, интегральные параме-тры, регрессионные уравнения, физико-химические свойства шлаков

To forecast viscosity, electrical conduction, crystallization temperature and surface tension of manganese ferroalloy production slag, the models were developed taking into account the temperature factor and in view of physic-chemical model defi ning the slag melt of any composition as chemically uniform system.

Keywords: slag, ferroalloys, chemical composition, model, integral parameters, regression equations, physic-chemical properties of slag

ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ

Ферросплавы получаются в основном карботер-мическим восстановлением минерального сырья в электропечи. Параметры руднотермической плавки и выход продукта в значительной степени зависят от физико-химических свойств оксидных расплавов, как при шлаковых, так и бесшлаковых процессах. В слу-чае использования бесшлаковой технологии, т.е. ког-да печь работает на полное восстановление оксидов, ферросплав формируется в вязком полужидком слое. При выплавке традиционных сплавов – силикомарга-нец и ферромарганец - роль шлаковой фазы очевидна.

При плавке марганцевых руд и концентратов об-разующиеся шлаки, представляют многокомпонент-ную систему, состоящую из оксидов Mn, Si, Ca, Al, Mg и Fe. В этой шестикомпонентной системе оксидов интерес для технологии, как правило, представляют пяти- или четырехкомпонентные ее части.

По данным исследований [1], восстановление ок-сидов железа в рудной электрометаллургии марган-ца начинается в самых верхних горизонтах печи еще при твердом состоянии шихтовых материалов и прак-тически полностью завершается до зоны печи с тем-пературой 1300-1400 oС. Поэтому конечный шлак производства марганцевых сплавов в заключитель-ной стадии процесса в электропечи может быть опи-сан в большинстве случаев на основе четырехкомпо-нентной системы MnO-CaO-Al2O3-SiO2, поскольку суммарное содержание других компонентов (MgO, FeO, P2O5, S), как правило, не превышает 10 %.

При этом физико-химические свойства послед-ней системы оказывают решающее влияние на вы-ходные показатели технологии в целом. Однако в до-ступной литературе отсутствуют данные об указан-ных свойствах в объеме, достаточном для охвата в

виде диаграммы состав-свойство области распла-вов системы MnO-CaO-Al2O3-SiO2, непосредственно характеризующей промежуточные и конечные шла-ки ферромарганца и силикомарганца. Имеются сведе-ния по физико-химическим свойствам расплавов, от-носящихся, в основном, к граничным тройным диа-граммам указанной общей системы или же локаль-ным участкам ее четверных систем. Большинство на-туральных шлаков по составу охватывают только от-дельные участки вышеуказанной системы. К тому же эти сведения не систематизированы, отсутствуют ди-аграммы состав-свойство, что главным образом обу-словлено отсутствием эффективных методик иссле-дования многокомпонентных систем.

Неоднократно предпринимались попытки сфор-мулировать качественные и количественные зави-симости свойств оксидных материалов от основно-сти, определяемой по отношению основных окислов к кислым. Установлено, что величины свойств могут оставаться постоянными при изменении основности или, наоборот, изменяться в широких пределах при ее постоянстве. Поэтому в многокомпонентных шла-ках при одновременном изменении концентраций не-скольких компонентов даже качественное прогнози-рование характера изменения свойств при помощи понятия основность является проблематичным, что косвенно подтверждается наличием ряда формул для вычисления этого критерия. Очевидно, что при оцен-ке зависимости свойств оксидных систем от состава следует учитывать влияние всех составляющих. Из-вестные методы расчета свойств оксидных систем (методы аддитивности, замещения и др.) ограниче-ны сравнительно узкой областью составов, что явля-ется логичным следствием отсутствия учета характе-

Наука

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 334

ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯристик межатомного взаимодействия и роли структу-ры расплавов в формировании их свойств.

Прикладные задачи в области определения основ-ных физико-химических свойств шлаков и оценки их рафинирующей способности решаются, как правило, эмпирическим путем – прямым экспериментом или на основе обработки фактического материала стати-стическими методами. Однако, регрессионным урав-нениям типа h, c, s = f (состав), независимо от уров-ня точности аппроксимации с их помощью опыт-ных данных свойственен принципиальный недоста-ток – парциальный вклад каждого компонента по-стулируется как постоянная величина, не зависящая от концентрации остальных составляющих системы. Попытки устранить этот недостаток за счет повыше-ния степени полинома приводят к утрате соответству-ющими моделями устойчивости. Поэтому сохраняет свое значение поиск нетрадиционных подходов и ме-тодов решения задач такого типа. В теории оксидных систем этот поиск связан, прежде всего, с попытками расчета по составу критериев, связанных со структу-рой соответствующих расплавов.

Используемая нами физико-химическая модель шлаковых расплавов [2] позволяет на численном уровне рассматривать весь комплекс подобных про-блем с единых научных позиций. Согласно ее пред-ставлениям, базирующимся на теории силикатных расплавов Аппена А.А., структуру расплавленного шлака можно представить в виде анионного каркаса, часть октаэдрических и тетраэдрических междоузлий которого заполнена катионами. Это допущение учи-тывает отсутствие у катионов стационарного анион-ного окружения и предполагает, что влияние катион-ного состава на свойства реализуется через измене-ние размеров и характера сочленения анионных по-лиэдров. Условие «стабильности» такой структуры записывается в виде системы урав не ний

RuЭ / RuMe - 0,53ZMe(Me-Э) - ZMe(Me-Me) = ––––––––––––– + 0,51; (1) 15,45 (tgαMe)

1,507

RuMe / RuЭ - 0,485 ZЭ(Э-Me) - ZЭ(Э-Э) = –––––––––––––––– + 0,275, (2)

6,067 tgαЭ - 0,1927первое из которых описывает в терминах эффек-

тивных зарядов (Z) и радиусов (Ru) условие равно-весия сил, действующих на атом в катионной подре-шетке, второе - в анионной. Для решения этой систе-мы уравнений методом итераций состав многоком-понентного оксидного расплава приводится к виду MeρO, где ρ - показатель стехиометрии. В результа-те по заданному составу шлака (независимо от числа его компонентов) определяется интегральный мо-дельный параметр его структуры: Δе - химичес кий эквивалент состава, в комплексном виде характери-зующий взаимодействие данного набора катионов с анионом-кислородом. Использование этого параме-тра в сочетании с показателем стехиометрии r позво-ляет независимо от сочетания и соотношения кон-центраций компонентов оксидных систем обобщить опытные данные в форме, пригодной для решения

задач прогнозирования. Исследование связи состав-свойство при таком подходе расчленяется на две ча-сти. Первая сводится к расчету модельных параме-тров, отражающих особенности структуры, а вторая – к установлению корреляций свойств с модельны-ми параметрами с использованием современных ма-тематических методов обработки. С позиций пред-ложенной модели были проанализированы экспери-ментальные данные о физико-химических свойствах марганецсодержащих шлаков: вязкость (η), электро-проводность (χ), поверхностное натяжение (σ), тем-пература конца кристаллизации (Т).

В качестве информационного обеспечения для решения задач прогнозирования физико-химических свойств марганцевых шлаков использовалась база «Шлак» [3]. Основу исследованного массива опыт-ных данных составили расплавы системы MnO-CaO-Al2O3-SiO2.

Вязкость шлака Как известно, вязкость шлака оказывает большое

влияние на условия разделения и осаждения жидких капель металла, а также тепло- и массообмен между слоем ферромарганца и оксидным расплавом. Вяз-кость шлака должна способствовать быстрому стече-нию капель металла в сплав, быстрой взаимной диф-фузии оксидов и восстановителя, а, следовательно, быстрому протеканию процесса, и, наконец, позво-лять оптимально распределять градиент температуры в расплаве. К сожалению, потери марганца со шла-ком только в виде металлических корольков при про-изводстве марганцевых сплавов значительны.

Как показано в работе [4], экспериментальные данные различных исследователей о вязкости и дру-гих свойствах шлаков системы MnO-CaO-Al2O3-SiO2 существенно различаются, что затрудняет их обоб-щение для прогнозирования свойств по химическо-му составу.

В работе [5] при исследовании связи между со-ставом 100 шлаков системы SiO2-Al2O3-CaO-MgO-MnO с их вязкостью и температурой плавления по-лучили уравнения регрессии в виде неполного поли-нома третьей степени. Естественно, подобного рода уравнения громоздки, применимы для ограниченного круга составов данной системы с низким содержани-ем MnO, а анализ их физического смысла затруднен.

С позиций разработанной теории [2], с учетом температурного фактора, была получена модель для прогнозирования вязкости системы MnO-CaO-Al2O3-SiO2. Для этого нами были использованы экспери-ментальные данные о вязкости справочного издания [6]. Диапазон содержания компонентов (масс. %) со-ставляет: MnO 5-20; CaO 20-50; SiO2 35-50; Al2O3 10.

Результаты проведенных исследований показали, что для прогнозирования вязкости системы MnO-CaO-Al2O3-SiO2, можно рекомендовать вариант с ми-нимальным числом используемых параметров. Так, в интервале температур 1250-1700 °C уравнение (3) ха-рактеризуется коэффициентам корреляции (r), меж-ду расчетными и экспериментальными данными на уровне 0,97.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 35


lgη = 0,0757Δe - 1,15ρ + 7388× T-1 - 4,42 (3)В табл. 1 приведена часть составов системы MnO-

CaO-Al2O3-SiO2 из работы [6]. Результаты обобщения этих данных уравнением (3) иллюстрирует рис. 1.

Такая точность для исследованного диапазона ко-леблемости состава и η расплавов свидетельствует о плодотворности идей, заложенных в разработанную физико-химическую модель их структуры. Анало-гичная картина наблюдается при исследовании связи между составом и другими свойствами шлаков.

Электропроводность – важнейшее физическое свойство расплавленных шлаков. Электропровод-ность зависит от размеров катионов и анионов и сте-пени взаимодействия между ними, т.е. определяется, в первую очередь, составом шлака. В промышленной практике производства марганцевых ферросплавов трехстадийным силикотермическим способом хими-ческие составы оксидных (шлаковых расплавов) су-щественно различаются. Если высокомарганцевый низкофосфористый передельный шлак по содержа-нию основных компонентов с достаточной точностью описывается системой MnO-SiO2, то конечный шлак выплавки металлического марганца имеет относи-тельно высокую основность, и его свойства должны рассматриваться в рамках трехкомпонентной систе-мы CaO-SiO2-MnO. Используя экспериментальные данные [7], методом корреляционно-регрессионного анализа нами установлено, что электропроводность при постоянной температуре 1500 °C расплавов си-стемы CaO-SiO2-MnO с высокой точностью (r = 0,98) может быть описана уравнением

lgχ = 6,63 ρ - 0,175 Δe - 5,55 . (4)На рис. 2 представлено сопоставление экспери-

ментальных и расчетных значений c оксидных рас-плавов трехкомпонентной системы CaO-SiO2-MnO, приведенных в работе [7].

С изложенных позиций нами проанализирова-ны данные о электропроводности расплавов системы MnO-CaO-Al2O3-SiO2 с учетом температуры в интер-вале 1250-1700 °C. В результате обработки результа-тов, представленных в работе [8] получили урав нение

lgχ = 4,65 ρ - 0,397 Δe – 7380× T-1 - 0,005. (5) Как следует из приведенных результатов, сочета-

ние модельных параметров ρ и Δe обеспечивает вы-сокую точность (r = 0,99) описания опытных данных в диапазоне составов (% вес.): MnO 5-20; CaO 20-50;

Рис. 1. Сравнение экспериментальных и рассчитанных зна-чений вязкости расплавов оксидной системы MnO-CaO-Al2O3-SiO2 по уравнению (3)

Таблица 1. Химический состав и модельные па-раметры четырехкомпонентной оксидной си-стемы MnO-CaO-Al2O3-SiO2

№Химсостав, % вес. Модельные параметры

MnO CaO SiO2 Al2O3 d Δe ρ tgα1 20,0 25,0 45,0 10,0 3,188 -3,743 0,664 0,11312 20,0 35,0 35,0 10,0 3,165 -3,349 0,712 0,11933 15,0 30,0 45,0 10,0 3,094 -3,429 0,666 0,11644 15,0 35,0 40,0 10,0 3,079 -3,228 0,690 0,11955 10,0 30,0 50,0 10,0 3,005 -3,294 0,647 0,11666 10,0 35,0 45,0 10,0 2,986 -3,085 0,669 0,11967 5,0 45,0 40,0 10,0 2,830 -2,469 0,694 0,12588 5,0 50,0 35,0 10,0 2,862 -2,614 0,684 0,1247

Рис. 2. Сопоставление экспериментальных и расчетных значений χ оксидных расплавов трехкомпонентной систе-мы CaO-SiO2-MnO при 1500 °C

SiO2 35-50; Al2O3 10.Поверхностное натяжение Исследование поверхностного натяжения дает

информацию о силах межчастичного взаимодей-ствия в оксидных расплавах. Величиной и изменени-ем поверхностного натяжения обусловлены многие поверхностные явления, вызываемые избытком сво-бодной энергии в пограничном слое – поверхност-ной энергией, повышенной активностью и ориента-цией молекул поверхностного слоя, особенностями его структуры и состава.

Анализ поверхностного натяжения расплавов си-стемы закись марганца-кремнезем-глинозем [8] при температуре 1500 °C показал, что значение s наибо-лее тесно связано с Δe и ρ, и описывается регрессион-ным уравнением (r = 0,98)

σ = 2004,0 ρ - 62,4 Δe -1206,9. (6)Сравнение расчетных по (5) и эксперименталь-

ных значений [9] приведено на рис. 3.При оценке точности приведенной зависимости

необходимо учитывать, что результаты измерений разными авторами s расплавов, близких по составам, хотя качественно подобны, однако в количественном отношении зачастую разнятся. Очевидно, что с уче-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 336


том этого описание экспериментальных данных по-верхностного натяжения при 1500 °C промышленных шлаков производства низкофосфористого углероди-стого ферромарганца [9], состав которых изменяли добавками соответствующих окислов для получения заданных отношений CaO/SiO2 (табл. 2), уравнением с коэффициентом корреляции (r = 0,95) следует при-знать вполне удовлетворительным

σ = 12147 ρ - 822,7 Δe – 11076. (7)Такая точность дает основания полагать, что ха-

рактер влияния изменения химического состава на s во всем интервале его эмпирических значений отра-жен правильно и, используя уравнение s = f (De, r), можно теоретически оценить эффективность влия-ния любых добавок к оксидному расплаву на его по-верхностное натяжение.

Температура плавления Определение интервала плавления для реальных

многокомпонентных металлургических шлаков со-пряжено с некоторыми трудностями, а имеющиеся данные о температурах начала и конца кристаллиза-ции весьма условны и часто противоречивы. Обобще-ние экспериментального материала затруднено мно-гообразием методик определения интервала плав-ления или кристаллизации оксидных систем, вслед-ствие чего опубликованные данные зачастую не дают конкретного представления, какая температура была определена: начала или конца кристаллизации, нача-ла или конца плавления и т.д. По данным [10] темпе-ратура конца кристаллизации (Ткк) соответствует рез-кому увеличению вязкости шлакового расплава до ве-личины 5 Па×с при его охлаждении.

Поскольку величина Δe является интегральной характеристикой взаимодействия катионов с аниона-ми, сопоставление Ткк с Δe позволяет косвенно оце-нить вклад связей катион-анион в формирование структуры и комплекса основных термодинамиче-ских свойств оксидных расплавов. Этот вклад явля-ется определяющим, хотя и не устраняет существен-

Таблица 2. Химический состав, модельные параметры и поверхностное натяжение шлаков низкофос-фористого ферромарганца при 1500 °С№п/п

Химический состав, % вес. Модельные параметрыσ, мДж/м2MnO CaO MgO SiO2 S Δe ρ

1 11,8 38,8 5,8 33,2 0,8 -3,096 0,739 4482 10,8 40,1 6,0 32,9 4,36 -2,919 0,748 4063 10,5 41,8 5,8 32,0 4,20 -2,858 0,757 4454 10,2 43,4 5,7 31,1 4,10 -2,798 0,760 4565 9,9 44,9 5,5 30,3 4,0 -2,739 0,765 468

Рис. 3. Соотношение экспериментальных и рассчитанных по уравнению (6) значений σ для системы MnO-SiO2-Al2O3 при 1500 °C

ного влияния других факторов. Одним из таких фак-торов является параметр r, характеризующий вероят-ность заполнения анионных междоузлий катионами. Комплексный учет параметров ρ и Δe позволил полу-чить уравнение (8) с коэффициентом корреляции (r = 0,92)

Ткк = 240,3 ρ + 92,8 Δe + 1355,3. (8)Такая точность при минимальном числе перемен-

ных позволяет рекомендовать уравнение (8) для про-гнозирования температуры конца кристаллизации (начала плавления) марганцевых шлаков любого со-става.

Состав некоторых марганцевых шлаков и их мо-дельные параметры приведены в табл. 3.

Таким образом, модельные параметры Δe и ρ име-ют четкую, содержательную интерпретацию, харак-теризуют химическую активность многокомпонент-ных оксидных систем при любом сочетании и соот-ношении компонентов. Это позволяет рекомендовать модели для расчета комплекса физико-химических

Таблица 3. Состав, параметры структуры и температура конца кристаллизации некоторых марганцевых шлаков№ Химсостав, % вес. Параметры Tкк,

°СSiO2 FeO Al2O3 MnO CaO MgO P2O5 ρ Δe1 18,0 2,37 5,72 54,7 16,3 0,67 - 0,811 -4,790 10602 14,4 0,68 4,60 47,9 12,2 0,46 - 0,814 -4,867 10753 20,6 4,16 4,38 59,3 9,62 0,57 - 0,796 -5,072 11304 16,68 7,97 5,68 43,76 26,5 0,81 - 0,828 -4,378 11705 28,8 0,24 8,20 21,0 39,1 1,18 - 0,749 -3,422 12406 29,6 0,38 9,17 15,9 42,13 0,70 - 0,742 -3,104 12458 18,2 32,0 2,30 14,0 25,1 6,0 1,45 0,816 -4,028 1170

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 37

УДК 669.168.3:669.713.6 Овчарук А.Н. /д.т.н./, Таран А.Ю., Руденко В.К. /к.т.н./НМетАУ


свойств марганцевых шлаковых расплавов, с целью их контроля и управления процессами выплавки марганцевых ферросплавов.

Выводы1. Установлены корреляционные связи физико-

химических свойств оксидных (шлаковых) расплавов с интегральными параметрами межатомного взаимо-действия Δe и ρ.

2. С позиции физико-химической модели, тракту-ющей шлаковый расплав любого состава как химиче-ски единую систему, с учетом температурного факто-ра, разработаны модели для прогнозирования свойств

(вязкости, электропроводности, поверхностного натяжения, температуры конца кристаллизации) мар-ганцевых шлаков ферросплавного производства при изменении их химсостава.

Библиографический список1. Гасик И.М. Электротермия марганца. – К.: Тех-ника, 1979. - 167 с.2. Приходько Э.В. Моделирование структуры при исследовании связи между составом и свойства-ми оксидных расплавов // Неорганические мате-риалы. - 1980. - Т. 16. - № 5. - С. 900-906. 3. Тогобицкая Д.Н., Хамхотько А.Ф., Белькова А.И., Лихачев Ю.М. От баз данных к базам зна-ний о свойствах металлургических шлаков // Научн.-техн. сб. ИЧМ «Фундаментальные и при-

кладные проблемы черной металлургии». – Дне-пропетровск, 2004. – Вып. 9. – С. 320-324. 4. Габдулин Т.Г., Такенов Т.Д., Байсанов С.О. и др. Физико-химические свойства марганцевых шла-ков. – Алма-Ата: Наука, 1994. – 332 с.5. Ганцеровский О.Г., Чепеленко Ю.В., Овчарук А.Н. // Изв. вузов. Черная металлургия. – 1977. - № 10. - С. 38-41.6. Транспортные свойства металлических и шла-ковых расплавов / Справочник под редакцией Н.А. Ватолина. - М.: Металлургия, 1995. - 320 с.7. Segers L., Fontana A., Winand R. Conductivites electriques de melanges de silicates fondus du sys-teme CaO-SiO2-MnO. «Electrochim. acta», 1978. – 23. - № 12. – P. 1281-1286.8. Микашвили Ш.М., Самарин А.М., Цылев Л.М. Межфазное натяжение на границе шлак-железо и поверхностное натяжение расплавов MnO-SiO2-Al2O3 / Изв. АН СССР ОТН. – 1957. - № 4. - С. 54-62.9. Гаврилов В.А., Гасик И.М. Силикотермия мар-ганца. – Днепропетровск: Системные технологии, 2001. – 512 с.10. Жило Н.Л., Цылев Л.М. О процессах восста-новления, шлакообразования и вязкости первич-ных доменных шлаков. – В кн.: Выплавка фер-росплавов в доменной печи на дутье, обогащен-ном кислородом. – М.: Изд. АН СССР, 1969. – С. 17-37.


Выплавка ферросиликоалюминия из вторичных материалов абразивного производства

Разработана, исследована и отработана в лабораторных и полупромышленных условиях тех-нология электротермической выплавки ферросиликоалюминия с использованием продуктов пере-работки абразивных материалов. В качестве шихтовых компонентов применялись: «старая ших-та» производства карбида кремния, шламы абразивного электрокорунда и карбида кремния, маг-нитная фракция производства электрокорунда и газовый уголь. В результате получен сплав со-держащий 61−69 % Al+Si. Табл. 6. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: ферросиликоалюминий, электротермия, комплексный раскислитель, ресур-сосбережение, вторичные материалы абразивного производства

Electrothermal ferrosilicoaluminum smelting with the use of products of abrasive materials processing was developed, researched and tested in laboratory and semi-industrial conditions. The “old charge” from silicium carbide production, residuals of abrasive electrocorundum and silicium carbide, magnetic fraction of electrocorundum production and gas coal were applied as charge components. As a result, we obtained the alloy containing 61−69 % Al+Si.

Keywords: ferrosilicoaluminum, electrothermy, reduction alloy, resource saving, secondary abrasive materials

Наука

© Овчарук А.Н., Таран А.Ю., Руденко В.К., 2010 г.

Постановка задачиОдним из основных методов воздействия на каче-

ство выплавляемой стали, чугуна, сплавов является обработка жидкого металла ферросплавами с целью их легирования, раскисления и модифицирования.

Интенсивное развитие в последнее время конвертер-ного производства и связанной с ним ковшевой об-работки стали, выпуск высокопрочного специального чугуна вызвали необходимость получения специаль-ных комплексных ферросплавов. Выполнение опера-ций по доводке стали и чугуна в ковше с помощью

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 338


комплексных раскислителей позволяет сократить их расход, улучшить кинетику раскисления, снизить расход тепла на их растворение, улучшить качество обрабатываемого металла. Наиболее универсальным и перспективным в этом плане, может быть комплекс-ный раскислитель – ферросиликоалюминий [1]. Со-держание ведущего элемента в сплаве – кремния, или сумма кремния и алюминия в нем соответствует со-держанию кремния в соответствующей стандартной марке ферросилиция.

Кроме того, раскислительная способность ком-плексного раскислителя выше, чем одних только крем-нистых ферросплавов. Это связано с одновременным действием нескольких элементов раскислителей, при этом повышается раскислительная способность силь-ных раскислителей в присутствии слабых. Кроме того, неметаллические включения, образующиеся при рас-кислении стали комплексными ферросплавами с алю-минием склонны к более быстрому увеличению сво-их размеров по сравнению с включениями глинозе-ма, кремнезема, что имеет решающее значение для ра-финирования стали от неметаллических включений и улучшения качества стальных слитков. [2]

Ферросиликоалюминий можно получать в про-мышленных объемах двумя способами: методом сме-шения и путем совместного восстановления окси-дов алюминия и кремния углеродом в рудовосстано-вительных печах [3]. Метод смешения, как правило, предусматривает использование нескольких печных

агрегатов: в рудовосстановительной печи углеродтер-мическим методом выплавляют стандартную марку ферросилиция, которую затем смешивают с расплав-ленным алюминием во втором плавильном агрегате. Этот метод позволяет производить широкий сорта-мент комплексных ферросплавов, выплавка которых углеродтермическим способом ограничена. Тем не менее, имеется ряд серьезных недостатков: примене-ние вторичного алюминия марок АВ-86 и АБ-88, со-держащих до 13 % вредных примесей цветных и ред-ких металлов, сильно загрязняет сталь Cu, Zn, Pb, As и др., а применение первичного Al значительно уве-личивает себестоимость выплавляемого сплава; при данном способе производства комплексных сплавов очень высоки потери Al, достигающие 35 %.

Вторым способом получения комплексного спла-ва ферросилико алюминия является одностадийная плавка в рудовосстановительной печи углеродтерми-ческим процессом. Однако развитие данной техно-логии тормозится отсутствием надежной сырьевой базы. В качестве рудной части шихты для электротер-мического производства ферросиликоалюминия ис-пользуют алюмосиликатные породы: бокситы, гли-ны, первичные и вторичные каолины, кианиты, сил-лиманиты и пр. В Украине имеется ряд месторожде-ний такого сырья [4], но они либо не разрабатывают-ся, либо используются в иных целях: производство электролитического алюминия, электрокорунда, сиа-лонов [5], огнеупоров, керамики.

Таблица 1. Химический состав пыли электрокорундового производстваМассовая доля компонентов, % масс.

Al2O3 SiO2 Fe2O3 TiO2 C K2O Na2O CaO Крупность32−37 15−20 8−10 1−2 40−42 3−4 1−1,5 0,15−0,30 −160 мкм

Таблица 2. Фракционный и химический состав магнитного материала электрокорундового производства

Крупность материала, мкм/%1250 1000 800 630 500 400 315 250 200 160 −16012,2 8,0 12,5 9,0 12,0 7,0 9,0 7,0 6,1 7,4 9,8

Массовая доля компонентов, % масс.Al2O3 SiO2 Fe2O3 TiO2 Al Ti Si Fe C51,4 0,6 0,5 3,1 0,4 0,6 5,1 34,9 0,7

Таблица 3. Расчетные составы шихт на производство Al-Si сплавовКомпоненты шихты Порядковый номер возможной шихты

1 2 3 4 5 6 7 8Пыль электрокорунда, %расход на 1 т сплава, кг

67,92363

67,91369

_____ _____ _____ 22,86628

54,671706

54,671364

Магнитный материал, %расход на 1 т сплава, кг

_____ _____ 43,5899

51,3883

47,3904

_____ _____ _____

Шламы SiC, %расход на 1 т сплава, кг

_____ _____ _____ 48,7832

24,8474

22,86628

12,00373

12,00299

«Старая шихта» SiC, %расход на 1 т сплава, кг

_____ _____ 56,51167

_____ 24,8474

22,86628

_____ _____

Песок, %расход на 1 т сплава, кг

32,11117

32,1648

_____ _____ 3,160

31,42836

33,331041

33,33833

Железная стружка, %расход на 1 т сплава, кг

_____ _____420

_____ _____ _____ _____ _____ _____200

Содержание Al 30 20 20 20 20 10 25 20компонентов Si 50 30 45 45 45 83 63 50в сплаве, % Fe 20 50 35 35 35 7 12 30

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 39


Кроме того, одним из наиболее важных направле-ний в современной металлургии является ресурсос-бережение. Рациональное использование ресурсов указывает на степень развития, как отдельных пред-приятий, так и государства в целом. Вопрос экономии сырья как минерального, так и энергетического явля-ется наиболее актуальным в горно-металлургическом комплексе, состояние которого предопределяет разви-тие экономики большинства промышленно-развитых стран и особенно Украины, располагающей значи-тельной минерально-сырьевой базой для развития черной металлургии и в меньшей степени для произ-водства алюминия и его сплавов.

Альтернативная сырьевая базаДля решения проблемы дороговизны получаемо-

го сплава и дефицита сырья предусматривается ис-пользование некоторого техногенного сырья абразив-ного производства, которые содержат оксиды алюми-ния, кремния, карбид кремния, углерод и низкокрем-нистый ферросилиций.

При выплавке абразивного электрокорунда элек-трофильтрами и системой механической очистки улавливается пыль, химический состав которой при-веден в табл. 1.

В процессе переработки куска выплавляемого

абразивного электро корунда на шлифовальные мате-риалы после целого комплекса технологических опе-раций (дробление, мокрое измельчение, обезвожи-вание, сушка) он подвергается первичному магнит-ному обогащению. Выведенный из технологической схемы магнитный материал представлен конгломера-том, состоящим из попутного низкокремнистого фер-росилиция и абразивного электрокорунда. Содержа-ние каждого материала зависит от условий ведения плавки («на блок», «на выпуск»), выбранной схемы дробления и может колебаться в значительных преде-лах: содержание корунда, например, может изменять-ся от 50 до 70 %. Наиболее вероятный состав магнит-ного материала представлен в табл. 2.

При производстве шлифовальных материалов из карбида кремния при мокром измельчении исходного куска в шаровых мельницах образуются шламы, со-держащие не менее 80 % SiC, около 5 % свободно-го углерода, до 14 % SiO2 и 2−3 % Fe. В этом же про-изводстве регулярно из технологической схемы выво-дится так называемая «старая шихта», содержащая до 20 % SiC, около 50 % SiO2, более 25 % С и вредные для абразивного производства 3−4 % Fe2O3, 1,5−2,0 % Al2O3, до 1 % СаО. Кроме того, в зимнее время шла-мы, образующиеся при производстве шлифовальных материалов из абразивного электрокорунда и карби-да кремния при транспортировке их на фильтроо-чистные сооружения смешиваются и имеет следую-щий состав, %: 50–58 Al2O3; 4–5 Fe2O3; 20–25 SiO2; 5–6 SiC; 5–6 С.

Все перечисленные материалы могут быть ис-пользованы при производстве ферросиликоалюми-ния. Расчетами установлено, что вовлечение их в про-изводство позволит получить большой ассортимент Al-Si сплавов (табл. 3).

Выплавка ферросиликоалюминия из вторич-ных материалов абразивного производства

В условиях участка № 2 плавильного цеха № 9 ОАО «Никопольский завод ферросплавов» в элек-тропечи мощностью 150 кВА были проведены полу-промышленные плавки ферросиликоалюминия с ис-пользованием в качестве шихтовых материалов «ста-рой шихты» производства карбида кремния, шламов абразивного электрокорунда и карбида кремния, маг-нитной фракции производства электрокорунда и га-зового угля. Химический состав компонентов шихты представлен в табл. 4.

В расчете шихты на производство ферросилико-алюминия, на основании ранее накопленного опы-та, принимали переход алюминия и кремния в металл

Таблица 4. Химический состав отходов абразивного производства

МатериалМассовая доля компонентов, %

Al2O3 SiO2 SiC Fe2O3 TiO2 C FeO Fe Летучие ЗолаСтарая шихта SiC 6,5 48,0 18,5 4,0 − 23,1 − − − −

Шламы 57,0 25,0 6,0 5,0 1,0 6,4 − − − −Магнитный материал 8,65 38,9 Si

6,9 32,81 3,0 0,6 6,75 2,39 − −

Уголь «Г» − − − − − 54,0 − − 29,3 15,3

Таблица 5. Показатели опытных плавок фер-росиликоалюминия в электропечи мощностью 150 кВА

№ плавки

Длительность плавки

, ч

Загруж

ено брикетов

, кг

Масса

плавки,

кг

Расход

эл/энергии на

плавку

, кВт

·ч

Удельный расход

эл/

энергии,

кВт

·ч/т

Производительность,

кг

/ч

Среднечасовой

съе

м

эл./энергии

, кВт

·ч

10 1,58 50 11,0 64 5818 6,96 40,511 1,33 50 10,5 56 5333 7,89 42,112 1,48 50 7,2 52 7222 4,86 35,113 1,70 50 6,3 56 8889 3,71 32,914 2,08 50 16,5 83,2 5042 7,93 40,015 2,08 50 10,5 67,2 6400 5,05 32,316 1,92 50 15,0 65,6 4373 7,81 34,117 1,92 50 14,0 68,8 4914 7,29 35,818 2,00 50 12,1 72 5950 6,05 36,019 2,13 50 15,0 84 5600 7,04 39,4

Среднее значение 1,82 50 11,81 66,9 5954 6,49 36,8

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 340


равными 70 %, в шлак 15 %.Расчетный состав металла, %: Al 15,0; Si 55,0;

Al+Si = 70,0.Шихта для приготовления брикетов содержала, %:- старая шихта карбида кремния - 59,75;- шламы абразивного электрокорунда и SiC - 14,54;- магнитный материал - 20,63;- уголь газовый - 5,08.Перед брикетированием шихта имела состав, %:

Al2O3 SiO2 SiC Fe СаО C S P12,6 42,3 9,1 5,1 8,2 21,3 0,62 0,044Шихта содержала 5 % избытка углерода (по срав-

нению со стехиометрически необходимым), что должно было обеспечить получение металла с содер-жанием Al 15 % и Si 55%.

Выплавку сплава производили в лабораторной электропечи мощностью 150 кВА с электродами ди-аметром 100 мм. Ванна печи имела диаметр 450 мм, глубину 240 мм. Выплавку производили на ступени напряжения в 49 В и силе тока 1−2 кА.

Было проведено 23 плавки и в целом за кампанию выплавлено 299 кг сплава. Оценку процесса выплав-ки ферросиликоалюминия производили по 10 плав-кам (№ 10-19), при проведении которых были мини-мальные нарушения технологического режима. По результатам этих плавок посчитаны производитель-ность печи, удельный расход электроэнергии и дру-гие технологические показатели. Результаты опыт-ных плавок представлены в табл. 5.

В процессе всей опытной кампании, корректиров-ка шихты не проводилась. На плавку загружали 50 кг брикетированной шихты, а длительность плавки, в среднем, не превышала двух часов.

При постоянном количестве загружаемой ших-ты на плавку имело место отклонение среднечасово-го съема электроэнергии от средней величины за кам-панию (от 32,3 до 40,5 кВт·ч, при среднем значении 36,82 кВт·ч). Такая работа печи сказалась и на прочих показателях: производительность печи колебалась от 3,71 до 7,93 кг/ч, удельный расход электроэнергии от 4914 до 8889 кВт·ч/т. По этой же причине колебался химический состав продуктов плавки: содержание Al изменялось от 7,92 до 15,14, а Si от 58,77 до 51,42 % (табл. 6). В то же время сумма алюминия и кремния в сплаве колебалась незначительно. Указанная неста-бильность среднечасового съема электроэнергии вы-звана в основном конструктивной особенностью печ-

ного агрегата: различное расстояние между электро-дами, несовершенство леточного узла (из-за которого время вскрытия летки неоправданно увеличивалось), слабый контакт графитированного электрода в элек-трододержателе, приводили к проскальзыванию элек-трода и вынужденным простоям.

Процесс выплавки ферросиликоалюминия был практически бесшлаковым, содержание алюминия и кремния были очень близки к расчетным (в отдель-ных плавках даже соответствовало планируемым). В отдельных плавках извлечение алюминия составило 79,5 %, а кремния 71 %.

Расход брикетов составил 4234 кг на тонну сплава, в том числе старой шихты карбида кремния 2530 кг, шламов абразивного электрокорунда и карбида крем-ния 616 кг, магнитного материала 873 кг, газового угля 215 кг.

ЗаключениеРазработана, исследована и отработана в лабо-

раторных и полупромышленных условиях (более 46 часов непрерывной работы электропечи) техноло-гия выплавки ферросиликоалюминия с использова-нием вторичных материалов абразивного производ-ства. В результате опытной кампании было проведе-но 23 плавки и выплавлено 299 кг сплава, содержа-щего 61−69 % Al+Si.

Доказана возможность утилизации техногенно-го сырья, не находящего до сих пор применение, и производства конкурентоспособного и качественно-го комплексного раскислителя. Эта схема, являясь ре-сурсосберегающей, позволяет решать вопросы, свя-занные с необходимостью комплексного использова-ния в народном хозяйстве ценного и дефицитного ми-нерального сырья и охраны окружающей среды.

Наличие в шихте карбида кремния и металличе-ского железа позволили значительно улучшить усло-вия протекания восстановительных процессов, что позволило, по сравнению с действующими техноло-гическими схемами, на 30 % снизить удельный рас-ход электроэнергии.

Библиографический список1. Цимбал В.П., Богомяков В.И., Толымбеков М.Ж. и др. Эффективность применения ферроси-ликоалюминия для раскисления стали // Сталь. – 2000. – № 6. – С. 24–26.

Таблица 6. Химический состав продуктов плавки, %№ плавки Al Si Fe Ca C P S Al+Si

10 11,97 53,13 34,31 0,21 0,34 0,044 0,026 65,1011 13,69 55,24 30,27 0,41 0,35 0,044 0,004 68,9312 12,03 56,97 30,42 0,21 0,33 0,032 0,003 69,0013 10,82 58,03 30,71 0,21 0,19 0,027 0,002 68,8514 7,92 58,77 32,77 0,21 0,25 0,046 0,016 66,6915 10,03 56,72 32,62 0,11 0,38 0,039 0,102 66,7516 1067 50,09 38,63 0,11 0,40 0,035 0,037 60,7617 10,38 51,48 37,67 0,11 0,29 0,034 0,038 61,8618 9,16 54,27 36,47 0,06 0,04 0,018 0,003 63,4319 15,14 51,42 32,71 0,11 0,58 0,008 0,031 66,56

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 41

ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ2. Получение комплексных ферросплавов из ми-нерального сырья Казахстана / М.И. Друинский, В.И. Жучков. – Алма-Ата: Наука, 1988. – 208 с.3. Физикохимия и технология электроферроспла-вов: Учебник для вузов / М.И. Гасик, Н.П. Ляки-шев. – Днепропетровск: Системные технологии, 2005. – 448 с. 4. Алюминиевое сырье Украины и пути его ис-пользования / А.И. Иванов, В.П. Иващенко, А.А.

Полещук, Л.П. Иванова – Днепропетровск: РИА «Днепро-ВАЛ», 2003. – 106 с.5. Пшеничная О.В., Панасюк А.Д., Григорьев О.Н. и др. Использование каолинов различных место-рождений Украины для получения материалов на основе сиалонов // Новые огнеупоры. – 2005. – № 12. – С. 60–63.


Требования к статьям, направляемым в редакциюУважаемые авторы! Для ускорения подготовки очередных номеров журнала редакция обращается с просьбой ко всем

авторам передавать статьи в электронном виде на носителях в виде CD-R или CD-RW матриц, либо на флешке. Возможна также передача материалов в редакцию по электронной почте. Отправка в редакцию статей в электронном виде не исключает необходимости предоставления сопроводительного письма от организации и подписанного авторами одного экземпляра статьи.

В редакцию следует предоставлять статью, отпечатанную четкими черными буквами на белой бумаге формата А4 (210х297 мм) в двух экземплярах, объемом не более 6-8 стр. При компьютерном наборе статей желательна распечатка на лазерном или струйном принтере в нормальном (не экономичном) режиме (для первого экземпляра). Количество иллюстраций (рисунков) должно быть не более 4-х (как исключение - до 6). Статья должна начинаться с указания индекса УДК. К статье необходимо приложить аннотацию, рефераты на русском и английском языках объемом до 0,5 страницы, перечень ключевых слов, сопроводительное письмо от организации, сведения об авторах (указать фамилию, имя и отчество, ученое звание, степень, занимаемая должность, место работы, номер служебного телефона и адрес электронной почты каждого автора (при наличии) и указать, кому из авторов поручено вести переписку). Перед отправкой в редакцию статья должна быть тщательно вычитана и подписана всеми авторами. Статьи в рукописном виде, а также содержащие многочисленные исправления в тексте, не принимаются. Библиографический список - не более 8 ссылок (как исключение в обзорных статьях – до 12).

Компьютерный набор статей следует осуществлять в текстовом редакторе MS Word (формат файлов *.doc или *.rtf), без переносов, шрифтом Times New Roman. Размер символов - 14 пт. Допускается включение в текст статьи рисунков, выполненных средствами MS Offi ce, при этом элементы одного рисунка следует группировать. Вставка в текст сканированных и других изображений (например, с цифровой фотокамеры) не рекомендуется. Такие изображения желательно предоставлять в виде отдельных файлов (предпочтительны форматы *.tif или *.jpg с разрешением 300 dpi, ч/б фото).

Формулы из MathCad и т.п. программ в тексте не допускаются. Убедительная просьба к авторам не разбивать текст статьи на колонки, как это сделано в журнале, т.к. это только усложняет их обработку!

Редакция оставляет за собой право отправлять статьи авторам на доработку в следующих случаях:- статья небрежно оформлена и не соответствует требованиям редакции, без подписей авторов (см. выше);- статья требует доработки в соответствии с замечаниями редактора раздела;- к статье не прилагается разрешение на публикацию от организации, в которой работают авторы.

Требования и пожелания к рекламным и т.п. материалам, публикация которых оплачивается, а также «экстренные» публикации согласовываются непосредственно в редакции с ответственным секретарем журнала

К СВЕДЕНИЮ АВТОРОВ!Поскольку наш журнал входит в перечень изданий, в которых могут публиковаться результаты диссертационных работ по техническим

(Бюл. ВАК №5, 1999) и экономическим (Бюл. ВАК №6, 2000) наукам, редакция обращается к Вам с просьбой при подготовке статей учитывать требования Постановления Президиума ВАК Украины №7-05/1 от 15.01.2003 “ПРО ПІДВИЩЕННЯ ВИМОГ ДО ФАХОВИХ ВИДАНЬ, ВНЕСЕНИХ ДО ПЕРЕЛІКІВ ВАК УКРАЇНИ” (Бюл. ВАК №1, 2003), которыми предписывается:

3. Редакційним колегіям організувати належне рецензування та ретельний відбір статей до друку. Зобов’язати їх приймати до друку у виданнях, що виходитимуть у 2003 році та у подальші роки, лише наукові статті, які мають такі необхідні елементи: постановка проблеми у загальному вигляді та її зв’язок із важливими науковими чи практичними завданнями; аналіз останніх досліджень і публікацій, в яких започатковано розв’язання даної проблеми і на які спирається автор, виділення невирішених раніше частин загальної проблеми, котрим присвячується означена стаття; формулювання цілей статті (постановка завдання); виклад основного матеріалу дослідження з повним обґрунтуванням отриманих наукових результатів; висновки з даного дослідження і перспективи подальших розвідок у даному напрямку.

4. Спеціалізованим ученим радам при прийомі до захисту дисертаційних робіт зараховувати статті, подані до друку, починаючи з лютого 2003 року, як фахові лише за умови дотримання вимог до них, викладених у п. 3 даної постанови...”

Журнал «Металлургическая и горнорудная промышленность» читают практически на всех предприятиях металлургического комплекса Украи-ны и СНГ, в десятках ВУЗов и НИИ, а также в ряде зарубежных стран, поэтому редакция еще раз обращается к авторам с просьбой тщательно вычи-тывать материалы перед отправкой в редакцию.

Редакция журнала «Металлургическая и горнорудная промышленность»Тел. (0562) 46-12-95, отв. секретарь (056) 744-81-66. E-mail: [email protected]; [email protected].

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 342

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 621.742 Исмаилов Н.Ш. /к.т.н./, Дышин О.А. /к.т.н./Азербайджанский технический университет

Оптимальные физико-механические свойства формовочной смеси на основе полного факторного эксперимента

© Исмаилов Н.Ш., Дышин О.А., 2010 г.

Проведена оптимизация свойств формовочной смеси с применением полного факторного эксперимента. Полученные уравнения регрессий позволяют определять оптимальные физико-механические и технологические свойства смесей в зависимости от содержаний составляющих и заданных интервалах варьирования. Табл. 2. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: формовочная смесь, факторный эксперимент, уровнения регрессий, физико-механические и технологические свойства смесей

Properties of foundry molding sand were optimized with application of complete factorial experiment. Obtained equations of regressions allow defi ning the optimum physic-mechanical and technological properties of molding sand mixtures depending on the content of constituents and set intervals of variation.

Keywords: foundry molding sand, factorial experiment, regression equations, physic-mechanical and technological properties of molding sand mixtures

Наука

Формовочная смесь, используемая для изготов-ления разовых литейных форм, представляет собой многокомпонентную систему [1]. Влияние составля-ющих компонентов, а также условий приготовления смеси на ее физико-механи ческие и технологические свойства носит сложный характер и трудно поддается оптимизации математическими методами [2].

Классический метод исследований Гаусса-Зейделя, состоящий в том, что сначала последова-тельно изменяются значения одного фактора, затем находится и фиксируется наилучшее его значение, и в этих условиях последовательно изменяются значения второго фактора и т.д., не дает возможности оценить совместное влияние факторов на свойства смесей.

При планировании эксперимента по определен-ной системе одновременно изменяют все перемен-ные, называемые факторами, благодаря чему дости-гается высокая эффективность использования резуль-татов каждого эксперимента. При этом предполага-ется, что каждый фактор может принимать конечное число значений, не меньше двух, которые называют-ся уровнями, и что выбор уровней факторов находит-ся в распоряжении экспериментатора [3].

В отличие от вышеуказанного метода классиче-ского эксперимента, состоящего в рассмотрении вли-яния факторов на результаты измерений по одному, в методе факторного планирования уровни всех фак-торов комбинируются. Как правило, при равном чис-ле измерений оценки неизвестных параметров ре-грессии, получающиеся для разумно спланирован-ного факторного эксперимента, более точны. Кроме того, применение различных комбинаций факторов позволяет получить более надежные основания для практических рекомендаций [4]. Задача идентифи-кации, т.е. построение с помощью полученных экс-периментальных данных математической модели, играет большую роль при автоматизации технологи-

ческих процессов и объектов, так как отсутствие ра-ботоспособной математической модели не позволяет осуществлять оптимальное управление и оптимиза-цию [5].

В настоящей работе с помощью полного фак-торного эксперимента проведено исследование вли-яние четырех составных компонентов формовочной смеси (оборотная смесь, кварцевый песок, бенто-нит, руда (графит)) на шесть различных её физико-механических и технологических показателей: газо-проницаемость, влажность, прочность, осыпаемость, текучесть, формуемость. Показана адекватность по-лученных регрессионных моделей с достаточно боль-шой доверительной вероятностью, что позволяет определять по данным моделям оптимальные свой-ства формовочных смесей в зависимости от их соста-вов и продолжительности перемешивания сухих ком-понентов в заданных интервалах варьирования.

Постановка задачи Пусть состав смеси определяется следующими

факторами, измеряемыми в процентах к общей массе смеси: 1x – оборотная смесь; 2x – кварцевый песок;

3x – бентонит; 4x – руда (графит). В качестве пара-метров, характеризующих процесс получения смеси, принимаются: 1y – газопроницаемость; 2y – влаж-ность; 3y – прочность; 4y – осыпаемость; 5y – теку-честь; 6y – формуемость.

Примем решение изменять в опытах факто-ра – составляющие компоненты смеси, при фиксиро-ванных условиях проведения опытов, т.е. постоянных значениях массы замеса (2000 г) и продолжительно-сти перемешивания сухих компонентов (5 мин).

Наибольшее распространение на практике полу-чили двухуровневые планы, т.е. такие планы, фак-торы в которых принимают значения только на двух уровнях. Это связано с тремя обстоятельствами. Во-первых, если какой-либо фактор x принимает значе-ния на S уровнях, то можно заменить этот фактор

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 43


на S новых двухуровневых факторов, соответствующих уровням факторов (т.е. рассматривая каждый уро-вень фактора x в качестве нового фактора). Во-вторых, даже если фактор может принимать значения на мно-гих уровнях (возможно, бесконечном числе), то часто выбирают только два край них, считая при этом, что чем больше различие в значениях факторов, тем точнее МНК - оценки неизвестных параметров функции регрес-сии. В третьих, при проведении реального эксперимента типичной является ситуация, в которой факторы мо-гут либо присутствовать, либо отсутствовать [8, с. 55].

Поставим задачу построения регрессионных моделей

1 1 1 2 1 2

1 1 21 1 2

4 4 4

0 , , , 1234 1 2 3 41, ,61 , 1 , , 1

u j u u j

k k k k kk j j u j u j u u j u u j

kj u j u u jy b b x b x x b x x x b x x x x

(1)

по результатам экспериментов, представленных в табл. 1. Уровни факторов и интервалы их варьирования приведены в табл. 2.

Для построения математических моделей по формуле (1) был реализован полный факторный эксперимент ПФЕ 24.

В результате проведенных исследований были получены уравнения регрессии в следующем виде:– для газопроницаемости:

1 1 2 3 4 1 2

1 3 1 4 2 3 2 4 3 4 1 2 3

1 2 4 1 3 4 2 3 4 1 2 3 4

137,6875 72,4375 6,8125 1,9375 1,1875 2,68752,4375 0,1875 10,3125 0,3125 0,75 2,062510,0625 0,9375 0,5625 0,5625 ;

y x x x x x xx x x x x x x x x x x x xx x x x x x x x x x x x x

(2)

– для влажности:

2 1 2 3 4 1 2

1 3 1 4 2 3 2 4 3 4

1 2 3 1 2 4 1 3 4 2 3 4

1 2 3 4

3,64375 0,05625 0,06875 0,05625 0,00625 0,056250,01875 0,01875 0,03125 0,03125 0,031250,01875 0,01875 0,01875 0,043750,01875 ;

y x x x x x xx x x x x x x x x xx x x x x x x x x x x xx x x x

(3)

Таблица 1. Результаты экспериментов№

опытов 1x 2x 3x 4x 1y 2y 3y 4y 5y 6y Примечание

1 30 20 3 0,5 120 3,5 40 0,6 70 451y – газопроницаемость

2 30 20 3 2,5 122 3,6 42 0,5 64 502y – влажность

3 30 20 6 0,5 118 3,7 50 0,6 68 463y – прочность

4 30 20 6 2,5 124 3,5 50 0,5 70 454y – осыпаемость

5 30 70 3 0,5 142 3,6 42 0,6 65 465y – текучесть

6 30 70 3 2,5 140 3,5 42 0,7 66 526y – формуемость

7 30 70 6 0,5 138 3,6 52 0,8 68 488 30 70 6 2,5 140 3,7 54 0,7 70 489 80 20 3 0,5 142 3,5 46 0,6 72 45

10 80 20 3 2,5 138 3,6 48 0,6 70 4711 80 20 6 0,5 140 3,7 54 0,4 66 4612 80 20 6 2,5 143 3,5 56 0,4 64 4513 80 70 3 0,5 142 3,6 50 0,2 62 5014 80 70 3 2,5 140 3,8 50 0,3 66 5015 80 70 6 0,5 150 3,9 60 0,4 70 4616 80 70 6 2,5 164 4,0 62 0,6 68 45

факторы отклик (параметры)Таблица 2. Уровни варьируемых факторов и интервалы их варьированийНаименование

факторов Код факторов Единица измерений

Уровень факторовПримечание

наименьший 0 наибольший 1Оборотная смесь

1x % 30 80 РегенерированнаяКварцевый

песок 2x % 20 70 Адживелинский, 1К0315

Бентонит 3x % 3 6 Беглярский

Руда (графит)4x % 0,5 2,5 Молотый

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 344

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО – для прочности:

3 1 2 3 4 1 2 1 3

1 4 2 3 2 4 3 4 1 2 3 1 2 4

1 3 4 2 3 4 1 2 3 4

49,875 3,375 1,625 4,875 0,625 0,625 3,50,125 0,627 0,125 0,125 0,125 0,1250,125 0,375 0,125 ;

y x x x x x x x xx x x x x x x x x x x x x xx x x x x x x x x x

(4)

– для осыпаемости:

4 1 2 3 4 1 2

1 4 2 3 2 4 3 4 1 2 3

1 2 4 1 3 4 2 3 4 1 2 3 4

0,53125 0,09375 0,04375 0,01875 0,00625 0,056250,03125 0,06875 0,03125 0,00625 0,043750,00625 0,01875 0,00625 0,01875 ;

y x x x x x xx x x x x x x x x x xx x x x x x x x x x x x x

(5)

– для текучести:

5 1 2 3 4 1 2

1 3 1 4 2 3 2 4 1 2 3

1 2 4 1 3 4 2 3 4 1 2 3 4

67,4375 0,1875 0,5625 0,5625 0,1875 0,18754,9375 0,0625 1,5625 0,8125 1,18750,0625 0,9375 0,8125 0,0625 ;

y x x x x x xx x x x x x x x x x xx x x x x x x x x x x x x

(6)

– для формуемости:

6 1 2 3 4 1 3 1 4 2 3

3 4 1 2 3 1 2 4 1 3 4 1 2 3 4

47,125 0,375 4 0,625 0,25 0,625 0,3750,875 0,625 0,25 0,5 0,125 .

y x x x x x x x x x xx x x x x x x x x x x x x x x

(7)

Заключение Полученные уравнения регрессий позволяют

определять оптимальные физико-механические и технологические свойства смесей в зависимости от содержания в них составляющих в заданных интер-валах варьирования.

Библиографический список1. Трунов А.П. Технология литейного производ-ства. - М.: Академия, 2005. - 580 с.2. Васин Ю.П. Расчет формовочных смесей по ме-тоду планирования экспериментов. – Челябинск: ЧПИ, 1979. - 40 с.3. Математическая теория планирования экспери-мента / Под ред. С.М. Ерма кова. - М.: Наука, 1983. - 392 с.4. Налимов В.В., Голикова Т.И. Логические осно-вания планирования эксперимента. - М.: Метал-лургия, 1976. - 128 с.5. Круг Г.К., Сосулин Ю.А., Фатуев В.А. Плани-рование эксперимента в задачах идентификации и экстрактации. - М.: Наука, 1977. - 208 с.


Полученные уравнения регрессий позволяют оце-нивать влияние отдельных составляющих на свой-ства, что важно для решения технологических за-дач и оптимизации состава и свойств смесей. Так, из уравнения регрессии (2) видно, что газопроница-емость песчано-бентонитовой смеси уменьшается с увеличением содержания бентонита и руды (графи-та), совместное их влияние носит аналогичный ха-рактер. Это свидетельствует о том, что можно выби-рать такие пределы содержания составляющих, ко-торые обеспечивали бы оптимальную газопроница-емость смесей. Уравнение регрессии (4) показывает, что прочность на сжатие в сыром состоянии умень-шается с увеличением содержания руды и свежего пе-ска, а на осыпаемость смеси (5) эти факторы оказыва-ют незначительное влияние. Так, немного уменьша-ет осыпаемость увеличение содержания песка в сме-си, а влияние других составляющих незначительное. Из уравнения регрессии (6 и 7) видно, что текучесть и формуемость смеси повышаются с увеличением со-держания свежего песка и уменьшаются с увеличе-нием содержания бентонита, что вполне объяснимо.

ÂÍÈÌÀÍÈÞ ÀÂÒÎÐÎÂ!

Â ðåäàêöèè ìîæíî ïðèîáðåñòè ïî ëüãîòíîé öåíå àâòîðñêèå

ýêçåìïëÿðû æóðíàëà. Ïðîñèì çàáëàãîâðåìåííî ïîäàòü çàÿâêó äëÿ

ôîðìèðîâàíèÿ òèðàæà.

êîíòàêòíûé òåëåôîí (ôàêñ) 0562-46-12-95

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 45


УДК 621.785:681.785.369:681.785.789 Кирия Г.Ш. /к.т.н./, Иванова Л.Х. /д.т.н./, Шляпин И.В.НМетАУ

Влияние энергоинформационного воздействия на структуру и свойства чугуна

© Кирия Г.Ш., Иванова Л.Х., Шляпин И.В., 2010 г.

Исследовано влияние энергоинформационного воздействия на затвердевающий чугун. Установлено существенное влияние энергоинформационного воздействия на количественные показатели структуры исследуемого чугуна и микротвердость цементита. На такие показатели, как размер, форма и распределение графитных включений, а также твердость чугуна энергоинформационное воздействие не повлияло. Табл. 1. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: чугун, энергоинформационное воздействие, структура, твердость

Energoinformational effect on solidifying cast-iron was investigated. Essential effect on quantitative characteristics of cast-iron structure and cement carbide microhardness was established. Such indexes as size, shape and distribution of graphite inclusions as well as hardness of cast-iron were not affected.

Keywords: cast-iron, energoinformational effect, structure, hardness

Наука

Постановка проблемы и состояние вопроса В настоящее время продолжается развитие ис-

следований в области создания технологии на осно-ве взаимодействия информации в различных процес-сах. В работе [1] приведен обзор исследований энер-гоинформационного обмена в системах живой и не-живой природы. А также рассмотрена роль инфор-мации в процессах самоорганизации во время фазо-вых превращений. Отмечается, что энергоинформа-ционные технологии приведут к созданию материа-лов с уровнем свойств, приближенных к их теорети-ческим пределам.

Во многих работах получены, данные доказы-вающие наличие информационных взаимодействий при фазовых превращениях в сплавах [2,3]. Наиболее чувствительным к энергоинформационному воздей-ствию являются метастабильные системы [2]. К та-ким системам можно отнести, например, чугун.

Постановка задачи и методика исследования Целью исследования была экспериментальная

оценка влияния энергоинформационного воздей-ствия (ЭИВ) на затвердевающий чугун. Оценивали влияния такого воздействия на структуру и свойства металла (способ и устройство ЭИВ патентуется).

Объектом исследования служили чугунные об-разцы диаметром 32 мм и высотой 10 мм, вырезан-ные из средней части двух литых заготовок диаме-тром 35 и высотой 100 мм. Отливки получали в пес-чаной форме одновременно из одного металла. При этом, металл одной отливки с момента начала запол-нения формы и до извлечения ее из формы подвергал-ся энергоинформационному воздействию (ЭИВ) с по-мощью формоактивного генератора.

Такая методика сравнения образцов позволила обеспечить чистоту эксперимента, исключив некон-тролируемое влияние на исследуемый металл таких технологических параметров литья, как химический состав и перегрев металла перед заливкой, скорость и время заливки, скорость охлаждения в форме и тем-пературу отливок при извлечении из формы [4].

Отливки получали из электропечного чугуна, % по массе: 2,47 C; 1,94 Si; 0,16 Mn; 0,15 S; 0,07 P; 0,21 Cr; 0,015 Ni; 0,031 Mo; 0,023 Ti; 0,02 W; тысячные доли Sb, Pb и V.

Химический состав чугуна определяли методом спектрального анализа на приборе «Leco», образ-цы отбирали в центральной и приповерхностной зо-нах отливок. В этих же зонах измеряли твердость по Шору и микротвердость отдельных структурных со-ставляющих чугуна (перлита и цементита). Микро-твердость цементита и перлита измеряли на прибо-ре ПМТ-3 при нагрузке 0,49 Н и увеличении 485. Ве-личину микротвердости определяли по результатам 51 замера, точность замера диагонали отпечатка ин-дентора ±0,07 мкм. Микроструктура чугуна опытных плавок исследовали с помощью оптического микро-скопа МИМ-8 при увеличениях 100 и 200 раз. Струк-туру чугуна образцов оценивали по ГОСТ 3443-77 (Международный стандарт ИСО 945-75).

Для более точной оценки количество структур-ных составляющих определяли точечным методом Глаголева А.А. [5]: окуляр Гюйгенса 7х с квадратной сеткой (289 узловых точек), 25 полей зрения при уве-личении 420. Абсолютная погрешность ±1 при дове-рительной вероятности Р = 0,5.

Результаты исследований. Результаты оценки показателей энергоинформационного воздействия приведены в таблице. В исходном состоянии чугун был половинчатым, структура которого характеризо-валась баллами: содержание графита – ПГф2-ПГд45-ПГр6-ПГ6, содержание цементита – Ц4-Цп6000, ме-таллическая основа – Пт1-П(Ф0)- ПД0,5.

В результате проведенных исследований установ-лено, что на форму графитных включений ЭИВ вли-яния не оказывало (таблица). Размер включений гра-фита и их распределение также оставались неизмен-ными после ЭИВ. Однако количество графитной со-ставляющей в структуре чугуна увеличивалось в 1,94 раза – от 8,63 до 16,74 %. Количество цементитной составляющей структуры чугуна также увеличилось, но только в 1,32 раза – с 6,60 до 8,74 %. Микротвер-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 346


Таблица. Влияние ЭИВ на структуру и свойства чугуна

ПоказателиОтливки

не подвергались ЭИВ подвергались ЭИВ1. Анализ структурных составляющих чугуна

Форма графитаПГф2,

Пластинчатаязавихренная

ПГф2,Пластинчатаязавихренная

Размер графитовых включенийРаспределение графитаКоличество графита, %Количество перлита, %

Дисперсность перлита, мкмКоличество цементита, %

ПГд45ПГ р6 Сетчатое

8,6384,770,586,60

ПГд45ПГ р6 Сетчатое

16,7474,520,588,74

2. Свойства чугунаТвердость по Шору, HSDМикротвердость, МПА:

- перлита- цементита

39

41207690

40

41105500

дость цементита снижалась на 28,5 % после ЭИВ. Количество же перлита в структуре чугуна умень-шалось в 1,1 раза – с 84,77 до 74,52 %, дисперсность перлита и его микротвердость – практически не изме-нялись. Исследование твердости чугунов до и после ЭИВ не показало существенных изменений.

Таким образом, установлено существенное вли-яние ЭИВ на количественные показатели структуры исследуемого чугуна и микротвердость цементита, а на такие показатели, как размер, форма и распределе-ние графитных включений ЭИВ влияния не оказыва-ло. При этом твердость чугуна после ЭИВ также не изменялась.

Выводы 1. Энергоинформационное воздействие приве-

ло к значительному (в 1,94 раза) увеличению коли-чества графита в структуре чугуна, количество пер-лита уменьшилось в 1,1 раза, а цементита увеличи-лось в 1,4 раза. При этом микротвердость цементита уменьшилась на 28,5 %. На форму и размер графит-ных включений, дисперсность перлита, твердость по Шору и микротвердость перлита ЭИВ практически не повлияло.

2. Результаты настоящего исследования позволя-ют считать перспективным применение ЭИВ на за-твердевающие метастабильные сплавы с целью улуч-шения их физико-механических свойств. Объектом исследования ЭИВ могут быть, например, чугунные прокатные валки.

Библиографический список1. Долженков И.Е., Клименко Л.П., Карнаух А.И., Андрианова И.И. К вопросу об энергоинформа-ционных технологиях / Теория и практика метал-лургии. - 1999. – № 1. – С. 42-47.2. Вейник А.И. Термодинамика реальных процес-сов. - Минск: Наука и техника, 1991. -576 с.3. Энергоинформационное единство мира — но-вая парадигма технологического развития: Матер. научн.-практ. конф. - Днепропетровск, 1994. – 60 с.4. Лейбензон В.А., Пилюшенко В.Л., Кондратен-ко В.М. и др. Затвердевание металлов и металли-ческих композиций: Учеб. для вузов. – К.: Науко-ва думка, 2009. – 410 с. 5. Салтыков С.А. Стереометрическая металлогра-фия: Стереология металлических материалов. - М.: Металлургия, 1976. - 272 с.


I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 47

УДК 621.778 Николаев В.А. /д.т.н./, Васильев А.А., Васильев А.Г. Запорожская государственная инженерная академия

Кинематические и силовые параметры прокатки-волочения тонких полос

© Николаев В.А., Васильев А.А., Васильев А.Г., 2010 г.

Приведены методика и результаты исследований процесса прокатки-волочения при деформации тонких полос в холостых валках в сравнении с процессом прокатки в приводных валках. Показано влияние обжатия, шероховатости и диаметра валков на коэффициент трения, опережение, критический угол и силовые параметры в процессах прокатки-волочения и прокатки. Процесс прокатка-волочение может быть использован на дрессировочных и реверсивных станах, в чистовых клетях непрерывных станов. Ил. 4. Табл. 3. Библиогр: 5 назв.

Ключевые слова: прокатка, прокатка-волочение, полоса, приводные валки, холостые валки, шероховатость поверхности, опережение, обжатие

The technique and results of investigation of rolling-drawing process at thin strips deformation in drag rolls as compared to the process of rolling in driven rolls are presented. Effect of reduction, roughness and roll diameter on the friction coeffi cient, forward fl ow, critical angle and power parameters in rolling-drawing and rolling processes is shown. Rolling-drawing process can be used on skin rolling and reversing mills, in fi nishing stands of continuous mills.

Keywords: rolling, rolling-drawing, strip, driven rolls, drag rolls, surface roughness, forward fl ow, reduction

ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

Наука

Введение Проблемы энергосбережения и повышения каче-

ства прокатной продукции на существующих станах с традиционными технологиями вызывают необходи-мость создавать и исследовать экономные процессы прокатки. К таким следует отнести непростые про-цессы прокатки, которые являются альтернативны-ми симметричному (квазисимметричному) процессу прокатки с одинаковыми условиями деформации по-лосы со стороны верхнего и нижнего валков.

Анализ практических данных и достижений Непростые процессы включают в себя прокат-

ку полосы в неприводных валках и несимметрич-ные условия деформации металла по высоте полосы в валках [1]:

- прокатка в валках разного диаметра;- прокатка в валках с разными окружными скоро-

стями, в том числе и прокатка в клети с одним приво-дным валком;

- прокатка в валках с разными диаметрами;- прокатка в валках с разными коэффициентами

трения на контактных поверхностях.Предыдущими исследованиями показаны поло-

жительные и отрицательные стороны несимметрич-ных процессов. Действительно, при прокатке в при-водных валках с несимметричными высотными де-формациями (с разными диаметрами) возникают вну-тренние продольные напряжения, обеспечивающие снижение силы прокатки на 5-15 %. Однако вместе с этим возникает неравномерное распределение кру-тящих моментов, а в некоторых случаях и увеличе-ние суммарного крутящего момента [2]. Кроме того принудительно увеличивается скорость скольжения на ведущем валке, которое сопровождается повыше-

нием выработки валка. Поэтому применение приво-дных валков с разными (диаметрами, скоростями) це-лесообразно в основном для создания направленного изгиба полосы или компенсации приводного несим-метричного процесса [3]. Применение рабочих вал-ков с разницей диаметров D = 2-4 мм там где это воз-можно, позволяет также упростить комплектацию перевалочных пар, что обеспечивает заметное сокра-щение расхода валков.

Известен также процесс прокатки (прокатки-волочения) в неприводных валках (роликах). Этот процесс исследовали применительно к волоче-нию узких полос [4]. Авторы отмечают, что процесс прокатки-волочения отличается от процесса прокат-ки в приводных валках отсутствием влияния сил тре-ния в очаге деформации. Это снижает величины нор-мальных контактных напряжений, но сравнительный анализ относительно классического симметричного процесса прокатки в работах отсутствует.

Основная часть исследований В предлагаемой работе представлены исследова-

ния процесса прокатки в неприводных валках с не-симметричными условиями высотной деформации полосы (табл. 1). Параллельно выполнены исследова-

Таблица 1. Условия высотной несимметрии при прокатке полос в приводных и неприводных валках

СерияДиаметр валков, мм Шероховатость

валков, мкм Ra

верх низ верх низ1 53,0 53,0 0,45 0,452 51,8 51,8 0,45 0,973 50,0 50,0 0,45 3,054 50,0 53,0 0,45 0,455 60,0 53,0 0,45 0,45

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 348


ния в приводных валках.В исследованиях применяли алюминиевые поло-

сы с толщиной Н = 1,07 мм, шириной В ≈ 24,0 мм. Окружная скорость приводных валков v = 0,05м/с. Полосы прокатывали в валках с диаметром D = 50-60 мм и шероховатостью поверхности 0,45-3,0 мкм Ra. Это позволило оценить влияние на изменение пара-метров деформации в различных условиях прокатки.

Опыты выполняли в следующем порядке. В пер-вую очередь полосу прокатывали в клети с приводны-ми валками на длину, равную половине общей ее дли-ны (L ≈ 250-300 мм). Затем отсоединяли шпиндели привода и клеть вместе с измерительной аппаратурой переносили на волочильную установку [5], на кото-рой протягивали в неприводных валках оставшуюся заднюю часть полосы. Силу на валки в обоих вариан-тах измеряли тензометрическими месдозами, а силу волочения – динамометром. Во всех случаях на вал-ки наносили керновые отметки и после выхода поло-сы из валков измеряли расстояние между керновы-ми отпечатками. Напряжение течения металла полос в зависимости от относительного обжатия определя-ли на тарированной универсальной разрывной маши-не УПГ 20/2.

По измеренным силам прокатки и волочения рас-считывали соответственно среднее нормальное кон-тактное напряжение рср и напряжение в полосе при прокатке – волочении. По керновым отметкам рас-считываем опережение на каждом валке, а затем углы

критического сечения, по формуле /S h R , (1)где S - опережение; h - толщина полосы после

прокатк; R - радиус валков.Коэффициент трения при симметричной прокат-

ке и при прокатке в валках с разной шероховатостью поверхностей расчитывали из формулы Экелунда-Павлова

0,5

1 2 /f

, (2)

где - угол контакта.Коэффициент трения при прокатке в валках с

разными диаметрами определяли по приведенному к симметричному процессу величинам опережений по формулам [3]:

0,5 ( 1);

0,5 ( 1),

бr r

м

мR R

б

RS SRRS SR

(3)

где бR и мR - радиусы большего и меньшего вал-ков; RS и rS - фактическое опережение соответ-ственно со стороны большего и меньшего валков; rS и RS - опережения приведенные к симметричному процессу прокатки.

Критический угол γ и коэффициент трения f рас-считывали соответственно по формулам (2) и (3) для

Таблица 2. Результаты экспериментов при прокатке и прокатке-волочении алюминиевых полос тол-щиной Н = 1,07 мм в валках с диаметрами Dв = 53,0 мм, Dн = 53,0 мм, Ra верх = 0,45 мкм, Ra низ = 0,45 мкм, смазка масло индустриальное 20 (Серия 1)

h, мм ε, % b, мм P, кН pср, Н/мм2

σТ,Н/мм2 ns ld/hcp

S, %f , fПВ

ТПВ, кН

σН, Н/мм2 γ/α

верх низ1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Прокатка в приводных валках1,02 4,67 24,0 1,84 65,5 65,0 0,88 1,11 1,29 1,30 - - - 0,5140,98 8,41 24,15 2,85 75,1 70,4 0,93 1,52 1,99 1,95 - - - 0,4630,92 14,02 24,00 4,56 93,9 76,4 1,07 2,02 2,19 2,14 - - - 0,3640,87 18,69 23,85 5,31 95,3 80,5 1,03 2,39 2,20 2,39 - - - 0,3160,82 23,36 23,80 6,82 110,1 83,8 1,14 2,74 2,29 2,49 0,110 - - 0,2800,75 29,91 23,75 9,00 129,0 87,2 1,29 3,22 2,39 2,39 0,104 - - 0,2370,70 34,58 24,0 10,46 138,3 89,5 1,34 3,56 2,48 2,35 0,103 - - 0,2140,67 37,38 23,80 10,75 138,1 90,5 1,33 3,77 2,39 2,50 0,103 - - 0,2020,60 43,93 23,65 12,51 149,2 93,2 1,39 4,26 2,30 2,29 0,101 - - 0,1710,54 49,53 23,70 13,30 149,4 95,2 1,36 4,69 2,30 2,20 0,101 - - 0,151

Волочение полос в неприводных валках1,03 3,74 23,80 1,22 49,95 63,7 0,78 0,98 1,99 2,79 0,082 0,20 8,01 0,7840,99 7,48 23,60 1,77 50,60 67,0 0,75 1,41 4,28 4,68 0,113 0,40 16,79 0,7450,96 10,28 23,90 2,40 57,90 72,4 0,80 1,68 6,77 7,18 0,110 0,53 22,66 0,7800,93 13,08 23,40 2,88 63,00 75,4 0,83 1,93 9,15 9,27 0,111 0,64 28,85 0,7820,87 18,69 23,9 3,88 69,50 80,5 0,86 2,37 11,34 12,16 0,103 0,80 37,75 0,7150,77 28,04 24,00 5,61 82,00 85,9 0,95 3,07 18,21 17,85 0,092 1,03 54,68 0,6800,69 35,51 23,85 6,46 84,80 89,8 0,94 3,61 22,39 22,23 0,102 1,32 78,67 0,6360,601) 43,92 23,80 6,95 82,40 93,2 0,88 4,20 29,35 29,61 0,107 1,49 102,36 0,6130,572) 46,73 23,70 7,35 85,00 94,2 0,90 4,44 32,8 31,6 0,105 1,55 112,56 0,6060,543) 49,53 23,80 7,07 79,10 95,2 0,83 4,66 - - 0,114 1,62 123,7 -Примечание: 1) – появление линий течения Чернова-Людерса; 2) – обрыв полосы в конце протягивания;

3) – обрыв полосы в начале протягивания

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 49


каждого валка и средний в очаге деформации. Коэф-фициент трения при прокатке-волочении рассчитыва-ли по формуле

2ПВ

ПВТ rfР R

, (4)

где Р – сила прокатки-волочении; ПВТ - сила на-тяжения полосы при прокатке-волочения; - коэф-фициент трения в подшипниках качения ( = 0,003); r - радиус шейки валка.

Частичные результаты опытов представлены в табл. 2, 3 и на рис. 1-4, из которых следует, что усло-вия деформации металла при прокатке и прокатке-волочении существенно отличаются, хотя общие за-кономерности влияния фактора формы /d cpl h оста-ются одинаковыми. Так, с увеличением /d cpl h опе-режение возрастает (табл. 2). Однако при прокатке с

/d cpl h ≥ 3, интенсивность увеличения опережения снижается, очевидно, вследствие сближения значе-ний угла контакта и коэффициента трения и увели-чения при этом роли горизонтальных составляющих силы прокатки. Максимальные значения средних ве-личин опережения составляют S = 6,1-7,3 % в сери-ях 3, 5 при несимметричной прокатке в валках с раз-ношероховатыми поверхностями и разного диаметра (табл. 1). Эти закономерности согласуются с извест-ными исследованиями [1].

При прокатке-волочении величины опереже-ния монотонно возрастают с увеличением факто-ра /d cpl h вследствие увеличения натяжения полосы от σН= 8,0-10,0 Н/мм2 при /d cpl h = 0,98-1,13 до σН = 102-110 Н/мм2 при /d cpl h = 4,2-4,5, когда начинают появляться линии течения Чернова-Людерса. В этих условиях деформации при e = 44-45 % опытное на-пряжение течения металла после деформации равно

Рис. 1. Изменение средних значений γ/α в зависимости от /d cpl h при прокатке (а) и прокатке-волочении (б): 1-3, 5 – се-

рии опытов (табл. 1)

σТ1 = 112,5 Н/мм2. Минимальные значения опереже-ния при небольших значениях напряжений σН близки к таковым при прокатке. Наличие несимметрии де-формации практически не влияет на уровень средних опережений. При факторе формы /d cpl h >1,5 замет-но влияние несимметрии на опережение. При этом для /d cpl h ≈ const опережение в условиях симме-тричного процесса волочения (табл. 2) всегда боль-ше, чем при несимметричном процессе прокатки. По-следнее обусловлено тормозящим действием ведомо-го валка и большими значениями переднего натяже-ния, что особенно заметно при использовании в про-цессе прокатки-волочения валков разного диаметра (табл. 3).

Кинематику очага деформации в полной мере отражают зависимости γ/α=ф( /d cpl h ) (рис. 1). При прокатке отношение γ/α во всех случаях монотонно уменьшается с увеличением фактора /d cpl h (рис. 1а). При этом для симметричного процесса (серия 1) зна-чения γ/α минимальны и при относительном обжатии ε > 5 % не превышают значений γ/α = 0,5 (табл. 2). При ε < 5 % вследствие влияния неравномерности вы-сотной деформации γ/α > 0,5. Во всех случаях несим-метричной прокатки (серии 2, 3, 5) отношение γ/α су-щественно больше, чем при симметричной прокатке. Это свидетельствует о возникновении в очаге дефор-мации дополнительных внутренних продольных на-пряжений, а также увеличения на 13 % среднего диа-метра валков в серии 5. При несимметричной прокат-ке для /d cpl h <1,5-2,2 процесс осуществляется со зна-чениями γ/α > 0,5, что обусловлено наличием в оча-ге деформации внутренних передних растягивающих напряжений.

В симметричном процессе прокатки - волочении (рис. 1б) (серия 1) отношение γ/α мало изменяется

Рис. 2. Изменение коэффициента трения в зависимости от /d cpl h при прокатке (а) и прокатке – волочении (б): 1-3, 5 –

серии опытов (табл. 1)

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 350

ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВОТаблица 3. Результаты экспериментов при прокатке и прокатке-волочении алюминиевых полос тощиной Н = 1,07 мм в валках с диаметрами Dв = 60,0 мм, Dн = 53,0 мм, Ra верх= 0,45 мкм, Ra низ= 0,45 мкм, смазка масло индустриальное 20 (Серия 5)h, мм ε, % b, мм P, кН pср, Н/

мм2σТ,

Н/мм2nσ ld/hcp S, % f ,fВ ТПВ,

кНσН, Н/мм2

γср/αсрверх низ

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 Прокатка в приводных валках

1,00 6,54 23,9 2,50 73,26 67,7 0,94 1,25 0,35 3,29 - - - 0,5520,95 11,21 23,8 3,50 78,67 73,7 0,93 1,82 0,50 7,08 - - - 0,4530,90 15,89 24,05 4,70 88,05 78,0 0,98 2,22 0,60 9,67 - - - 0,4960,85 20,56 24,1 6,50 106,78 81,8 1,13 2,59 0,50 11,37 - - - 0,4610,80 25,23 23,75 7,20 108,81 84,5 1,12 2,95 0,20 12,36 0,284 - - 0,4160,75 29,91 23,85 8,00 110,81 87,2 1,11 3,30 -1,30 11,70 0,164 - - 0,3370,70 34,58 23,8 9,10 117,72 89,5 1,14 3,65 -0,80 12,80 0,162 - - 0,3240,64 40,19 23,8 10,00 120,26 91,6 1,14 4,10 -0,50 12,46 0,148 - - 0,2910,61 42,99 23,8 10,70 124,41 92,5 1,17 4,28 0,02 12,54 0,146 - - 0,2800,55 48,60 24,0 11,40 123,87 94,9 1,14 4,72 0,80 12,97 0,143 - - 0,262

Волочение полос неприводных валках1,02 4,67 23,85 2,04 70,88 65,0 1,09 1,13 2,20 2,49 0,056 0,23 9,1 0,6940,97 9,35 23,9 3,05 74,78 71,7 1,04 1,65 3,80 4,88 0,054 0,33 13,7 0,6450,92 14,02 24,0 4,30 85,91 76,4 1,12 2,07 5,90 8,37 0,064 0,55 24,4 0,5880,81 24,30 24,0 5,50 83,81 84,1 1,00 2,88 7,90 12,16 0,071 0,78 39,4 0,5350,75 29,91 24,2 6,40 87,36 87,2 1,00 3,30 10,60 15,05 0,075 0,96 51,9 0,5320,70 34,58 23,9 6,70 86,31 89,5 0,96 3,65 13,00 19,94 0,086 1,15 67,4 0,5490,64 40,19 24,0 7,20 85,85 91,6 0,94 4,07 18,50 27,22 0,097 1,40 89,4 0,5770,591) 44,86 24,05 7,50 84,47 93,7 0,90 4,43 24,00 33,80 0,100 1,50 103,7 0,5910,542) 49,53 24,05 7,70 82,70 95,2 0,87 4,80 29,50 45,07 0,101 1,55 117,1 0,6130,523) 51,40 24,0 7,30 77,13 103,9 0,74 4,95 - - 0,108 1,58 124,2 -Примечание: 1) – появление линий течения Чернова-Людерса; 2) – обрыв полосы в конце протягивания;

3) – обрыв полосы в начале протягивания

при /d cpl h < 2 и монотонно уменьшается при /d cpl h>2 с γ/α ≈ 0,77 до 0,61. при несимметричном процес-се прокатки величины γ/α существенно меньше, что связано с тормозящим действием ведомого валка. При несимметричном процессе прокатки – волоче-нии окружные скорости валков в очаге деформации различны и могут быть определены из зависимости

ВД

ВМ

v1 ,

v ВМ ВДS S

где ВДS и ВМS - опережения соответственно на ведущем и на ведомом валках.

В соответствие с исследованиями максимальная разница скоростей валков в несимметричном устано-вивщемся процессе достигает ~10 %.

На рис. 2а видно, что при симметричной прокат-ке полос коэффициент трения f имеет минимальные значения и практически не зависит от геометриче-ских параметров деформации при /d cpl h >2,7. Вели-чины коэффициента трения находятся в пределах f = 0,1-0,11. В симметричном процессе при /d cpl h < 2,7 коэффициент трения не рассчитывали. При любом несимметричном процессе прокатки (рис. 2а) вли-яние трения на процесс повышается и средний ко-эффициент трения увеличивается от f = 0,125 до f ≈ 0,24. Коэффициент трения уменьшается с увеличе-нием /d cpl h , т.е. с увеличением скорости скольже-ния металла в очаге деформации. Во всем диапазоне

изменения /d cpl h >2,7 коэффициент трения при не-симметричном процессе заметно превышает значе-ния коэффициента трения в симметричном процессе, что может отрицательно сказываться на эксплуатаци-онной стойкости валков.

В симметричном процессе прокатки-волочения коэффициент трения изменяется в пределах fВ = 0,091-0,115 (рис. 2б), и мало отличается от симме-тричного процесса прокатки. Несимметричный про-цесс прокатки-волочения по диаметрам валков спо-собствует снижению влияния контактного трения и коэффициента трения. Так, при прокатке-волочении в валках с диаметрами 60 и 50 мм (серия 5) коэффи-циент трения снижается до fВ=0,053-0,109. При этом большее снижение коэффициента трения соответ-ствует меньшим значениям фактора формы /d cpl h . Уменьшение коэффициента трения в этом процес-се, на наш взгляд, обусловлено наличием в очаге де-формации продольных дополнительных напряжений вследствие различия окружных скоростей валков [1]. Однако увеличение шероховатости одного из валков до 3,05 мкм Ra (серия 3) при деформации тонких по-лос ( /d cpl h >2,5) приводит к увеличению коэффици-ента трения по сравнению с симметричным процес-сом.

На рис. 3 представлены зависимости средне-го нормального контактного напряжения от факто-ра /d cpl h . В условиях симметричной прокатки (се-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 51


рия 1) среднее нормальное напряжение рср в области /d cpl h = 1,1 = 4,7 увеличивается от рср = 65,5 Н/мм2

до рср = 149,4 Н/мм2. Уровень этих напряжений ниже, чем при прокатке в валках с повышенной шерохова-тостью (серии 2, 3), а при /d cpl h >3,0 (на тонких по-лосах) заметно выше, чем при использовании несим-метричной прокатки в валках разного диаметра (се-рии 4, 5). Снижение напряжения рср при прокатке в валках разного диаметра обусловлено воздействием дополнительных продольных растягивающих напря-жений, что подтверждает результаты выполненных ранее исследований [1].

В процессе прокатки – волочения средние нор-мальные контактные напряжения минимальны при симметричной деформации (серия 1) и при исполь-зовании валков с небольшой разницей диаметров (се-рия 4) (рис. 3б). Во всех других несимметричных условиях деформации (серии 2, 3, 5) средние нор-мальные напряжения оказались заметно больше, осо-бенно при небольших обжатиях ( /d cpl h <3,0). Оче-видно, такой характер изменения напряжения рср обусловлен повышением сопротивления деформации металла со стороны ведомого валка, со стороны ко-торого величины опережений больше. Во всех случа-ях деформации полос в процессах прокатки – волоче-ния средние нормальные контактные напряжения во всем диапазоне изменения /d cpl h существенно мень-ше, чем при обычном процессе прокатки с двумя при-водными валками. Например, при /d cpl h = 3,0 полу-

Рис. 3. Изменение среднего нормального контактного на-пряжения при прокатке полос (а) и при прокатке-волочении (б): 1-5 серии опытов (табл. 1)

чены такие значения напряжений рср:прокатка - ~110-140 Н/мм2

прокатка-волочение - ~78-94 Н/мм2.То есть снижение нормальных напряжений рср в

процессе прокатка – волочение составляет 33-38 %.Различие напряженного состояния металла в оча-

ге деформации в исследуемых процессах нагляд-но демонстрирует рис. 4, где показаны зависимости коэффициента напряженного состояния nσ от фак-тора формы /d cpl h . Коэффициент nσ для прокатки определяли из отношения nσ = рср/σф, а для процес-са прокатки-волочения из отношения nσ = рср/σТ (σТ – среднее напряжение течения металла; sф – сопротив-ление металла деформации (σф = 1,15×σТ)) (где 1,15 – коэффициент Лоде). В процессе прокатки полос ко-эффициент напряженного состояния изменяется в пределах ns = 0,9-1,0 при /d cpl h ≈ 1,1 до nσ = 1,13-1,48 при /d cpl h ≈ 4,0 (рис. 4а). При этом коэффициент nσ при симметричной прокатке меньше, чем при прокат-ке в валках с большей шероховатостью (серии 2, 3) и больше, чем при прокатке в валках с разными диаме-трами (серии 4, 5), что согласуется с ранее выполнен-ными исследованиями [1].

В процессе прокатка-волочение коэффициент nσ несколько различается при /d cpl h ≈ 1,11, когда nσ = 0,78-1,09 (больше в серии 5) и практически постоянен (nσ = 0,9-1,0) при прокатке тонких полос с /d cpl h >2,5 (рис. 4б). Таким образом, в процессе прокатка – во-лочение коэффициент напряженного состояния мало отличается от единицы. Применение процесса с ис-пользованием валков разного диаметра вызывает уве-личение коэффициента ns при факторе /d cpl h < 2,5 и не оказывает влияния на напряженное состояние ме-талла при прокатке тонких полос.

Одним из основных параметров, обеспечиваю-щих осуществление процесса прокатка – волочение без нарушения целостности полосы является допу-скаемая величина напряжения натяжения σН, дей-

Рис. 4. Изменение ns в зависимости от /d cpl h при прокат-ке (а) и прокатке – волочении (б) 1-5 серии опытов (табл. 1)

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 352


ствующая в сечении полосы. Исследования показали, что процесс прокатка – волочение без заметной де-формации полосы после выхода из валков осущест-вляется при относительных обжатиях 35-40 % с на-пряжениями натяжения равными σН ≈ 78-90 Н/мм2. При этих обжатиях напряжение течения металла по-сле деформации равно σТ1 = 107-110 Н/мм2. Для этих условий процесса прокатка – волочение отношение σН/σТ1 = 0,73-0,82. Эти отношения близки к предель-ным из условия разрыва полосы на выходе из валков. Наиболее реальными для осуществления процесса прокатка – волочение являются обжатия ε ≤ 25-30 %, когда σН/σТ1 ≈ 0,54 (при ε = 25 % σТ1 = 96,2 Н/мм2). В обычном процессе холодной прокатки полос относи-тельное натяжение составляет σН/σТ1 = 0,15-0,25. Уве-личение натяжения ограничивает неравномерное рас-пределение продольных напряжений по ширине по-лосы, с большими растягивающими напряжениями на кромках существенно превыщающими средние величины напряжений. При таком распределении на-пряжений возможны случаи порыва полосы на кром-ках на межклетевых участках.

В процессе прокатка – волочение существенно снижается сила прокатки, что уменьшает упругие де-формации валков и полосы, а наличие больших рас-тягивающих напряжений в очаге деформации умень-шает неравномерность распределения продольных напряжений растяжения по ширине полосы. Про-цесс прокатка – волочение может быть использован на дрессировочных станах, на реверсивных станах, в чистовых клетях непрерывных станов.

Для осуществления процесса достаточны мощ-ности существующих моталок. Передний конец за-дают в моталку как в обычном процессе прокатки, а

затем главные приводы отключают и осуществляют процесс прокатка – волочение. Очевидно, возможны и другие варианты использования рассматриваемого процесса прокатка – волочение.

Выводы Процесс прокатки – волочения в неприводных

валках позволяет уменьшить силу деформации ме-талла на 33-38 % по сравнению с классическим про-цессом прокатки. Обеспечивает создание в очаге де-формации и на выходе из валков значительных напря-жений натяжения, улучшающих планшетность гото-вой полосы.

Библиографический список1. Николаев В.А., Скороходов В.Н., Полухин В.П. Несимметричная тонколистовая прокатка. - М.: Металлургия, 1993. – 192 с.2. Освоение нессимметричной горячей прокатки на НШС 2000 Чер.МК / А.Ф. Пименов, Ю.В. Ли-пухин, А.И. Трайно и др. // Сталь. – 1988. - № 6. - С. 37-42.3. Горячая прокатка толстых полос в рабочих вал-ках разного диаметра / В.А. Николаев, Б.П. Рома-ника, А.Г. Васильев и др. // Сталь. – 1992. - № 11. - С. 45-47.4. Степаненко В.И., Стукач А.Г., Железняк Л.М. Силовые условия при волочении через ролико-вую волоку // Изв. вузов. Черная металлургия. - 1973. №8. - С. 97-103.5. Николаев В.А., Васильев А.Г. Усилие волоче-ния с вибронагружением // Изв. вузов. Черная ме-таллургия. 1982. №5 - С. 62-64.


УДК 621.771 Должанский А.М. /д.т.н./, Куцова В.З. /д.т.н./, Аюпова Т.А. /к.т.н./Национальная металлургическая академия Украины

Определение предельной степени технологической деформируемости металлов при прокатке клиновидных образцов

© Должанский А.М., Куцова В.З., Аюпова Т.А., 2010 г.

Предложена усовершенствованная методика определения предельной степени деформации металлов при прокатке клиновидных образцов, позволяющая повысить точность и упростить проведение эксперимента. Ил. 3. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: предельная степень технологической деформируемости, прокатка, клиновидные образцы

Suggested advanced method of metal ultimate reduction defi nition when rolling wedge-shaped samples enables to raise accuracy and simplify the experiment.

Keywords: ultimate technological deformability, rolling, wedge-shaped samples

Наука

Одним из методов исследования технологических свойств металлов является оценка их предельной сте-пени деформируемости до нарушения нормального

процесса формоизменения. Вид обработки давлени-ем (прокатка, волочение, прессование и т.д.) замет-но влияет на эту величину в связи с разными схемами напряженного и деформированного состояния метал-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 53


ла [1]. При прокатке, например, такое нарушение мо-жет представляться разрушением изделия вследствие исчерпания его пластических свойств, пробуксовкой раската в валках, поломкой валков из-за их недоста-точной прочности и т.д. Как правило, идентификация вида нарушения процесса определяется задачей ис-следований и трудностей не представляет.

Обычно в таких опытах возникает задача опреде-ления предельной степени деформации металла, при которой имеет место нарушение. Для этого часто ис-пользуют клиновидные образцы (рис. 1), задаваемые в валки тонким концом, а величину предельной лога-рифмической «истинной» деформации пред опреде-ляют по формуле [1]

0

1

ln харпред

хар

FF

, (1)

где 0харF и 1харF – площади поперечного сечения образца в характерных сечениях, соответствующих друг другу, до (индекс «0») и после (индекс «1») про-катки (например, в месте разрушения образца или его пробуксовки в валках).

Величину 1харF определяют по измеренным зна-чениям высоты 1h и ширины харb прокатанных об-разцов в характерном сечении (см. рис. 1).

Сложнее определить заранее неизвестное место на исходном образце c высотой 0харh на расстоянии

0харx от его переднего конца, которое соответствует месту будущего характерного сечения (разрушения) на прокатанном образце.

Для решения этой задачи на боковую поверх-ность исходного клиновидного образца перед про-каткой наносят с некоторым шагом ряд продольно расположенных меток [2].

Однако, нанесенные («процарапанные») риски могут явиться дополнительными концентраторами напряжений, которые способствуют преждевремен-ному разрушению образца в процессе его пластиче-ской деформации, а аналогичное использование ме-ток красящими пигментами сопровождается сниже-нием точности определения характерного сечения из-за изменения их размеров при деформации металла. Также такая подготовка образцов ощутимо усложня-ет эксперимент.

Цель работы состояла в усовершенствовании ме-тодики определения предельной степени техноло-гической деформируемости металлов при прокатке клиновидных образцов.

При проведении работы рассмотрели два возмож-ных варианта.

Вариант 1. Образец прокатывается без разруше-ния и пробуксовки. Тогда максимальная достигнутая степень деформации max определяется сечением его заднего торца по формуле (см. рис. 1):

02 0max

1 12

ln h bh b

. (2)

В этом случае ресурс технологической деформи-руемости металла не исчерпан. По сути

02 0

1 12

lnпредh bh b

. (3)

Вариант 2. Образец прокатывается с зафиксиро-ванным нарушением процесса любого вида. Напри-мер, место разрушения образца после прокатки опре-деляется визуально (рис. 2), и длина разрl участка об-разца до этого места (см. рис.1) может быть измерена.

При этом необходимо определить степень де-формации образца с учетом начальной его высоты

0харh в поперечном сечении, которое соответствует величине разрl .

Для этого случая имеем:- после прокатки в характерном сечении (где есть

разрушение/пробуксовка) 1 1хар харF h b ; (4)- до прокатки в соответствующем сечении (пока

неизвестном) 0 0 0хар харF h b . (5)Для клиновидных образцов можно в общем виде

выразить

02 010 01 0

0хар хар

h hh h xl

. (6)

Из условий постоянства объемов: 1 0V V , (7)где 0V , 1V - объем металла до и после прокатки

образца до его характерного сечения.Если пренебречь криволинейностью уширения

b1, что допустимо при 0 02b h

1 11 1 112 хар харV b b h l . (8)

Этому объему соответствует исходный объем

0 01 0 0 0 0 01 01 ( )2хар хар харV h b x b h h x ,

а с учетом формулы (6)

02 010 01 0 0 0 01 0 01 0

0

1 ( )2хар хар хар

h hV h b x b h x h xl

.(9)

При подстановке выражений (8) и (9) в равенство (7) после простых преобразований для корня ква-

а бРис. 1. Схема клиновидного образца: а – вид сбоку; б – вид сверху; ,разрl пробукl - расстояние от переднего конца прока-танного образца до характерного места нарушения процесса прокатки: разрушения или пробуксовки соответственно

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 354


дратного уравнения, имеющего физический смысл, имеем

2 21 11 0 101 0 01 0

0 202 01 02 01 02 01 0

( )( ) ( )

хар хархар

h b b l lh l h lxh h h h h h b

.(10)

Тогда алгоритм определения предельной степени деформации металла представляется следующим об-разом:

- образцы обмеряются (см. рис. 1) и деформиру-ются за один пропуск со спровоцированной возмож-ностью нарушения процесса прокатки. После прокат-ки визуально определяется положение lразр характер-ного сечения;

- измеряются необходимые размеры образца по-сле прокатки, а величина 0харx - рассчитывается по формуле (10);

- 0харh - определяется по выражению (6);- 0харF – по выражению (5); - 1харF – по формуле (4);- предельная степень деформации пред – по фор-

муле (1).Усовершенствованную методику использовали1

при прокатке со скоростью 0,3 м/с на лабораторном стане дуо 180. Были установлены стальные закален-ные валки с шероховатостью 1aR мкм и несма-занной поверхностью. Размеры исходных образцов согласно рис. 1 составили h01= 3 мм, h02 = 11 мм, b0 = 10 мм, l0 = 46 мм.

В первой серии опытов образцы литейных спла-вов АК7ч – немодифицированного и комплексномо-дифицированного стронцием и скандием [3, 4] в ли-том состоянии и после водородной обработки прове-денной в соответствии с режимами [5] прокатывали при зазоре между валками меньшем, чем 01h (см. рис. 1). Каждый опыт дублировали 3 раза.

После прокатки образцы обмеряли с точностью до 0,01 мм с помощью микрометра (толщина, шири-

на) и 0,1 мм - штангенциркулем (длина).Вид характерных образцов до и после прокатки

представлен на рис. 2. Из этих данных видно, что определение размеров образцов после прокатки не вызывает затруднений.

Результаты соответствующих расчетов предель-ной степени деформируемости испытанных образцов представлены на рис. 3.

По этим данным можно, в частности, выбрать вид обработки материала образцов, которая обеспе-чивает их максимальную деформируемость. В дан-ном случае показано, что наибольшее влияние на де-формируемость сплава АК7ч оказывает комплексная физико-химическая обработка расплава - микролеги-рование стронцием и скандием в оптимальной кон-центрации [2, 3] - водородная обработка (20 мин). При этом деформируемость сплава повышается на 60 % по сравнению с литым сплавом исходного состава.

Представленные данные могут быть использова-ны для оценки технологической деформируемости и других материалов при прокатке. Развитие этой ме-тодики может идти в направлении учета криволиней-ной формы боковой поверхности образцов после их прокатки, а также учета упругой отдачи валкового узла, которая приводит к незначительному непосто-янству толщины прокатанных образцов по их длине.

ВыводыПредложена усовершенствованная методика

определения предельной степени деформации метал-лов при прокатке клиновидных образцов, позволяю-щая повысить точность и упростить проведение экс-перимента.

Методика опробована в лабораторных услови-ях для выявления рационального сочетания факто-ров комплексного воздействия при микролегирова-нии комплексом стронций-скандий и водородной об-работке расплава, обеспечивающих значительное по-вышение деформируемости литейного алюминиево-го сплава.

Библиографический список1. Теоретические основы обработки металлов дав-лением: Монография (В 2-х томах) / В.М. Илю-кович, А.П. Огурцов, Н.Е. Нехаев, С.В. Ершов. –

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

Литой H2 20 мин 40 мин 60 мин 90 мин

t, минt, мин

АК7чАК7ч(Sr,Sc)

Рис. 3. Зависимость технологической деформируемости сплавов АК7ч – исходного состава и содержащего ком-плекс стронций-скандий от режима водородной обработ-ки расплава

а б

в г

Рис. 2. Вид образцов из сплава АК7ч в исходном состоянии и после испытаний технологической деформируемости: а, б – исходный состав; в,г – при содержании комплекса стронций-скандий; а, в - литое состояние; б, г – после водородной обра-ботки расплава

1 При участии инженера Абрамова Н.И.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 55

ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВОДнепропетровск: РВА «Дніпро-ВАЛ», 2001. – Т. 1. - 518 с.2. Грудев А.П. Трение и смазка при обработке ме-таллов давлением. – М.: Металлургия, 1982. - 312 с.3. Влияние микролегирования Sr и Sc на струк-туру сплава АК7ч / В.З. Куцова, Т.А. Аюпова // Строительство, материаловедение, машиностро-ение: сб. научн. тр. – Вып. 36, ч. 1. – Днепропе-тровск, ПГАСиА. – 2006. - С. 201-209.4. Влияние микролегирования Sr и Sc на фазовый

состав и свойства АК7ч / В.З. Куцова, Т.А. Аюпо-ва, М.Ю. Амбражей // Строительство, материало-ведение, машиностроение: сб. научн. тр. – Вып. 41, ч. 1. – Днепропетровск, ПГАСиА. – 2007. - С. 18-30.5. Влияние водородной обработки расплава на структуру и свойства сплава типа АК7ч / В.З. Ку-цова, Т.А. Аюпова // Металловедение и термиче-ская обработка металлов. – 2008. - №4. – С. 50-61.


УДК 621.771.063 Делюсто Л.Г. /к.т.н./ООО «Компания «Нординкрафт»

Шахтарин В.Н. /д.т.н./Институт химии силикатов РАН

Совершенствование конструкции прокатных клетей с использованием электромагнитного поля

Отмечаются положительные и отрицательные стороны модернизации существующих конструкций прокатных клетей. Обосновывается предложение о замене существующих прокатных клетей для прокатки горячекатаных и холоднокатаных листов и полос на прокатные клети с электромагнитным нажимным механизмом. Приводится расчет электромагнитных сил, действующих на прокатные валки при их выходе из устойчивого положения под действием возмущающих факторов. Ил. 5. Табл. 1. Библиогр.: 13 назв.

Ключевые слова: прокатная клеть, электромагнитный нажимной механизм, валки, электромагнитные силы

Positive and negative aspects of current rolling mill design development are considered. Substitution of current rolling mills for hot and cold rolling of sheets and strips by rolling mills with electromagnetic screw-down mechanism is suggested and justifi ed. Calculation of electromagnetic forces acting on the mill rolls under the effect of disturbing factors is presented.

Keywords: rolling mill, electromagnetic screw-down mechanism, rolls, electromagnetic forces

Наука

© Делюсто Л.Г., Шахтарин В.Н., 2010 г.

Известно, что основные фонды металлургиче-ских комбинатов России, и в первую очередь, станы горячей и холодной прокатки листов и полос, мо-рально устарели и требуют не столько модерниза-ции, сколько полной замены.

На протяжении нескольких десятилетий в цехах горячей и холодной прокатки, модернизации и рекон-струкции подвергались лишь отдельные узлы про-катных клетей. Совершенствовались системы водя-ного охлаждения валков. Вместо электромеханиче-ских нажимных механизмов на станах стали приме-няться гидравлические нажимные механизмы (ГНУ). В технических журналах регулярно появляются ста-тьи по выбору оптимальных режимов прокатки, со-отношений диаметров валков, их взаимного распо-ложения в клети и т.д. Однако, способ прокатки ли-стов и полос, конструктивная схема прокатной кле-ти остаются прежними: сила передается через по-душки опорных валков к гидроцилиндрам нажимных устройств. Для компенсации прогиба валков приме-няются гидравлические системы противоизгиба вал-ков. Тем не менее, эти и другие усовершенствова-ния конструкции прокатной клети пока не позволяют существенно снизить напряженное состояние метал-ла в очаге деформации. По-прежнему, готовый про-

кат имеет внутренние и внешние дефекты, связанные с неравномерностью деформации по длине и шири-не полосы. Неравномерность деформации и неустой-чивость валков относительно вертикальной оси сим-метрии прокатки способствуют образованию разно-толщинности полосы и появлению на ее поверхно-сти дефекта «рябизна», образующейся при вибрации элементов клети и пробуксовке валков. В зарубежных конструкциях прокатных клетей для регулирования профиля полосы применяются системы поперечной сдвижки и скрещивания валков (технология CVC). Однако, несмотря на эти конструктивные изменения, произошедшие в прокатном производстве в мире за последние 30-35 лет, кардинально продвинуться в направлении повышения качества готового проката пока не удается. Из-за больших изгибающих момен-тов валки быстро изнашиваются. Частая замена вал-ков снижает производительность прокатных станов и увеличивает себестоимость проката.

Наличие большого количества гидравлическо-го оборудования в клети усложняет ее управление и также приводит к удорожанию продукции. Выше пе-речисленные конструктивные недостатки прокат-ных клетей можно исключить, если изменить физи-ческую природу получения усилия прокатки и схе-му его приложения к валкам при помощи электромаг-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 356


нитного поля. Целью настоящей работы является повышение

стабильности и точности процесса прокатки путем совершенствования конструкции прокатных клетей с использованием электромагнитного поля.

Анализ международных патентов показывает, что приоритет в создании изобретений на новый способ прокатки с использованием электромагнитных полей принадлежит изобретателям США [1]. Значительно продвинулись в создании прокатных клетей с элек-тромагнитными системами изобретатели в Японии [2].

Известны отечественные изобретения для прокат-ки полос в магнитном поле. В.И. Бойко в 1977 г. пред-ложил пропускать по прокатным валкам, размещен-ным между постоянными электромагнитами, элек-трический ток. При перемещении полосы между вал-ками, в очаге деформации возникает тянущая сила Лоренца, частично разгружающая привод клети [3]. В 1987 г. Л.Г. Делюсто и Е.У. Гершович (СКМЗ, Кра-маторск) изобрели способ прокатки полос в постоян-ном магнитном поле, согласно которому вдоль осей валков пропускают постоянный электрический ток, а валки размещают между полюсами постоянных элек-тромагнитов [4]. Сила прокатки создается внутри валков и не передается на остальные элементы кле-ти. На основе этого изобретения, начиная с 1997 г. в России на металлургическом комбинате ОАО «Север-сталь» были получены патенты РФ на новый способ прокатки полосы в прокатной клети с электромагнит-ным нажимным механизмом и два японских патента

[5-7]. В работе [8] изложены основы прокатки метал-лов в магнитном поле. Приведены схемы прокатных клетей с электромагнитным нажимным механизмом. Результаты экспериментов на действующей модели клети кварто показали, что при прокатке с увеличе-нием напряженности магнитного поля, коэффици-ент внешнего трения существенно уменьшается. Это позволит управлять режимом прокатки путем искус-ственного регулирования трения в очаге деформации.

Магнитные системы прокатных клетей с П-образным электромагнитным нажимным механиз-мом (ЭМК), представлены на рис. 1, 2.

На рис. 1 показаны схемы сил, действующих на валки при прокатке полосы в двухвалковой клети с электромеханическими и гидравлическими нажимны-ми механизмами (а) и в двухвалковой электромагнит-ной клети (б). В случае прокатки в ЭМК вертикаль-ные реакции на подушки и подшипники валков рав-ны нулю (R = 0). На рис. 2 показаны схемы электро-магнитных клетей дуо (а), кварто (б), сексто (в) и сил, действующих на валки в магнитном поле сексто (г). Как видно на рис. 2 (в), сила прокатки аР создается не только силами пQ притяжения валков (поз. 3) к по-люсам магнитопроводов (поз. 1), но силами отталки-вания валков от электромагнитов отQ (поз. 6), имею-щих одинаковую полярность [9]. На рис. 3 показана схема прокатной клети кварто с катушками возбуж-дения в виде соленоидов (а) и схема прокатной клети кварто с дополнительными внешним и внутренним магнитопроводами.

Силу прокатки на единицу активной длины валка (без дополнительных магнитопроводов) можно вы-числить по формуле

2

0

2 , / .. .3

нB RP H м п

, (1)

где Rн - радиус нажимного валка, м.

С дополнительным внешним магнитопроводом

2

0

21 , / .. .12

нB RP H м п

, (2)

Рис. 1. Схемы сил, действующих на валки при прокатке полосы: а – в двухвалковой клети с нажимными винтами; б - в двухвалковой электромагнитной клети

Рис. 2. Схемы электромагнитных клетей: а – дуо; б – кварто; в – сексто; г – сил, действующих на валки в магнитном поле сексто

Рис. 3. Зависимость текстуры деформации от относитель-ного обжатия при прокатке: а – образцов медной проволоки Ø 1,25 мм в ЭМК; б – КНВ

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 57


В случае использования дополнительных внеш-него и внутреннего магнитопроводов, можно, при том же значении силы прокатки, уменьшить потре-бляемую катушками мощность примерно в 15-18 раз, по сравнению с вариантом без магнитопроводов [8].

Из формул (1-2) следует, что сила прокатки в ЭМК прямо пропорциональна квадрату магнитной индукции на поверхности нажимного валка и радиу-су нажимного валка. Пример расчета основных энер-госиловых параметров прокатки полос приведен в ра-боте [10].

Наряду с новым направлением, в мире существу-ет традиционное направление совершенствования прокатного оборудования, суть которого состоит в модернизации существующих прокатных клетей, и в результате которой были созданы и применяются в настоящее время на практике гидравлические систе-мы изгиба, противоизгиба, смещения и скрещивания прокатных валков [11].

Однако до сих пор не удается исключить разно-толщинность на полосе и устранить поверхностные дефекты, особенно дефект «рябизна», причиной воз-никновения которого является вибрация элементов клети и полосы, которая возникает при неустойчи-вом положении валков в связи с непрерывно изменя-ющимися условиями прокатки. Действие на элемен-ты клети механизмов изгиба, противоизгиба, скре-щивания валков, переднего и заднего натяжения, ускорения, замедления, колебаний усилия прокатки, внешнего трения, температуры в зоне деформации, механических свойств металла и т.п., неизбежно при-водит к нарушению стабильности прокатки и сниже-нию качества проката.

В процессе прокатки валки в пределах техноло-гических зазоров между подушками и внутренними плоскостями окон станины клети начинают колебать-ся в горизонтальной плоскости относительно верти-кальной оси симметрии прокатки. Эти колебания не-контролируемой частоты и амплитуды сопровожда-ются ударами подушек валков о стенки окна стани-ны, что приводит в колебание все элементы клети.

При вибрации валков трение между валками и поло-сой уменьшается, начинается пробуксовка валков от-носительно полосы, на поверхности которой возника-ют светлые и темные пóлосы, называемые дефектом «рябизна». Указанные недостатки пытаются устра-нить созданием дополнительных механических при-способлений [12], что усложняет конструкцию клети.

Известно, что на устойчивость процесса влияет множество факторов, основным из которых являет-ся внешнее трение, которое изменяется в процессе прокатки как в очаге деформации, так и в зонах кон-такта между рабочими и опорными валками. В оча-ге деформации внешнее трение изменяется в зависи-мости от состояния поверхности полосы и рабочих валков, от температуры металла, скорости прокатки, механических, химических и физических свойств де-формируемого металла. Эта величина переменная во времени. Определить ее в процессе прокатки по фор-мулам невозможно, поэтому исключить пробуксовку валков относительно друг друга и относительно по-лосы, и как следствие, колебания валков и удары по-душек о станину клети до сих пор не удается.

Указанный недостаток можно устранить, разме-щая в контактных зонах локальные электромагнит-ные или магнитные устройства, контролирующие ко-эффициенты «магнитного» трения в зонах контак-та валков и в очаге деформации [13]. В магнитном поле коэффициент внешнего трения в очаге деформа-ции имеет совершенно иной физический смысл. Если обычное (машинное) трение обусловлено механиче-ским зацеплением выступов микрорельефа сопри-касающихся тел, то «магнитное» трение обусловле-но магнитным притяжением выступов друг к другу и изменением топографии контактирующих поверхно-стей под влиянием электромагнитных сил.

Коэффициент «магнитного» трения можно опре-делить по формуле

fм = πμ0μсрH2LK0cosα/ 2kнσsbп , (3)

где μ0 - магнитная проницаемость вакуума, Гн/м; μср - относительная магнитная проницаемость среды; Н - напряженность внешнего магнитного поля, А/м; L - длина бочки валка, м; К0 - коэффициент охвата вал-ка полюсом электромагнита; α - угол между усилием притяжения валка к полюсу электромагнита и верти-кальной составляющей этого усилия, град.; kн - коэф-фициент напряженного состояния; σs - сопротивление деформации, Н/м2; bп - ширина полосы, м.

Из выражения (3) видно, что коэффициент «маг-нитного» трения можно искусственно изменять в процессе прокатки, уменьшая или увеличивая напря-женность магнитного поля Н. То есть fм = φ(H), что невозможно осуществить в условиях машинного тре-ния.

Возвращению валков в устойчивое положение способствует также основное внешнее магнитное поле, которое используется для создания в электро-магнитной клети усилия прокатки.

Согласно схеме сил на рис. 4, возвращающую магнитную силу можно вычислить по выражению

Р 4 К й

1

2

3

4

5

1

1

2

3

1

а) б)

Рис. 4. Конструктивные схемы магнитных систем прокатной клети с электромагнитным нажимным механизмом: а – без дополнительных магнитопроводов; б – с дополнительными магнитопроводами; 1 – катушки возбуждения (соленоиды); 2 – нажимные прокатные валки; 3 – рабочие прокатные валки; 4 – дополнительный внешний магнитопровод; 5 – дополнительный внутренний магнитопровод

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 358


Pг1 = B2DнLsinα·cosα/2μ0, (4)где B - индукция магнитного поля, Тл; Dн - диа-

метр нажимного валка, м; L - длина бочки нажимного валка, м; α – угол между вертикальной осью симме-трии ОО1 и линией, соединяющей центры нажимно-го и рабочего валка в отклоненном положении, опре-деляемый по формуле

α ≈2 ihRi

, (5)

где hн = ∆/2, ∆ - абсолютное обжатие; Rн - радиус нажимного валка.

ПримерОпределим возвращающую магнитную силу, если B = 2 Тл, Dн = 1,6 м, L = 2 м, ∆ = 0,2 мм, hн =

0,1 мм = 10-4 м

Угол α =42 10 0,02

0,8

, т.е., отклонение от оси

симметрии рабочего валка составляет 1°15'. Тогда, согласно выражению (4), получим

Рг1=2 72 10 1,6 2 0,02 50955 51

2 4 3,14Н кН

Примем максимальную разность между перед-ним и задним натяжением ∆Q = 70 кН. Тогда ∆Q/2 = 70/2 = 35кН<51 кН.

Из приведенного выше расчета следует, что ра-бочие валки будут удерживаться магнитным полем в плоскости симметрии и устойчивость прокатки не нарушится. Таким образом, электромагнитная клеть представляет собой самовосстанавливающуюся си-стему, способную противостоять изменениям усло-вий прокатки и внешним возмущающим факторам.

Безусловным достоинством прокатной клети с электромагнитным нажимным механизмом являет-ся его быстродействие и значительно меньшая инер-ционность по сравнению с гидронажимным механиз-мом (ГНУ), поскольку электромагнитная энергия не-посредственно превращается в механическую работу по перемещению прокатных валков и созданию де-формирующего усилия.

Экспериментально доказано, что скорость пере-

мещения валков в магнитном поле может достигать 130 мм/с и более. В таблице приведены результаты измерения времени сближения рабочих валков в дей-ствующей модели четырехвалковой прокатной клети при индукции в очаге деформации 1 Тл.

Согласно данным ОАО «Северсталь» скорость перемещения гидроцилиндров в рабочем режиме от САРТ составляет 2 мм/с при максимальном бы-стродействии гидравлической системы автоматики 30-50 Гц. Электромагнитная энергия, создаваемая в самих валках, перемещает их навстречу друг другу без механических потерь на преодоление техноло-гических зазоров в подшипниках и в других элемен-тах прокатной клети, так как электромагнитное дав-ление непосредственно приложено к валкам, а не к подушкам. Данная особенность ЭМК позволит зна-чительно повысить точность прокатки и снизить брак

Таблица. Время сближения валков в модели электромагнитной клетиНачальное расстояниевалка от базы sо, мм

86,5 88,0 87 86,5 86,5

Конечное расстояниевалка от базы sк, мм

90,4 90,4 90,4 90,4 90,4

Расстояние между валками (зазор) ∆s, мм 3,9 2,4 3,4 3,9 3,9Время до смыканиявалков, с:

τ1τ2τ3

0,030,040,02

0,010,020,02

0,050,020,03

0,050,060,05

0,060,070,08

Среднее время смыкания валков τср, с 0,030 0,025 0,050 0,053 0,07Ток возбуждения I, А 240 240 240 100 50Индукция в очаге деформации В, Тл 1,0 1,0 1,0 0,4 0,2Напряженность в очаге деформации Н, А/м 2·105 2·105 2·105 8,4·104 4,2·104

Скорость перемещения валков, мм/с 130,0 96,0 68,0 73,6 55,7

α

α

М

Рп

Р в

РгРг

Рв1

Рг1

Рг

Dоп

Q/2

Нажимной валок

соленоид

Рабочий валок

полоса

1н

2н

1р

2р

Р 5 С

S/2

hн

О

О1

Рис. 5. Схема сил, действующих на валки в магнитном поле соленоида

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 59


по разнотолщинности и коробоватости полосы. Другой особенностью ЭМК является изменение

направления текстуры деформации при прокатке в магнитном поле с осевого, присущего существующей технологии прокатки, на радиальное. На рис. 5 показа-на зависимость текстуры деформации от относитель-ного обжатия при прокатке образцов медной проволо-ки диаметром 1,25 мм в лабораторной элетромагнит-ной клети ЭМК (кривые 1) и в клети с нажимными ме-ханизмами КНВ (кривые 2). Из графиков видно, в ка-ком направлении развивается деформация. В случае прокатки в ЭМК, деформация интенсивно развивается в радиальном направлении, то есть металл течет в оча-ге деформации не только вдоль прокатки, но и по ши-рине полосы. Данное преимущество ЭМК перед тра-диционной клетью позволит увеличить обжатие в по-следней клети стана холодной прокатки, то есть рас-ширить технологические возможности стана.

Преимущества электромагнитной клети перед традиционной прокатной клетью с гидравлическим нажимным механизмом таковы:

1. Отсутствие гидронажимного устройства для создания усилия прокатки путем приложения усилий к подушкам валков.

2. Отсутствие гидравлической системы противо-изгиба валков.

3. Отсутствие гидравлической системы горизон-тальных смещений валков.

4. Отсутствие гидравлической системы скрещи-вания валков.

5. Возможность управления внешним трением в очаге деформации и в зоне контакта валков и как след-ствие, отсутствие пробуксовки и вибрации полосы, по-вышение производительности прокатного стана.

6. Повышение стойкости валков и подшипников.7. Снижение себестоимости изготовления клети и

готового проката.8. Повышение стабильности и точности прокат-

ки, исключение вибрации элементов клети.9. Исключение разнотолщинности и дефекта «ря-

бизна».Экономический эффект от внедрения на одном

4-х клетевом стане холодной прокатки прокатных клетей с электромагнитным нажимным механизмом согласно расчетам составляет 1740 тыс. долл. США, срок окупаемости около 6,5 лет.

Библиографический список 1. Новости черной металлургии за рубежом. – 2001. - № 2. - С. 105-108.2. Патент Японии. № 62-174655.3. А.с. №737032 В 21 В 1/02. СССР Способ про-дольной прокатки / В.И. Бойко // Заявл. 22.11.77; Опубл. 30.05.80, Бюл. № 20.4. А.с. № 1439816 В 21 В 1/00 СССР Способ прокатки /Л.Г. Делюсто, Е.У. Гершович // Заявл. 10.09.68; Опубл. 28.03.70, Бюл. 18.5. Пат. 2195377 Российская Федерация, МПК7 В 21 В 27/02. Прокатная клеть [Текст] / Хартунг Ханс-Георг (DE), Мюнкер Йохен (DE), Рихтер Ханс-Петер (DE); пат. пов. Кузнецов Ю.Д. - № 97111308/02; Заявл. 02.07.1997; опубл. 27.12.2002, Бюл. № 36.6. Патент Японии № 4263486.7. Патент Японии № 4111387.8. Делюсто Л.Г. Основы прокатки металлов в по-стоянных магнитных полях. - М.: Машинострое-ние, 2005. – с.9. Делюсто Л.Г., Шахтарин В.Н. Магнитные си-стемы прокатной клети с электромагнитным на-жимным механизмом / Проблемы создания и экс-плуатации новых типов электроэнергетическо-го оборудования. - Санкт-Петербург: Российская Академия наук, 2002. - Вып. 4. - С. 60-72.10. Делюсто Л.Г. Метод расчета энергосиловых параметров прокатки полос в клетях прокатных станов с электромагнитным нажимным механиз-мом //Вестник машиностроения. – 2002. - № 6. - С. 67-70.11. Хольц Р., Джепсен О.Н., Веллер А. Современ-ный реверсивный стан холодной прокатки спе-циальных сталей // Черные металлы. - 2006. - Фев-раль. - С. 74-78.12. Гарбер Э.А., Болобанова Н.Л., Дилигенский Е.В. Методология конструирования шестивал-ковых клетей широкополосных станов холодной прокатки // Производство проката. - 2007. - № 1. - С. 6-15.13. Пат. 2264873 Российская Федерация, МПК7 В 21 В 1/ 28. Способ холодной прокатки полос [Текст] / Делюсто Л.Г. - № 20041103061/02; Заявл. 05.02.2004; опубл. 27. 11.2005, Бюл. № 33.


Â ÐÅÄÀÊÖÈÈ ÌÎÆÍÎ ÇÀÊÀÇÀÒÜ ÝËÅÊÒÐÎÍÍÓÞ

ÂÅÐÑÈÞ ÆÓÐÍÀËÀ

ñòîèìîñòü ýëåêòðîííîãî âàðèàíòà - 180 ãðí.,

ñòîèìîñòü ïå÷àòíîãî âàðèàíòà - 330 ãðí.

êîíòàêòíûé òåëåôîí, ôàêñ 0562-46-12-95

200350

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 360

ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 621.774.001.76 (470) Литвяк В.Г., Фрейдлин В.И., Поливода В.Ф.ГП «Укргипромез»

Техническое переоснащение трубопрокатного цеха в условиях действующего производства

в ОАО «Таганрогский металлургический завод»

© Литвяк В.Г., Фрейдлин В.И., Поливода В.Ф., 2010 г.

В основу проектных решений при техническом переоснащении трубопрокатного цеха поставлена задача - увязать действующие технологические линии и существующее объёмно-планировочное решение цеха с оптимальной схемой размещения современных технологических линий по производству труб высокого качества при минимальных капитальных затратах. Осуществление принятых решений и мероприятий позволяет сократить продолжительность строительства на 15 %, снизить стоимость строительства и потери производства трубной продукции в период вынужденной остановки технологического процесса. Ил. 3.

Ключевые слова: техническое переоснащение, трубопрокатный цех, размещение оборудования, защита конструкций, выбивка колонн.

The task of design concepts when technical re-equipment of pipe-rolling department is to co-ordinate the current manufacturing lines and layout and arrangement of the department with the optimum layout of modern tube making lines at minimum investment costs. Accomplishment of accepted solutions and measures allows reducing construction period to 15 %, lowering cost of building and loss of tube making during the forced stop of manufacturing process.

Keywords: technical re-equipment, pipe-rolling department, arrangement of equipment, protection of constructions, knock-out of columns


В 2006 г. по поручению ОАО «Таганрогский ме-таллургический завод» (ОАО «Тагмет») ГП «Укрги-промез» с привлечением контрагентских проектных организаций разработал проектную документацию технического переоснащения трубопрокатного ком-плекса завода с обеспечением производства бесшо-вных труб диаметром 73-273 мм различного назначе-ния с высоким качеством внутренней и наружной по-верхности и высокой степенью точности по толщине стенки и диаметру.

В настоящей статье рассмотрены мероприятия по техническому переоснащению производства на от-дельном участке комплекса – в трубопрокатном цехе № 2 (ТПЦ № 2).

В соответствии с программой технического пе-реоснащения на месте демонтированного трубо-прокатного агрегата с пилигримовым станом было предусмотрено сооружение нового трубопрокатно-го агрегата (ТПА) с современным непрерывным ста-ном PQF, основное оборудование которого постави-ла фирма «SMS MEER» (Германия). Проектная мощ-ность установленного ТПА обеспечит изготовление 600 тыс. т труб в год.

Реконструктивные мероприятия осуществлялись в условиях действующего производства на производ-ственных площадках, где эксплуатировались суще-ствующие технологические линии, сети энергоснаб-жения и транспортные коммуникации.

Для осуществления намечаемого техническо-го переоснащения производства проектировщикам предстояло решить целый ряд технически сложных

задач, в том числе:1. Размещение современных технологических ли-

ний в существующем цехе, где объёмно-планировочные решения не соответствовали планировочным схемам проектируемых технологических линий.

2. Снижение потерь производства на участках, остановленных на период выполнения реконструк-тивных мероприятий.

3. Снижение стоимости работ и трудозатрат на ре-конструкцию участков каркаса здания цеха, попадаю-щих в габарит проектируемых технологических ли-ний.

4. Разработка конструктивных решений по обе-спечению устойчивости существующих сооружений, попадающих в габарит проектируемых котлованов, а также решений по выбивке основных несущих ко-лонн каркаса здания, попадающих в габарит проек-тируемых технологических линий.

Исходя из условий строительства, в проекте при-нят следующий порядок выполнения работ.

1. Строительство в опережающие сроки участ-ков подземных коммуникаций, кабельных тоннелей и тоннелей гидросмыва, попадающих в пятно проекти-руемых котлованов под фундаменты оборудования, в случае прокладки их на более низких отметках.

2. Строительство в первую очередь тоннелей и других внутрицеховых коммуникаций, которые про-кладываются под проектируемыми фундаментами и сооружениями или отрезают доступ к строящимся объектам.

3. Строительство новых зданий и сооружений.Следует отметить, что конструктивные решения

по усилению, защите и переопиранию существую-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 61


щих конструкций принимались в тесном сотрудни-честве с исполнителями этих работ – подрядными строительно-монтажными организациями.

Решения, принятые в проекте, поясняются рисун-ками 1-3. Для обеспечения устойчивости существу-ющих фундаментов были предусмотрены специаль-ные мероприятия по закреплению грунтов под подо-швой фундамента, а также крепление откосов котло-ванов при строительстве новых фундаментов вбли-зи существующих сооружений. В качестве элементов крепления откосов проектируемых котлованов вбли-зи существующих сооружений были использованы металлические трубы диаметром 219 мм, прокаты-ваемые на данном заводе, что исключило необходи-мость приобретения дорогостоящего шпунта (рис. 1).

На участках примыкания к существующим фунда-ментам более заглубленных проектируемых тоннелей в качестве мероприятий по закреплению грунта осно-ваний под фундаментами были предусмотрены буро-инъекционные сваи. Бурение скважин производилось с отметки пола цеха с проходкой сквозь первую сту-пень фундамента. Для образования зоны инъектиро-вания (закрепления грунта) - под фундаментом с от-метки подошвы - труба, устанавливаемая в скважину, была выполнена перфорированной (рис. 2).

Взамен выбиваемых колонн предусмотрены спе-циальные опорные рамы – порталы, состоящие из металлических опор, балок и связей. На отдельных участках по внутренним осям цеха под опоры порта-ла были запроектированы и выполнены новые фунда-

менты (см. рис. 1), по крайним осям было предусмо-трено усиление существующих фундаментов (рис. 3). Передача нагрузок с выбиваемых колонн на проекти-руемый портал происходит в месте переопирания на портал сохраняемых участков колонн в пределах узла замоноличивания.

Портал рассчитан и запроектирован таким об-разом, что воспринимает вертикальные и горизон-тальные усилия выбиваемой колонны. Это позволи-ло избежать расчетов и усиления существующих кон-струкций здания.

Устойчивость каркаса здания на участках выбив-ки колонн обеспечивалась выполнением следующих условий и последовательности выполнения работ:

- строительство фундаментов под опоры с после-дующей выдержкой до набора 100%-й прочности;

- насечка по поверхности выбиваемых колонн с четырёх сторон горизонтальных шпонок глубиной 20-25 мм в пределах узла замоноличивания;

- монтаж колонн и связей портала;- монтаж верхних балок и связей портала;- установка арматуры узла замоноличивания с

приваркой её к рёбрам жёсткости балок портала и опирание на насеченные шпонки существующих ко-лонн;

- установка металлической опалубки (днища) узлов замоноличивания;

- бетонирование узлов колонн бетоном на основе быстротвердеющего безусадного цемента «Мафлоу» с последующей выдержкой 72 часа;

- резка колонн безударным методом при помощи канатной стенорезной машины;

Рис. 1. Крепление откосов проектируемых котлованов вблизи существующих сооружений: 1 – существующий фун-дамент; 2 – новый фундамент под опору портала; 3 – огражде-ние котлована из металлических труб Ø 219 мм; 4 – опорная рама из металлопроката; 5 – балки опорной рамы из металло-проката; 6 – засыпка местным грунтом; 7 – фундамент под обо-рудование, сооружаемый во втором этапе

Рис. 2. Крепление существующих фундаментов вдоль проектируемых тоннелей: 1 – существующий фундамент; 2 – строящийся тоннель; 3 – пол цеха; 4 – обратная засыпка из местного грунта; 5 – подготовка под фундамент; 6 – основание под фундамент из естественного грунта; 7 – буроинъекцион-ные сваи Ø 132 мм; 8 – перфорация Ø 12 мм; 9 – зоны инъек-тирования (закрепление грунта); 10 – основание под тоннель; 11 – откос котлована под тоннель без крепления

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 362


- выбивка нижней части колонн при помощи же-лезобетонолома;

- монтаж металлоконструкций нижних балок пор-тала;

- бетонирование нижней части узла замоноличи-вания.

Выполнение вышеприведенных мероприятий по-зволило избежать затрат на демонтаж и восстановле-ние конструкций существующего цеха, что сократи-ло сроки строительства на 15 %.

Наиболее характерными особенностями техни-ческого переоснащения ТПЦ-2 являются:

1. Системный подход к организации технического переоснащения предприятия, который предусматри-вает координацию всех участников процесса: заказ-чика, генеральных проектной и подрядной строитель-ной организаций, предприятий-поставщиков обору-дования и продукции стройиндустрии. Для этого был создан координационный штаб и его оперативный ор-ган – рабочая группа, в состав которой вошли пред-ставители генерального подрядчика, ОКСа завода и авторского надзора генерального проектировщика.

2. Значительная экономия капитальных затрат, в связи с использованием существующего здания цеха, существующих объектов вспомогательного назначе-ния, транспортных коммуникаций, сетей и сооруже-ний.

3. Использование собственной трубной непрерыв-нолитой заготовки, что обеспечило необходимое коли-чество труб, а также снизило их себестоимость и, соот-ветственно, улучшило показатели работы завода.

4. Значительная часть объёмов строительно-монтажных работ была выполнена без остановки основных технологических процессов, что явилось важным фактором снижения потерь производства и стоимости капитальных затрат.

5. Использование в строительстве собственной продукции (труб) значительно снизило затраты на за-купку металлопроката на выполнение работ по защи-те существующих конструкций и сооружений.

6. Максимальное совмещение во времени вы-полнения проектной документации и производства строительно-монтажных работ в значительной сте-пени сократило продолжительность инвестиционно-го периода.

7. Тесное сотрудничество соответствующих служб заказчика, проектировщика и строителей спо-собствовало принятию сбалансированных проект-ных решений, учитывающих экономические интере-сы всех участников строительства.

Следует отметить, что после пуска в эксплуата-цию стана завод столкнулся с целым рядом проблем,

Рис. 3. Схема выбивки существующих колонн: 1 – суще-ствующие железобетонные колонны цеха; 2 – существующий фундамент; 3 – существующие подкрановые балки; 4 – пол цеха; 5 – усиление существующих фундаментов под опоры портала; 6 – верхняя и нижняя балки проектируемого порта-ла; 7 – опоры проектируемого портала из металлопроката; 8 – узел переопирания на портал сохраняемых участков ко-лонн; 9 – участки замоноличивания; 10 – выбиваемые участки колонн; 11 – сохраняемые участки колонн

не позволяющих стану выйти на проектную мощ-ность. Главная причина – крупные просчеты постав-щика основного технологического оборудования, основные узлы которого оказались слабыми и часто выходят из строя.


I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 63


УДК 621.774 Тутберидзе А.И. /д.т.н./Институт металлургии и материаловедения Грузии

Особенности деформации металла в валках автоматстана в начальный момент захвата гильзы

© Тутберидзе А.И., 2010 г.

Механизм деформации труб на участке зоны редуцирования при их захвате валками автоматстана принципиально меняется в зависимости от геометрических размеров труб. При прокатке толстостенных труб на автоматстане в момент захвата происходит подъем трубы в вертикальном направлении (овализация контура трубы). Развивается процесс, аналогичный процессу вертикального сжатия арки, закрепленной по концам, требующий значительно больших усилий деформации. Дается уравнение, отражающее причины повышения деформирующих усилий в зоне редуцирования при прокатке толстостенных труб на автоматстане. Ил. 5. Библиогр.: 6 назв.

Ключевые слова: зона редуцирования, валки автоматстана, прокатываемая труба, деформирующие усилия

The mechanism of tube deformation in pressure reduction zone at roll biting changes radically depending on pipe size. When heavy-wall pipe rolling, the tube is lifted in the vertical direction (ovalization of tube line) . The process similar to vertical narrowing of arch fi xed in the ends occurs and requires considerably more deformation forces. The equation refl ecting the reasons of enhancement of deforming forces in pressure reduction zone when rolling heavy-wall pipe on a plug mill is presented.

Keywords: pressure reduction zone, plug mill rolls, rolled tube, deforming forces

Наука

Механизм деформации труб на участке зоны реду-цирования при их захвате валками автоматстана прин-ципиально меняется в зависимости от геометрических размеров труб, в частности от соотношения толщины стенки к диаметру прокатываемой трубы S/D.

При нагружении внешним давлением круговое сечение тонкостенной трубы в момент захвата вал-ками автоматстана может нарушиться (претерпеть местное сплющивание), хотя напряжение к моменту потери устойчивости далеко не всегда достигает пре-дела текучести. Отсюда следует, что первичный за-хват тонкостенной трубы можно рассматривать как потенциальный процесс потери устойчивости дефор-мируемых систем, в частности, цилиндрических обо-лочек [1], где по поперечному сечению неравномер-ность деформации незначительна.

Зарождение неустойчивости контура тонкостен-ной трубы (a также овалообразования толстостенной трубы) происходит при первом же соударении торца трубы с калибром автоматстана в четырех симме-тричных точках, расположенных на выпусках в райо-не реборд верхнего и нижнего валков.

Характер распределения удельных давлений (у.д.) в очаге деформации при прокатке тонкостенной тру-бы имеет обычный вид, т.е. максимальное значение у.д. приходится на зону обжатия стенки по всей ши-рине калибра. Принципиально иной характер распре-деления у.д. наблюдается при прокатке толстостен-ных труб. Максимум у.д. в вершине калибра распо-ложен не в зоне обжатия стенки, а со стороны входа металла в валки, т.е. в зоне редуцирования [2] (рис. 1) и тем самым по виду соответствует характеру напря-жений для случая прокатки сплошных тел в калибрах и, естественно, не претерпевает нарушения устойчи-вости контура.

Безоправочная прокатка не изменяет картину: -

при прокатке толстостенных труб S/D = 0,15 пик у.д. в вершине калибра расположен непосредственно у вхо-да металла в валки.

Основной задачей работы является определение причин перемещения максимума у.д. в зону редуци-рования, а затем обеспечение захвата тонкостенных труб без сплющивания контура.

Сама зона редуцирования может быть разделена на две части – участка захвата, распространяющего-ся от сечения первого соприкосновения трубы с вал-ком в четырех симметричных точках в районе выпу-сков до точки соприкосновения металла с дном кали-бра (условно ребордный захват) и участка дальней-шего контурного редуцирования, до сечения встре-чи с оправкой (условно донный захват). Горизонталь-ная проекция у.д. в вершине калибра для толстостен-ных труб S/D>0,12 (по результатам заводских экспери-ментов) на 20-32 % длиннее соответствующей осцил-лограммы для тонкостенных (принятыми на практи-ке) труб, т.е. степень вогнутости фронтальной кривой контактной поверхности в данном случае уменьша-ется (рис. 1). Уменьшение вогнутости кривой свиде-тельствует о том; что точки, расположенные на верти-кальном диаметре свободной поверхности трубы до-стигают вершины калибра раньше, чем в случае про-катки труб с докритическим соотношением.

Оказалось, что в случае S/D>0,12 вместе с захва-том происходит подъем трубы в вертикальном направ-лении (овализация контура трубы) т.е. сокращается расстояние встречи с вершиной калибра (pис. 1). Тот факт, что максимум у.д. при прокатке толстостенныx труб расположен в зоне редуцирования, говорит о том, что основная деформация происходит именно в зоне редуцирования. И действительно, при соприкос-новении металла с вершиной калибра пластическая деформация трубы происходит с наличием подпора со стороны боковых стенок калибра (жесткая схема

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 364


напряженного состояния всестороннего сжатия), и развивается процесс, аналогичный процессу верти-кального сжатия арки, закрепленной по концам, тре-бующий значительно больших усилий.

Часть трубы, находящейся в данный отрезок вре-мени на участке ребордного захвата, рассмотрим как кольцо шириною в ребордный захват и решим задачу замкнутого кольца, сжатого под действием сосредо-точенных сил, действующих в точках первого сопри-косновения металла с валками у реборд. Такое допу-щение правомерно, т.к. значения напряжений в мо-мент первого соприкосновения толстостенных труб соизмеримы с сопротивлением деформации прока-тываемого материала. Кроме того, в момент соуда-рения влиянием продольных составляющих сил тре-ния можно пренебречь, и осевая деформация не ока-зывает существенного влияния на неравномерность деформации металла в поперечном направлении.

Задача о замкнутом кольце под действием произ-вольной нагрузки является статически неопределенной задачей [3]. Разрезав кольцо, получим статически опре-деленную систему, в которой действуют три независи-мых силовых фактора: нормальное усилие Х1, перере-зывающее усилие Х2, и изгибающий момент Х3 (рис. 2).

Влиянием нормальных и перерезывающих сил для колец в большинстве случаев (и в данном случае) можно пренебречь и свести задачу до вычисления из-гибающего момента в сечении замкнутого кольца

M(θ) - изгибающий момент силы θ, развитый, вследствие подпора сил P со стороны калибра и дей-ствующий в точке стенки трубы под углом (≈45°). Он

равен M(θ) = Mp(θ) – 1/2π2

0

Mp(θ)dθ – cosθ/π2

0

Mp(θ) cosθ dθ – sinθ/π

2

0

Mp(θ) sinθ dθ. (1)

Так как в данном случае нагрузка кольца является симметричной можно написать

M(θ) = Mp(θ) – 1/π0

Mp(θ)dθ – 2cosθ/π0

Mp(θ) cosθ dθ;

M(θ)= – 1/2 PRsinθ,

0

Mp(θ)dθ = – 1/2 PR0

sinθ dθ = PR,

0

Mp(θ) sinθ dθ.= – 1/2 PR0

sinθ cosθ dθ = 0.

и окончательноM(θ) = PR(1/π - 1/2 sinθ), при θ = 0 ~ θ = π /2 б;

M(0) = PR/ π = 0,318 PRM(π /2) = PR(1/π -1/2) = – 0,182PR ≈– 0,2PR. (2)Влияние изгибающих моментов на процесс де-

формации в вертикальном сечении трубы в данных условиях деформации настолько значительны, что даже после достижения данного (свободного) участ-ка трубы до дна калибра, в начальном периоде за-

Рис. 1. Схема подъема в вертикальтном направлении при прокатке труб с соотношением S/D = 0,15 (овализация кон-тура трубы). Тут же осциллограммы у.д. тонкостенных и толстостенных труб

Рис. 2. Напряжения, действующие в кольце в момент ова-лообразования

полнения калибра, т.е. при малом обжатии и малом угле контакта в вершине калибра могут все еще дей-ствовать растягивающие деформации. С увеличени-ем угла контакта и обжатия по мере заполнения кали-бра эти деформации уменьшаются по величине, а за-тем меняют знак [4].

Именно в таком напряженном состоянии свобод-ная поверхность трубы (с овалообразным попереч-ным сечением) достигает дна калибра и начинается процесс контурного (донного) редуцирования с од-новременным воздействием вертикальной обжима-ющей силы Р. В данный момент процесс редуциро-вания трубы (ранее выделенного кольца) можно рас-сматривать как деформацию предварительно напря-женной арки с закрепленными концами (лапами), де-формация которой требует значительно больших ра-бочих напряжений. Ввиду того, что деформация рас-сматриваемого кольца протекает в сугубо ограничен-ный период времени (несмотря на высокую темпера-туру), не выходит за рамки упругой [5], а искажение кольца по абсолютному значению ограничено, с до-статочной степенью допустимости можно рассматри-вать как арку по дуге окружности (рис. 3). С помо-щью упругого центра в заданной системе построим эпюру изгибающих моментов. Продольными и по-перечными силами при определении канонических

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 65


уравнений пренебрегаем. Упругий центр рассмотрим как центр тяжести условной арки и погонную массу, пропорциональную обратной величине цилиндриче-ской жесткости Е, т.е. центр тяжести элементарных условных грузов dv = ds/Ej.

Находим статический момент относительно оси Z условной системы. Интегрируем только по правой половине системы и по симметрии, результаты удва-иваем

Ѕz= 24

0

y ds /j + 22

4

y ds /2j= 2

4

0

Rcosφ Rdφ /j +

+22

4

Rcosφ Rdφ /2j = 2R2 /j

4

0

cosφ dφ +

+ R2 /j 2

4

cosφ dφ j = 1,7071 R2 /j . (3)

Кроме положения упругого центра необходимо знать направления главных центральных осей услов-ной системы (рис.6.).

Вследствие симметрии одна из главных осей со-впадает с осью симметрии (У) а другая (Z) ей перпен-дикулярна. Основную систему получаем, разрезав арку по оси симметрии. Каждую сторону разреза сое-диняем с упругим центром абсолютно жесткими кон-цами. Причем, Х1 и Х2 по направлению должны со-впадать с главными осями условной системы (рис. 5.). Система канонических уравнений имеет вид

δ11Х1 + Δ1p = 0; δ22X2 + Δ2p = 0; (4) δ33X3 + Δ3p= 0,где δik являются перемещениями абсолютно жест-

ких концов.

Рис. 3. Схема арки по дуге с постоянным поперечным сече-нием под напряжением сосредоточенной силы

Рис. 4. Схема упругого центра тяжести условной системы

Вычисляем коэффициенты канонических уравне-ний

Е δ11= Σ М12 ds /kj = 2

4

0

(c– y)2 ds/j +

+ 22

4

(c– y)2 ds/2j = 2/j

4

0

(c– Rcosφ)2R dφ +

+ 1/j2

4

(c– Rcosφ)2R dφ = 0,19126R2/j (5)

E Δ1p= Σ Мp0 M1ds/kj = 2

4

0

(c– y)2(– ZP/2) ds/j +

+ 22

4

(c– y)2(– ZP/2) ds/2j =

= (– P/Z)2

4

(c - Rcosφ)RsinφR dφ –

- (P/j) 2

4

(c - Rcosφ)RsinφR dφ = – 0,09335PR2/j .(6)

Коэффициент Δ2p равен нулю, так как Х2-кососимметричное неизвестное, нагрузка симмет-рчна. Коэффициент δ22 не равен нулю. Следователь-но Х2 = 0. Вычислить δ22 нет необходимости. Остается вычислить Е δ33 и E Δ3p

Е δ33= Σ М32ds /kj = 2

4

0

R dφ /j + 22

4

R dφ /2j =

= 3πR/4j // = 2,3562R2/j (7)

E Δ3p= Σ Мp0 M3ds /kj = 2

4

0

(– ZR/j) Rdφ /j +

+ 22

4

(– ZR/j) Rdφ /2j = (– PR/j)

4

0

Rsinφ dφ –

– (– PR/j) 2

4

Rsinφ dφ= – 0,64644PR2/j .

Вычислим неизвестныеХ1 = Δ1p/ δ11 = – 0,4881PRХ1 = Δ3p/ δ33 = – 0,2744PRЭпюру М строем по формуле

x1

Рис. 5. Разрез арки по оси симметрии

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 366


М = М1Х1 + М2Х2 + М Х3 = М0р , (8)

где М1 = c – y = c – Rcosφ = 0,7245R – Rcosφ; М2Х2 = 0 так как Х2 = 0; М3 = 1; М0

р= – PZ /2= – PRsinφ/2 при Rsinφ/2; М0

р= – 0;5 PR . (9)Исходя отсюда, в момент начала пластической де-

формации в вершине калибра деформирующая сила Р должна преодолеть кроме сопротивления деформа-ции металла суммарный изгибающий момент М0

р+ M(π /2) = – 0,7 PR, развитый вследствие упругой де-формации сначала сжатого сосредоточенными сила-ми кольца, а затем арки с закрепленными концами, т.е. предварительно напряженной арки. Именно этим можно объяснить высокое значение нормальных на-пряжений в зоне редуцирования при прокатке толсто-стенных труб.

Заводские эксперименты на РМЗ, при прокатке труб диаметром 325, 219, 194 и 164 мм неопровержи-мо подтвердили вышеизложенные рассуждения о раз-делении труб на тонкостенные и толстостенные с точ-ки зрения механизмов их деформаций. Эксперименты по установлению критического значения S/D проводи-лись при технологической скорости вращения валков автоматстана n = 65-70 об/мин. С увеличением ско-рости вращения валков n = 95-100 об/мин, тонкостен-ные трубы с соотношением S/D = 0,08 на темплетах дали отпечаток контактной поверхности со значитель-но меньшей вогнутостью фронтальной кривой.

Надо полагать, что с ростом скорости деформа-ции процесс местного сплющивания тонкой стенки, т.e. потери устойчивости деформирующей системы перестает существовать. Развивается процесс дефор-мации, характерный для толстостенных труб

Вместе с ростом скорости вращения валков ав-томатстана, в сечениях мгновенного приложения де-формирующих усилий на трубу со стороны выпу-сков развивается местное упрочнение (наклеп) [6], которое, несмотря на температурное воздействие, не успевает релаксироваться. Местное упрочнение про-тивостоит локальному сплющиванию и деформация происходит в виде овалообразования.

Если считать скорость деформации в течение краткого периода деформирования постоянной, то за-висимость сопротивления от скорости деформации примет вид

0nUDA

(1- eA U ) ,

где U - скорость деформации; D - мгновенный мо-дуль пластичности (для инженерных целей модуль

упрочнения); n сопротивление линейной дефор-мации; 0 lim при ε 0 (экстраполированный предел текучести.); ε - степень остаточной деформа-ции; A относительная скорость релаксации.

За мгновенный модуль пластичности D с доста-точно надежным приближением можно принять мо-дуль упрочнения, т.e. заменить мгновенный модуль пластичности модулем упрочнения, причем, значе-нием e A U можно пренебречь [6]. Таким образом, процесс овалообразования тонкостенных труб вслед-ствие мгновенного наклепа боковых стенок можно считать правомерным.

Аналогичный результат овалообразования тон-костенных труб был получен и в случае их прокат-ки в широком (b/dk = 1,10) калибре. И действитель-но, в данном случае вертикальное расстояние между точками мгновенного приложения деформирующих сил со стороны выпусков калибра верхнего и ниж-него валков заметно возрастает и деформация стенки происходит под воздействием новой пары тех же сил, расположенных горизонтально в симметричныx точ-ках по правую и левую стороны калибра. Исходя из этого, можно заключить, что соотношение S/D не яв-ляется некой постоянной характеристикой механизма изменения деформации труб.

Таким образом, случаи потери устойчивости кон-тура тонкостенной трубы можно избежать, применив предложенные технологические операции.

Библиографический список1. Сторожев А.Д., Попов Е.Я. Теория обработ-ки металла давлением. – М.: Машиностроение, 1977. 2. Тутберидзе А.И., Оклей Л.Н. Исследование распределения удельного давления при прокатке на автоматстане. Сообщения АН ГССР. – 1966. - Т. II. - № 2. 3. Биргер И.Я., Мавлютов Р.Р. Сопротивление ма-териалов. – М.: Наука, 1986.4. Гуляев Г.И. и др. Исследование деформирован-ного состояния при редуцировании труб // Те-ория и практика редуцирования труб. – Челя-бинск, 1972.5. Киселев В.А. Стоительная механика. – М.: Стройиздат, 1986. - С. 455-461.6. Целиков А.И. Учет влияния наклепа на сопро-тивление деформации в зарекристаллизационных процессах // Прокатные станы и технология про-катки. Труды МВТУ им. Баумана. – 1957. - № 80. - С. 21-26.


I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 67

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

УДК: 620.18:669.14.018.294.003.12 Узлов И.Г. /д.т.н./, Нестеренко А.М. /к.т.н./, Узлов К.И. /к.т.н./, Кныш А.В. /к.т.н./ Институт черной металлургии НАНУ

Оценка влияния структурных факторов колесно-бандажных сталей на их конструкционную прочность при эксплуатации

© Узлов И.Г., Нестеренко А.М., Узлов К.И., Кныш А.В., 2010 г.

Проведена аналитическая оценка влияния структурных факторов колесно-бандажных углеродистых и микролегированных ванадием сталей на их конструкционную прочность по уравнению Холла-Петча с учетом упрочнения за счет выделения дисперсных частиц и повышения плотности дислокаций при прочности стали, определяемой дисперсностью и размером зерна перлита. Библиогр.: 9 назв..

Ключевые слова: структурный фактор, колесно-бандажная сталь, микролегирование ванадием, конструкционная прочность

The analytical evaluation of effect of structure factors of carbonaceous and vanadium microalloyed wheel-tire steels on their structural strength according to Hall-Petch equation was carried out taking into account hardening due to evolution of dispersed particles and increase of dislocations density at steel strength defi ned by dispersibility and perlite grain size.

Keywords: structure factor, wheel-tire steel, vanadium microalloying, structural strength

Наука

На основании распоряжения Кабинета Мини-стров Украины № 1155-р от 27.08.2008 г. про переход к долгосрочному планированию работы по обновле-нию подвижного состава железных дорог Украины, Государственной администрацией железнодорож-ного транспорта Украины («Укрзалізниця») принята «Комплексна програма оновлення залізничного рухо-мого складу України на 2008-2020 роки» [1].

В Программе установлено, в частности, положе-ние о том, что железные дороги являются базовой от-раслью экономики Украины. На них приходится 88 % товарооборота и 50 % пассажирских перевозок в от-личие от стран Европейского Союза, где доля желез-ных дорог составляет всего 8 %.

Поэтому, дальнейшая активизация перевозок, об-условленная развивающейся экономикой и спросом населения, определяет необходимость формирова-ния нового уровня транспортного обеспечения. Но-вый уровень транспортного обеспечения требует вне-дрения подвижного состава нового поколения с более высоким уровнем качественных, технических и эко-номических показателей эксплуатации, повышенным сроком службы.

Пополнение инвентарного парка вагонов должно производиться преимущественно продукцией нового поколения с нагрузкой на ось 25 т, с продуктивностью 112 % к существующей и пробегом до 1 млн. км [1].

При этом предусмотрено использование при про-изводстве, в частности грузовых вагонов, новых ма-териалов с более высокими техническими характе-ристиками, а также комплектующих повышенной на-дежности:

- срок службы тележек должен составить не ме-нее 36 лет при планировании их эксплуатационного пробега до первого капитального ремонта 1 млн. км;

- пробег колесной пары до переточки должен

быть 500 тыс. км (при современном межремонтном пробеге 100 тыс. км). При этом диск колеса должен иметь повышенную прочность и надежность, а тол-щина обода должна обеспечивать возможность мно-гократного восстановления профиля катания и иметь твердость эксплуатационной поверхности не менее 320 НВ;

- при производстве тягового подвижного состава необходимо использовать современные конструкци-онные материалы с пониженной массой и повышен-ным сроком службы. Экипажная часть должна обе-спечивать гарантированный пробег бандажей колес-ных пар до 1 млн. км.

В целом, для разработки и постановки на про-изводство в сжатые сроки подвижного состава но-вого поколения, предусмотренного Программой [1], «Укрзалiзниця» ставит задачу по разработке и вне-дрению соответствующих новых технических требо-ваний, технических заданий на проектирование, тех-нических условий на изготовление, программ – ме-тодик испытаний и аналитической оценки их резуль-татов. В них следует предусматривать передовые ми-ровые научно – технические достижения производ-ства и эксплуатации железнодорожного подвижного состава.

В предыдущих публикациях авторов настоя-щей работы [2-3] были детально рассмотрены науч-ные и технологические решения создания колесно-бандажной продукции нового поколения повышен-ной прочности и эксплуатационной долговечности, нормативного обеспечения процессов ее производ-ства и промышленного внедрения на железных доро-гах. Была доказана возможность эффективной реали-зации в производственных условиях промышленно-го серийного выпуска колесно-бандажной продукции с твердостью обода более 320 НВ и прочности свыше 1078 Н/мм2 в сочетании с ударной вязкостью не ме-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 368

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКАнее 20 Дж/см2, что в условиях маршрутной эксплуа-тации указанной продукции обеспечило увеличение износостойкости на 38-39 % в сравнении со стандарт-ными изделиями [2, 3].

Именно достигнутые показатели приемо-сдаточных и эксплуатационных характеристик колес и бандажей обусловили их широкое внедрение на же-лезных дорогах Украины и стран СНГ. Так, по дан-ным [4], в Российской Федерации по состоянию на 2008 г. насыщение парка грузовых вагонов тверды-ми колесами (свыше 320 НВ) составило 63,3 %. Ука-занный уровень промышленного внедрения изделий нового поколения нашел закономерное отражение в нормативной документации на соответствующий вид продукции. В 2009 г. на согласительном совещании полномочных представителей стран СНГ в г. Москве принята окончательная редакция нового межгосудар-ственного стандарта ГОСТ 10791 «Колеса цельнока-таные. Технические условия». Официальное приня-тие нового ГОСТ 10791 ожидается в текущем 2010 г. (ИЧМ НАНУ является от Украины автором указан-ного нормативного документа). Новый ГОСТ 10791, помимо более жестких требований к вязким характе-ристикам колесного обода и диска, в том числе и при температуре -60 °C, для стали марки «Т» устанавли-вает уровень минимального значения временного со-противления ≥1020 Н/мм2 против соответствующих значений «не менее» 910 Н/мм2 и 980 Н/мм2 для марок сталей «2» и «3» по действующему ГОСТ 10791-2004. При этом нормативные значения приемо-сдаточных показателей прочности приняты в стандарте в каче-стве меры отображения многофакторных характери-стик технической и конструкционной прочности.

В настоящей работе авторами, на основе соб-ственных данных лабораторных, производственных и эксплуатационных исследований, была произведена аналитическая оценка влияния параметров структу-ры колесно-бандажных сталей на механизм их упроч-нения до рассмотренных выше пределов с привлече-нием фундаментального уравнения Холла-Петча [5].

Известно [5], что в сталях и сплавах действуют следующие основные механизмы упрочнения:

σ0 – сопротивление решетки металла движению свободных дислокаций (напряжение трения решетки или напряжение Пайрлса-Набарро);

ΔσТ.Р – упрочнение твердого раствора растворен-ными в нем легирующими элементами и примесями (твердорастворное упрочнение);

ΔσД – упрочнение, обусловленное сопротивлени-ем скользящей дислокации другим дислокациям в кристалле (дислокационное упрочнение);

ΔσД.У – упрочнение, вызванное образованием дис-персных частиц второй фазы при распаде пересы-щенного твердого раствора (дисперсионное упрочне-ние);

ΔσЗ – упрочнение границами зерен и субзерен (зернограничное упрочнение).

Зависимость предела текучести σT железа от раз-мера зерна d выражается известным соотношением Холла-Петча:

σT = σ0+KTd-1/2 , (1.1)

где σ0 – напряжение, необходимое для поддержи-вания скольжения в действующей плоскости сколь-жения внутри зерна, называемое иногда напряжени-ем трения и составляет 35 Н/мм2; KT – постоянная, ха-рактеризующая трудность возбуждения скольжения в соседнем, менее благоприятно ориентированном по отношению к наибольшему касательному напряже-нию, зерне, равная для стали 20 Н/мм3/2. В целом сла-гаемое KTd

-1/2 представляет собой напряжение, а точ-нее, избыточное (по отношению к σ0) напряжение, т.е. перенапряжение, необходимое для обеспечения эста-фетной передачи скольжения от одного зерна к друго-му; d – средний размер зерна феррита.

Измельчение зерна, оцениваемое по характеру из-лома материала, издавна служило надежным крите-рием улучшения служебных свойств стали. Физиче-ский смысл влияния размера зерна на предел теку-чести выглядит следующим образом. У границ зерен образуются дислокационные скопления, создающие локальные концентрации напряжений. Поскольку расстояние между границами зерна определяет дис-танцию свободного скольжения дислокаций и мак-симальное число дислокаций в скоплении N, то при одинаковом действующем касательном напряжении τ в большем зерне возникает большая локальная кон-центрация напряжений: τконц = Nτ, что облегчает обра-зование зародышевых трещин.

Задача улучшения свойств значительно усложня-ется в случае перлитных сталей из-за резкого повы-шения прочности и снижения пластичности вслед-ствие большого содержания в них цементитных ча-стиц, являющихся весьма мощными препятствия-ми для перемещения дислокаций. Эффективность упрочняющего действия перлитной структуры суще-ственно зависит от дисперсности перлита, т.е. от ве-личины межпластиночного расстояния Δ. Было уста-новлено, что предел прочности σв перлитной стали так же зависит от Δ, как и прочность железа от разме-ра зерна, т.е. аналогично выражению Холла-Петча [5] σв = σ0в+Kв Δс

-1/2 (1.2),причем коэффициент Кв≈КT для железа, если вме-

сто Δ использовать Δс – наибольшую величину свобод-ного пробега дислокаций между параллельными пла-стинами цементита в перлитной колонии в направле-нии [111] феррита, Δс=4,75Δ [5]. Это значит, что для перлитной стали ограничение свободной дистанции скольжения дислокаций вызывают цементитные пла-стины точно так же, как границы зерен в феррите, или иначе, в упрочнении перлитной стали цементитные пластины играют ту же роль, что и границы зерен в феррите. Менее ясен вопрос о значении размеров пер-литного зерна в случае эвтектоидной стали.

Сопоставляя выражения (1.1) и (1.2), можно уви-деть, что вклад слагаемого KвΔс

-1/2 в прочность пер-литной стали должен быть значительно более высо-ким, чем вклад от величины зерна, поскольку размер зерна на один-два порядка больше, чем межпласти-ночное расстояние Δ. С другой стороны, издавна из-вестно, что измельчение перлитного зерна, оценивае-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 69


мое по виду излома, ведет к улучшению свойств ста-ли, т.е. влияние зерна очевидно. Поэтому в случае стали в выражении (1.2) должно дополнительно при-сутствовать еще одно слагаемое, отражающее вклад величины зерна перлита dп в прочность стали σв=σ0в+Kв Δс

-1/2+Kв dп-1/2 . (1.3)

Размеры перлитной колонии зависят от величи-ны зерна аустенита и степени переохлаждения при аустенитно-перлитном превращении. При сравни-тельно небольшом количестве перлита (до 20-30 %), т.е. при 0,1-0,2 % С в стали, значения σТ и σв в основ-ном определяются внутренней субструктурой фер-ритного зерна. Но уже эта небольшая доля перлита заметно снижает пластичность [6]. В связи с этим в конструкционных сталях содержание углерода огра-ничивается лишь минимумом, необходимым для до-стижения данного уровня прочности. Дальнейшее повышение прочности разумнее достигать с помо-щью операций термической обработки, например ускоренным охлаждением горячего проката до тем-ператур завершения распада аустенита, что приво-дит к измельчению зерна феррита и межпластиноч-ного расстояния в перлите. Благодаря такой техноло-гической операции обычно получают прочность до 120-140 кгс/мм2.

Технология термической обработки железнодо-рожных колес включает в себя ускоренное охлажде-ние обода колеса с последующим отпуском. При этом дисперсность перлита колесной стали, микролегиро-ванной ванадием составляет порядка 0,14 мкм с раз-мером зерна 1,2 мкм, а в стали без ванадия эти значе-ния находятся на уровне 0,18 мкм и 2,1 мкм соответ-ственно. Выполненные ранее собственные исследо-вания [7] механических свойств высокопрочных же-лезнодорожных колес из микролегированной ванади-ем стали промышленного производства с перлитной структурой показали, что уровень предела прочно-сти составляет 1190 Н/мм2. При этом расчетная проч-ность стали, определяемая дисперсностью и разме-ром зерна перлита составила 993 Н/мм2. Если срав-нить с полученными значениями предела прочности для железнодорожного колеса из микролегированной ванадием стали, то эта величина намного меньше по-лученной в изделии. По-видимому, высокие значе-ния временного сопротивления наряду с мелкозер-нистой тонкодифференцированной структурой эв-тектоида определяются и влиянием упрочнения, вы-званного образованием дисперсных частиц второй фазы при распаде пересыщенного твердого раство-ра (дисперсионное упрочнение) и упрочнением, обу-словленным сопротивлением скользящей дислокации другим дислокациям в кристалле (дислокационное упрочнение), как было показано в работе [8]. Если в уравнении Холла-Петча учесть что упрочнение за счет выделения дисперсных частиц (σд.ч.) составляет 75 Н/мм2, а благодаря повышению плотности дис-локаций (σд) предел прочности увеличивается еще на 115 Н/мм2 [9], то расчетное временное сопротив-ление будет составлять 1183 Н/мм2, что соответству-

ет значениям, полученным в ободе железнодорожно-го колеса промышленного производства. Таким обра-зом, вклад в упрочнение металла железнодорожных колес из микролегированной стали, за счет образова-ния дисперсных частиц и повышения плотности дис-локаций, составляет примерно 20 % от общего преде-ла прочности, 65 % прочности обеспечивается за счет дисперсности перлита и 15 % размером зерна.

При этом уравнение Холла-Петча будет иметь следующий вид σв=σ0в+Kв Δс

-1/2+Kв dп-1/2+σд.ч.+σд . (1.4)

Что касается колес из углеродистой стали без леги-рующих элементов (ванадия), обеспечивающих упроч-нение в результате формирования дисперсных ча-стиц карбидов (т.е., в данном случае – σд.ч.= 0 Н/мм2), то расчетное значение предела прочности по уравне-нию (1.4) составило 973 Н/мм2, что идеально соот-ветствует значению временного сопротивления раз-рушению промышленных колес марки «2» без ми-кролегирования по действующему ГОСТ 10791-2004 (910-1110 Н/мм2).

Это означает, что в упрочнение железнодорож-ных колес из углеродистой и микролегированной ста-лей с перлитной структурой основной вклад вносит дисперсность эвтектоидной структуры, составляю-щей 70 %. Остальной вклад приходится на размер зерна и плотность дислокаций, сформировавшихся в процессе термической обработки.

Выводы1. Аналитическая оценка влияния структурных

факторов колесно-бандажных микролегированных ванадием сталей на их конструкционную прочность по уравнению Холла-Петча с учетом упрочнения за счет выделения дисперсных частиц (σд.ч.) и повыше-ния плотности дислокаций (σд) при прочности стали, определяемой дисперсностью и размером зерна пер-лита 993 Н/мм2, показывает, что расчетное временное сопротивление составляет 1183 Н/мм2, что адекватно соответствует значениям, полученным в ободе желез-нодорожного колеса промышленного производства 1190 Н/мм2.

2. Для колес из углеродистой стали без легиру-ющих элементов, то есть без ее упрочнения за счет формирования дисперсных частиц карбидов, расчет-ный показатель предела прочности по уравнению Холла-Петча составил величину 973 Н/мм2, идеально соответствующую нормативно установленному ин-тервалу значений временного сопротивления разру-шению промышленных колес марки «2» по действу-ющему ГОСТ 10791-2004 (910-1110 Н/мм2).

3. В работе показано, что в упрочнение железно-дорожных колес как из углеродистой, так и из микро-легированной стали с перлитной структурой основной вклад вносит дисперсность эвтектоидной структуры составляющей 70 %. Остальной вклад приходится на размер зерна и плотность дислокаций, сформировав-шихся в процессе термической обработки.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 370

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКАБиблиографический список 1. Комплексна програма оновлення залізничного рухомого складу України на 2008–2020 роки. – К.: Укрзалізниця, ДНДЦ УЗ. – 2009. – 299 с.2. Узлов И.Г., Узлов К.И., Кныш А.В., Суровцева Т.Е. Эксплуатационные испытания высокопрочных железнодорожных колес и подготовка к организа-ции их промышленного производства // Металлург. и горноруд. пром-сть. – 2007. - № 3. – С. 61-65.3. Узлов И.Г., Узлов К.И., Хулин А.Н., Дементьева Ж.А., Батюшин И.Е., Логвинов Г.В. Определение структурного состояния и свойств железнодорож-ных бандажей и рельсов с целью минимизации их износа в паре взаимодействия // Металлург. и гор-норуд. пром-сть. – 2009. - № 2. – С. 63-66.4. Иванов А.О. Улучшать технико-экономические показатели железнодорожной техники // Вагоны и вагонное хозяйство. – 2009. - № 2. - С. 2-3.5. Гриднев В.Н., Гаврилюк, В.Г., Мешков Ю.Я. Прочность и пластичность холоднодеформиро-

ванной стали. – К.: Наукова думка, 1974. – 232 с.6. Курдюмов Г.В., Утевский Л.М., Энтин Р.И. Пре-вращения в железе и стали. - М.: Наука, 1997. – 263 с.7. Узлов И.Г., Узлов К.И., Кныш А.В., Польский Г.Н., Горб Е.В., Рослик А.В. Промышленное про-изводство высокопрочных железнодорожных ко-лес // Металлург. и горноруд. пром-сть. – 2008. – № 1. – С. 98-101.8. Узлов И.Г., Нестеренко А.М., Узлов К.И., Кныш А.В. Формирование структурного состо-яния высокопрочных микролегированных вана-дием колес в процессе их отпуска // Фундамен-тальные и прикладные проблемы черной метал-лургии. – Днепропетровск: ИЧМ НАН Украины, 2005. – Вып. 11. - С. 223-228.9. Гольдштейн М.И., Литвинов В.С., Бронфин Б.М. Металлофизика высокопрочных сплавов. - М.: Металлургия, 1986. – 312 с.


УДК 620.18: 621.771.294: 621.771.22 Левченко Г.В. /д.т.н./, Дёмина Е.Г. /к.т.н./, Нефедьева Е.Е. ИЧМ НАН Украины

Буга И.Д., Антонов Ю.Г., Мединский Г.А. ОАО «ДМК им. Ф.Э. Дзержинского»

Влияние деформированного состояния заготовок на однородность микроструктуры железнодорожных осей

© Левченко Г.В., Дёмина Е.Г., Нефедьева Е.Е., Буга И.Д., Антонов Ю.Г., Мединский Г.А., 2010 г.

Показано, что режим деформации с более интенсивными обжатиями слитка на блюминге способствует формированию однородной и мелкозернистой структуры нормализованных железнодорожных осей. Ил. 5. Табл. 5. Библиогр: 8 назв.

Ключевые слова: железнодорожная ось, деформация, нормализация, микроструктура

It is shown that deformation mode at more intensive reductions on blooming mill promotes the formation of homogeneous and fi ne grain structure of normalized railway axles.

Keywords: railway axle, deformation, normalization, microstructure


Введение. Постановка задачиМикроструктура железнодорожных осей явля-

ется одним из факторов, определяющих их надёж-ность в эксплуатации. Исследования качества метал-ла [1] показали, что после нормализации фактиче-ски устраняется размерное отличие структуры осей, полученных из головной, средней и донной частей слитка. Но в то же время микроструктура осей по-сле первой нормализации характеризуется значитель-ной разнозернистостью (размер перлитных зёрен из-меняется от 10 до 90 мкм) и неравноосностью. По-этому проведение одной нормализации не обеспе-чивает требования ряда отечественных и зарубеж-ных стандартов. В частности, в соответствии с тре-бованиями ДСТУ ГОСТ 31334:2009 «Осі для рухомо-го складу залізниць колії 1520 мм» и стандарта Ас-социации американских железных дорог М 101 «Оси из углеродистой термообработанной стали» структу-

ра осей должна быть равномерной с величиной зер-на не крупнее 5 номера. Для этого оси подвергают-ся двум нормализациям и, если после таких опера-ций показатели ультразвукового контроля не удовлет-ворительны, то оси подвергают дополнительным тер-мообработкам. Это усложняет технологию, повыша-ет их себестоимость и расход энергоресурсов. Напри-мер, на Днепровском металлургическом комбинате доля осей, направляемых на дополнительные норма-лизации, достигает 15 %.

Ранее в результате экспериментальных исследо-ваний установлено, что при интенсификации режи-мов обжатий на блюминге 1150 слитка осевой стали структура металла становится более мелкозернистой с однородным зерном, особенно при сочетании мак-симальных обжатий с частыми кантовками [2]. Одна-ко авторы не исследовали влияние данного мероприя-тия на микроструктуру термообработанного металла.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 71


В работе [3] показано положительное влияние увели-чения абсолютных обжатий в отдельных проходах на повышение плотности дендритной структуры, и, как следствие, на улучшение прорабатываемости цен-тральных слоев заготовки. Эта тенденция сохраняет-ся на протяжении всего цикла производства железно-дорожных осей [4].

Представляло интерес установить, как интенси-фикация режимов обжатий слитка осевой стали на блюминге повлияет на формирование структуры нор-мализованных осей и существует ли связь между по-вышением плотности дендритной структуры и одно-родностью феррито-перлитной структуры осей в нор-мализованном состоянии.

Цель настоящей работы заключается в том, что-бы за счёт интенсификации режимов деформации на блюминге слитка осевой стали обеспечить необходи-мую однородную и мелкозернистую структуру нор-мализованных железнодорожных осей.

Материал и методика экспериментальных ис-следований

Материал исследований – образцы осевой стали горизонта А производства ОАО "ДМК" (табл. 1).

Деформацию слитков, получаемых из излож-ницы 8.4 С1:1, с геометрическими размерами

608695712800

мм, на блюминге 1150 при производстве

заготовок 290×290 мм проводили по двум режимам. Слиток плавки № 1 прокатывали на блюминге по се-рийному режиму обжатий за 15 проходов, слиток плавки № 2 – по опытному режиму с увеличением аб-солютных обжатий в первых по ходу прокатки прохо-дах, где деформация осуществляется на гладкой боч-ке, и уменьшением количества проходов до 11*). Даль-нейшие деформационные и термические обработки: прокатка на трубозаготовочном стане в клети 900, охлаждение в неотапливаемых колодцах, прокатка на стане 250, нормализации, – для заготовок обеих пла-вок выполнены без изменений по стандартным режи-мам в соответствии с ТИ 230 - СП 371 - 06.

В работе выполнен сравнительный анализ ми-кроструктуры осей, полученных по серийному ре-жиму деформации на блюминге, после второй нор-мализации и осей, которые изготовлены по опытно-му режиму деформации на блюминге, после первой нормализации. Образцы для металлографического анализа отбирали по всему сечению изделия в соот-ветствии с методикой, подробно описанной в рабо-те [4]. Металлографические исследования выполне-ны на микроскопе «Axiovert 200 M MAT» производ-ства фирмы «Carl Zeiss», количественный анализ вы-полнен в программе «AxioVision 4.6.3». Микрострук-

Таблица 1.Химический состав исследуемых плавок №

плавкиСодержание элементов, % масс.

C Mn Si S P Cr Ni Cu Al1 0,49 0,85 0,21 0,021 0,019 0,01 0,02 0,03 0,022 0,50 0,86 0,21 0,020 0,018 0,01 0,01 0,01 -

туру образцов оценивали в соответствии с требова-ниями ГОСТ 5639 и ASTM E 112, неметаллические включения – по ГОСТ 1778. Химическую неоднород-ность кремния выявляли травлением в горячем рас-творе пикрата натрия.

Образцы типа I для испытания на удар-ный изгиб вырезали из подступичной части осей Ø 230 мм на расстоянии ½ радиуса в соответствии с ДСТУ ГОСТ 31334:2009. Значения ударной вязкости определены по ГОСТ 9454. Измерения микротвёр-дости выполнены на ПМТ-3 при нагрузке на инден-тор 10 Г по ГОСТ 9450. Определение механических характеристик проводили по стандартной методике испытаний на растяжение (ГОСТ 1497-84). Анализ изломов ударных образцов выполнен на растровом электронном микроскопе РЭМ 200 в режиме вторич-ных электронов при укоряющем напряжении 20,0 kV.

Результаты исследованийВ работе [3] установлено, что увеличение абсо-

лютных обжатий в первых по ходу прокатки прохо-дах, где деформация осуществляется на гладкой боч-ке, обеспечивает проникновение деформации к цен-тральным участкам прокатываемой полосы и рав-номерность её распределения по высоте. Анализ из-менения параметров дендритной структуры осевой заготовки 290×290 мм показал, что после прокат-ки слитка по опытному режиму размеры дендрит-ной структуры в поверхностных слоях и на расстоя-нии ¼ толщины уменьшились на 15,0 %, в централь-ных слоях – на 25,0 %, по сравнению с серийным ре-жимом деформации слитка. При этом плотность ден-дритной структуры в среднем по сечению повыси-лась на 40,0 %.

Исследования показали, что преобладающее вли-яние на параметры дендритной структуры и на фор-мирование фона химической микронеоднородности Si и Mn в осевой стали оказывает прокатка слитка на блюминге [4].

Рассмотрим влияние режимов деформации слит-ка на блюминге на распределение химической ми-кронеоднородности кремния и марганца, наследу-емой от дендритной ликвации, в структуре готовых осей (рис. 1). Тёмные, ликвационные полосы являют-ся «бывшими» междендритными пространствами в литой структуре. Светлые, полосы без видимой лик-вации – это «бывшие» дендритные ветви. Результа-ты металлографического анализа элементов дендрит-ной структуры, выполненного на ударных образцах подступичной части Ø 230 мм осей, изготовленных по серийному режиму деформации после второй нор-мализации и опытному режиму после первой норма-лизации, представлены в табл. 2. Можно констатиро-вать, что объёмные доли ликвационных полос и по-

*) Режим деформации разработан под руководством д.т.н. Ершова С.В.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 372


лос без ликвации остаются практически постоянны-ми независимо от режима деформации. Уменьше-ние размеров дендритных ветвей и междендритных пространств на 18,0 % и повышение их плотности на 44,0 % характерно для структуры осей, полученных по опытному режиму деформации.

Проанализируем, какое влияние оказало различ-ное распределение химической микронеоднородно-сти Si и Mn на феррито-перлитную структуру норма-лизованных осей (табл. 3 и рис. 2)

Ранее установлено, что деформационно-термические обработки не способны устранить хи-мическую неоднородность Si и Mn, образовавшую-ся в результате кристаллизации слитка. При этом зна-чения коэффициентов дендритной ликвации Mn и Si для осевой стали составляют Кд

Mn = 0,75 и КдSi = 0,65

[4]. Повышенное содержание этих элементов в ликва-ционных полосах (Mn ~ 1,0 %, Si ~ 0,5 %) приводит, во-первых, к увеличению объёмной доли перлита, во-вторых, к уменьшению размера его зёрен (рис. 2), по сравнению с этими характеристиками в полосах без видимой ликвации. Причем, как и для серийных осей после второй нормализации, так и для опытных осей после первой нормализации номер действительного зерна в ликвационных участках практически одина-ковый (табл. 3).

На основании расчётов термодинамических актив-ностей углерода, марганца и кремния, выполненных в работе [5], показано, что оптимальное отношение содержания марганца к содержанию кремния в ста-ли, при котором выравнивается термодинамическая активность углерода в растворе – аС

0 = аС(Mn) = аС

(Si), составляет 1,5-2,0 раза. Благодаря дендритной лик-

а бРис. 1. Химическая неоднородность кремния и марганца в структуре железнодорожных осей (подступичная часть Ø 230 мм, ½ радиуса): а – серийный режим, б – опытный режим

Таблица 2. Результаты металлографического анализа элементов дендритной структуры железнодорожных осей (подступичная часть, ½ радиуса)

РежимОбъемная доля участков, % Средний размер участков, мкм Плотность в объёме сплава

участков, 1/мм2

без ликвации ликвационных без ликвации ликвационных без ликвации ликваци-онных

Серийный 64,2 35,2 91,0 78,0 197,5 149,8Опытный 62,8 37,2 74,5 66,8 288,4 212,3

Таблица 3. Результаты металлографического анализа феррито-перлитной структуры железнодорожных осей (подступичная часть, ½ радиуса)

РежимПолосы без ликвации Ликвационные полосы

Объемная доля, % Номер зерна перлита

Объемная доля, % Номер зерна перлита феррит перлит феррит перлит

Серийный 69,5 30,5 6,8 44,30 55,70 8,0Опытный 53,0 47,0 7,5 39,00 61,00 8,1

вации и низкой диффузионной подвижности марган-ца и кремния, в ликвационных участках исследуемой стали отношение содержаний данных элементов яв-ляется оптимальным. В данных микрообъёмах марга-нец, понижая коэффициент активности углерода, спо-собствует увеличению его концентрации. В тоже вре-мя кремний повышает коэффициент активности угле-рода и приводит к тому, что последний, скопившись в ликвационных полосах, будет стремиться покинуть их и переместиться в полосы без видимой ликвации. В результате рост перлитных зёрен в участках, обога-щенных марганцем и кремнием, тормозится. Поэто-му в этих микрообъёмах находятся перлитные зёрна с наименьшими размерами, они располагаются рав-номерно и изолированно друг от друга в окружении феррита.

Зная объёмную долю перлита (табл. 3), можно ка-чественно охарактеризовать распределение углеро-да между ликвационными участками и участками без видимой ликвации. Участки, обогащённые марган-цем и кремнием, в среднем соответствуют стали, со-держащей 0,44 % С (для серийного режима) и 0,48 % С (для опытного режима). Плотность анализируемых полос в микроструктуре опытных осей выше и при

Полосы без ликвации Ликвационные полосы

серийный режим

опытный режим Рис. 2. Микроструктура железнодорожных осей (подступич-ная часть Ø 230 мм, ½ радиуса)

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 73

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКАодинаковой длине диффузионного пробега углеро-да микрообъёмы без видимой ликвации будут обога-щаться углеродом в большей степени, чем аналогич-ные участки в микроструктуре серийных осей. В ре-зультате полосы без ликвации отличаются меньшим количеством перлита, которое, в среднем, отвечает стали с 0,24 % С (для серийного режима) и с 0,38 % С (для опытного режима), т.е. распределение С в ми-кроструктуре осей после опытного режима прокатки становится более равномерным по сравнению с ми-кроструктурой осей, изготовленных по существую-щему режиму.

Исследования показали, что при температурах на-грева до 870 °С в результате фазового α + К → γ пре-вращения образуется однородная структура аустени-та, средний размер которого составляет 7–7,5 номер (ASTM E 112). Степень переохлаждения аустенита от температур нормализации до температур начала по-лиморфного γ → α превращения и распада аустенита на феррито-карбидную смесь γ → α + К (перлит) бу-дет изменяться для слоев с разным содержанием угле-рода, возрастая при его увеличении. Согласно [6], на начальном этапе увеличения степени переохлажде-ния, понижающей свободную энергию металла, кри-тический размер зародышей новой фазы уменьшает-ся, а их количество растёт. Очевидно, поэтому в лик-вационных полосах структуры осевой стали, незави-симо от числа нормализаций, чаще всего наблюдают-ся зёрна перлита с наименьшими размерами. В поло-сах без видимой ликвации структуры опытных осей происходит незначительное увеличение их размеров (рис. 2). Для этих же микрообъёмов структуры осей серийного производства характерны наиболее круп-ные зерна.

На рис. 3 показано изменение размера действи-тельного зерна*) по сечению подступичной части оси Ø 230 мм в зависимости от режимов деформа-ции и термообработки. Следует отметить, что же-лезнодорожная ось, полученная по опытной техно-логии, уже после первой нормализации характеризу-ется мелкозернистой структурой по всему сечению проката, аналогичной структуре оси, произведен-ной по серийной технологии с проведением двух до-рогостоящих термообработок (средний размер зерна перлита составляет ≈ 20 мкм). Структура осей пол-ностью отвечает требованиям стандарта М 101 и ДСТУ ГОСТ 31334:2009.

Как было показано в [1], проведение второй нор-мализации чаще всего приводит не столько к умень-шению среднего размера зерна, сколько к устране-нию неравномерности и неравноосности зёренной структуры перлита. Использование опытного режима с проведением всего лишь одной нормализации по-зволило не только получить необходимую равномер-ную и мелкозернистую структуру, близкую к струк-туре дважды нормализованной оси (рис. 4), но так-же сократить затраты на проведение дополнительной термообработки. Таким образом, с помощью более интенсивного режима обжатий на блюминге элемен-

ты дендритной структуры приобрели более плотное расположение, сформирован благоприятный фон хи-мической микронеоднородности кремния, марганца и углерода, что в конечном итоге позволило получить однородную и мелкозернистую феррито-перлитную структуру железнодорожных осей уже после первой нормализации.

Рассмотрим, как повышение плотности дендрит-ной структуры повлияло на распределение микро-твёрдости в структуре осевой стали после первой и второй нормализаций. Значения микротвёрдости ис-следуемых образцов представлены в табл. 4. В нача-ле, определили, как изменяются значения микротвёр-дости феррита и перлита в ликвационных полосах и в полосах без ликвации. Уровень микротвёрдости фер-рита и перлита в участках, обогащённых кремнием и марганцем, становится выше на 50,0 и 35,0 % соот-ветственно и не зависит от количества термообрабо-ток. Теперь, зная объёмную долю этих фаз в ликва-ционных полосах и в полосах без видимой ликвации, рассчитаем аддитивную микротвёрдость для каждой из полос [7]

Нμ ф-п = Нμ п·Vп + Нμ ф·Vф, (1),где Нп, Нф – микротвёрдость феррита и перлита,

Н/мм2; Vп, Vф – объёмная доля феррита и перлита в ликвационных и в полосах без ликвации, %.

Аддитивную микротвёрдость образцов осевой стали с учётом ликвации (табл. 2) рассчитывали по формуле:

Нμ а-в = Нμ а·Vа + Нμ в·Vв , (2),где Нμ а, Нμ в – микротвёрдость ликвационной

полосы и полосы без ликвации, Н/мм2; Vа, Vв – объ-ёмные доли данных полос в осевой стали.

0

5

10

15

20

25

30

Поверхность 1/2 радиуса Центр

Средний

размер

зерен

перл

ита,

мкм

серийный режим опытный режим

Рис. 3. Изменение среднего размера перлитных зёрен по се-чению подступичной части осей

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70

Средний размер зерен перлита, мкм

Относительное

распр

е-делени

е размеров

зерен перл

ита,

%

серийный режим опытный режим

Рис. 4. Гистограмма распределения размеров зерен перли-та в подступичной части Ø 230 мм осей на расстоянии ½ ра-диуса

*) Металлографический анализ выполнен м.н.с. Грицай Т.В.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 374

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКАТаблица 4. Микротвёрдость образцов нормализованных осей (подступичная часть, ½ радиуса)

РежимНμ феррита, Н/мм2 Нμ перлита, Н/мм2

без ликвации ликвация Δ Нμ, Δ Нμ, % без

ликвации ликвация Δ Нμ, Δ Нμ, %

Серийный 1597,6 2367,7 770,1 48,2 2324,5 3147,5 823,0 35,4Опытный 1605,6 2419,8 814,2 50,7 2301,6 3106,0 804,4 34,9

РежимАддитивная микротвёрдость с учётом фазового состава: (%) феррита и перлита, Н/мм2

полосы без ликвации ликвационной полосы Δ Нμ, Δ Нμ, %

Серийный 1819,8 2792,9 973,1 53,5Опытный 1932,7 2838,4 905,7 46,9Режим Аддитивная микротвёрдость с учётом ликвации (%), Н/мм2

Серийный 2429,6Опытный 2501,5

В целом, уровень аддитивной микротвёрдости осевой стали остается постоянным – 2465,0 Н/мм2.

Однако с уменьшением размеров дендритной структуры при опытном режиме деформации увели-чивается частота чередования более твёрдых, следо-вательно, более прочных ликвационных слоёв и сло-ёв без видимой ликвации. В работе [8] установлено, что при частом чередовании слоёв с различным уров-нем микротвёрдости одновременно повышается уро-вень относительного удлинения, запаса прочности (σв/σт) и энергии разрушения. Железнодорожные оси работают в условиях длительных знакопеременных нагрузок, поэтому увеличение чередования твёрдых и мягких слоёв в их структуре, по-видимому, позво-лит повысить усталостную прочность изделия.

Результаты механических испытаний образцов подступичной части опытных осей после первой нор-мализации и серийных осей после второй нормали-зации представлены в табл. 5. Показано, что повы-шение плотности дендритной структуры не повлия-ло как на общей уровень микротвёрдости, так и на характеристики механических свойств, определен-ных при испытании на растяжение. Однако, при фак-тически одинаковом уровне характеристик прочно-сти и пластичности образцов осей опытного и серий-ного режимов производства, для образцов осей опыт-ной партии после первой нормализации характерно увеличение ударной вязкости, в среднем, на 20,0 %.

Количество и распределение неметаллических включений в исследуемых образцах обеих плавок одинаковое и составляет 2-ой балл (ГОСТ 1778). По-этому влияние этого фактора на уровень ударной вяз-кости исключено.

Макростроение изломов ударных образцов ха-рактеризуется зернистым внешним видом (рис. 5). Плоские грани расколотых кристаллических зёрен придают металлический блеск хрупкому излому. Электронно-микроскопическое исследование обна-руживает извилистое строение изломов анализируе-мых образцов (рис. 5), являющихся следствием взаи-модействия движущейся трещины с дефектами кри-сталла, а также наличие предпочтительных кристал-лографических ориентировок фасеток скола. Опреде-лено, что при хрупком характере транскристаллитно-го разрушения доля вязкой составляющей как в из-ломах ударных образцов осей серийного производ-ства после второй нормализации, так и в изломах об-

Таблица 5. Механические свойства образцов нормализованных осей (подступичная часть)

РежимВременное

сопротивлениеσв, Н/мм2

Предел текучестиσт, Н/мм2

Относи-тельное

удлинениеδ5, %

Ударная вязкость при 20 °С КСU, Дж/см2

среднее арифметическое значение по 4-м

образцам

минимальное значение для отдельных образцов

Серийный 674 387 27 34,5 30,5Опытный 692 387 24 41,5 32,0

требования ДСТУ ГОСТ31334:2009 650 и более 325 18 не менее 34,0 29,0

Примечание: нормы по пределу текучести факультативны

а бРис. 5. Макростроение (× 4) и фрактограммы изломов удар-ных образцов железнодорожных осей (подступичная часть Ø 230 мм, ½ радиуса) *): а – серийный режим, б – опытный режим

*) Электронно-микроскопическое исследование выполнено к.т.н. Сухомлиным В.И.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 75


разцов опытных нормализованных осей составляет 15,0 %.

Таким образом, увеличение ударной вязкости, как структурно-чувствительной характеристики, об-разцов опытных осей, прошедших только одну нор-мализацию, напрямую связано с уменьшением раз-мера действительного зерна и повышением плотно-сти элементов и однородности дендритной и зёрен-ной структуры.

ВыводУстановлено, что интенсификация режимов об-

жатий на блюминге слитка осевой стали повышает плотность дендритной структуры, способствует об-разованию требуемой однородной и мелкозернистой структуры нормализованных железнодорожных осей и сокращению количества дополнительных термооб-работок.

Библиографический список1. Левченко Г.В., Грицай Т.В., Романенко В.И., Ан-тонов Ю.Г., Мединский Г.А. Формирование ми-кроструктуры железнодорожных осей на различ-ных этапах их производства // Металлург. и гор-норуд. пром-сть. – 2009. – № 3. – С. 43-46.2. Чекмарёв А.П. Павлов В.Л., Клименко В.М. и др. Интенсификация режима обжатий на блюмин-ге 1150 // Сталь. – 1955. – № 10. – С. 916-921.

3. Влияние режимов деформации слитка на трансформацию дендритной структуры в заго-товках для производства железнодорожных осей / Г.В. Левченко, С.В. Ершов, Е.Г. Дёмина, Д.С. Го-ловко, И.В. Гулак // Информационные технологии в обработке давлением: сб. науч. трудов. – Крама-торск, 2008. – С. 27. 4. Левченко Г.В., Ершов С.В., Дёмина Е.Г. и др. Трансформация дендритной структуры на всех этапах производства железнодорожных осей // Металлург. и горноруд. пром-сть. – 2008. – № 2. – С. 74-76.5. Жуков А.А. Термодинамические аспекты опти-мизации состава комплекснолегированных ста-лей // Основы литейных сплавов: труды XIV сове-щания по теории литейных процессов. – М.: Нау-ка, 1970. – С. 82-85.6. Новиков И.И. Теория термической обработки металлов. – М.: Металлургия, 1978. – 392 с.7. Григорович В.К. Твёрдость и микротвёрдость металлов, 1976. – М.: Наука. – С. 142-147.8. Левченко Г.В., Дёмина Е.Г., Кныш А.В. Влия-ние содержание кремния на формирование струк-туры волокнистого композита в арматурном про-кате // Металлург. и горноруд. пром-сть. – 2009. – № 1. – С. 83-87.


УДК 669.295:669.76 Брюханов А.А. /д.т.н./, Стоянов П.П. Южноукраинский национальный педагогический университет Шапер М. /докт.-инж./, Родман М. /докт.-инж./, Хепке М., Родман Д. Институт материаловедения Ганноверского университета

Зильберг Ю.В. /д.т.н./ НМетАУ

Анизотропия механических свойств листов магниевого сплава AЦ31 в результате деформации знакопеременным изгибом.

По результатам измерения механических свойств в плоскости листов и результатов рентгеновского текстурного анализа в модели орторомбического квазимонокристалла рассчитали монокристальные характеристики механических свойств сплава и значения свойств для разных направлений в плоскости листов сплава AZ31 и в направлении, нормальном к плоскости листов для различного числа циклов деформации знакопеременным изгибом. Ил. 3. Табл. 2. Библиогр.: 7 назв.

Ключевые слова: магний, текстура, тензор, изгиб, анизотропия, монокристальные характеристики

Monocrystal characteristics of mechanical properties of alloy and values of properties for various directions in the sheet plane and in the direction normal to sheet plane for various number of cycles of alternating bending deformation were calculated in the trimetric quasimonocrystal model under results of mechanical properties measurement and X-ray textural analysis.

Keywords: magnesium, texture, tensor, bending, anisotropy, monocrystal characteristics

Наука

© Брюханов А.А., Стоянов П.П., Зильберг Ю.В., Шапер М., Родман М., Хепке М., Родман Д., 2010 г.

Конструкционные материалы в процессе производ-ства изделий и эксплуатации подвергаются деформации знакопеременного изгиба (ЗИ). При этом наблюдается изменение механических свойств материала [1-3] и, сле-довательно, его структуры (измельчение зерна, накопле-ние дефектов, изменение текстуры и пр.).

Главным проявлением текстуры является анизо-тропия свойств текстурованных материалов. В при-ближении идеальных ориентировок (ИО) [3] изучали развитие текстуры и ее влияние на пластичность ли-стов сплава AZ31 после деформации знакоперемен-ным изгибом. Однако такой подход не дает возмож-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 376


ности количественной оценки анизотропии свойств листовых полуфабрикатов.

В работе ставилась задача изучить текстурное со-стояние листов сплава АZ31, подвергнутых различ-ным режимам ЗИ и его влияния на анизотропию ме-ханических свойств листов.

Текстурованный лист металла можно рассматри-вать как квазимонокристалл орторомбической сим-метрии с осями, совпадающими с направлением про-катки (НП), поперечным направлением (ПН) и нор-мальным к плоскости листа направлением (НН). Для него анизотропия свойств четвертой тензорной раз-мерности определяется константами квазимонокри-сталла КМ

ijkls и тригонометрическими функциями, за-дающими интересующее направление [4]. Константы КМijkls могут быть найдены путем усреднения соот-

ветствующих констант монокристалла в системе ко-ординат образца (листа) по всем возможным ориен-тациям кристаллов. Усреднение можно проводить по любой весовой функции, которая в достаточной мере отражает ориентационное распределение кристал-лов, в каком либо из пространств или его кристалло-графических направлений на сфере проекций. Пере-ход от системы координат кристалла к системе коор-динат образца осуществляется по известному зако-ну [5] ijkl ij ik kl jl ijkls s , где ijkls - монокристаль-ные константы в системе координат кристалла, mn-направляющие косинусы направления. Для гекса-гональных кристаллов в качестве такого направле-ния удобно выбрать ось с, а для усреднения восполь-зоваться весовой функцией распределения этой оси на сфере проекций, которую достаточно просто полу-чить из полюсной фигуры (ПФ) (0002), построенной по данным рентгеновского текстурного анализа [6]

2

00020 0

, , sinКМijkl ijkls s P d d

,

где α и β – азимутальный и меридианный углы на сфере проекций, а sin d d - элемент площади в сферических координатах.

При расчете конкретных КМijkls можно вы-

делить комбинации направляющих косинусов 2 2 2 4 4

1 13 2 23 3 33 4 13 5 23, , , ,I I I I I , 2 2

6 13 23I (1), которые содержат исчерпываю-щую информацию о распределение кристаллов по ориентациям в поликристаллическом теле. Знак означает усреднение по всем ориентациям кристал-лов. В [6] их назвали интегральными характеристи-ками текстуры (ИХТ). Для плоских (листовых) тек-стур гексагональных металлов и сплавов всего 5 ИХТ, хотя для удобства расчета анизотропии упру-гих свойств используют 6 ИХТ [6], имея в виду, что

1 2 3 1h h hI I I .Для описания анизотропии свойств второй тен-

зорной размерности достаточно трех ИХТ 2

1 1 2 cosКМ КМ КМ , (2)

где

1 1 2 1 1M MКМ М I , (3)

2 2 2 1 2M M MКМ I ,

КМi - свойство в плоскости листа в направ-

лении (НП+φ), 1 2,М М - монокристальные свойства, Ii – интегральные характеристики текстуры.

Значение свойства второй тензорной размерности в направлении, нормальном к плоскости листа, выра-жается очевидной формулой [7]

1 2 1 3( )КМ М М МНН I . (4)

Если в качестве 1КМ и 2

КМ взять значения свойств, измеренные в НП и ПН 1 0КМ ;

2 2КМ

, то значения монокристальных характери-

стик выразятся

1 2 2 1

12 1

11

КМ КММ I I

I I

,

2 1 1 2

22 1

11

КМ КММ I I

I I

. (5)

Материалом для исследований служили листы сплава АZ31 после горячей прокатки до 1,07 мм, отожженные в течение получаса при температуре 320 °С. Из листов вырезали пластины, размером 100100 мм, которые подвергали деформации ЗИ в НП 1, 2, 4, 6 и 8 циклами на роликах диаметром 50 мм, в направлении, совпадающим с НП.

Из исходного листа и пластин, подвергнутых ЗИ, вырезали дискообразные образцы для рентгено-дифрактометрических исследований, а из исходного - прямоугольные образцы размером 10100 мм под различными углами к НП для измерения анизотропии механических свойств. Механические свойства оце-нивали по результатам испытаний на растяжения на машине INSTRON. Деформированный слой (~0,1 мм) снимали травлением. Кривые полюсной плотности снимали по методу Шульца на дифрактометре ДРОН-3М для плоскости (0002) в СuKα излучении в преде-лах углов α = 0 - 70° наклона образца к оси гониоме-тра. Значения полюсной плотности в периферийной области ПФ обнуляли. Учет дефокусировки прово-дили по бестекстурному образцу, в качестве которо-го использовали отожженный мелкозернистый поро-шок исследуемого сплава. Полюсные фигуры листов AZ31 после горячей прокатки и рекристаллизацион-ного отжига и после дальнейшей деформации тремя циклами приведены в [3], а на рис. 1 даны ПФ тек-стуры на глубине ~ 0,2 мм после одного и восьми ци-клов ЗИ.

Текстура листов, подвергнутых деформации ЗИ 4, 6 и более циклами по характеру мало отличается от таковых, деформированных 1-2 циклами. Увеличива-ется рассеяние текстуры в НП, усиливается полюсная плотность в центре ПФ, проявляются области повы-шенной полюсной плотности в ПН на углах 40-60°,

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 77


несколько ослабевает полюсная плотность в обла-сти, соответствующей ориентировке (0001) α НН-НП. Такое поведение текстуры в [3] объяснили тем, что в поверхностных и близких к поверхности слоях уже на ранних стадиях деформации ЗИ проходит ин-тенсивное двойникование. При дальнейшей дефор-мации ЗИ активизируются системы скольжения, ко-торые, разрушая появившиеся двойники, стремятся привести полюса [0001] к центру ПФ до тех пор, пока не наступает динамическое равновесие между всеми действующими системами пластической деформа-ции. Соответственно и статистический угол наклона гексагональной призмы к плоскости листов, рассчи-танный из условия 2

2 1sin h hI I , меняется не-монотонно. Если в исходном состоянии этот угол рав-нялся ~6-7°, то после одного цикла ЗИ он увеличива-ется до 12-14° и далее, проходя через минимум при деформациях 2-3 цикла, устанавливается на уровне ~10°.

По (1) рассчитали изменения ИХТ в процессе де-формации ЗИ пластин сплава AZ31. Результаты при-ведены в табл. 1.

Экспериментальные значения пределов текуче-сти и прочности σт, σв для трех направлений в листах сплава AЦ31 после горячей прокатки и отжига при температуре 320 °С, в НП, НП+45° и ПН составили 170; 178; 200 МПа и 260; 263; 268 МПа соответствен-но, а относительного удлинения δ в этих же направле-ниях: 27,8; 27 и 25,6 %. На рис. 2 данные измерений механических свойств представлены графически.

Анизотропия измеренных механических свойств листов сплава AZ31 с неплохим приближением обла-дает симметрией второго порядка и удовлетворитель-но аппроксимируется рядом Фурье, содержащим сво-бодный член и вторую гармонику. Это дает право мо-делировать анизотропный лист сплава AZ31 квазимо-

нокристаллом орторомбической симметрии.По (5), экспериментальным значениям механи-

ческих свойств в НП и ПН, интегральных характе-ристик текстуры листов сплава нашли значения мо-нокристальных характеристик сплава AZ31 в исхо-дном состоянии (горячая прокатка и рекристалли-зационный отжиг при температуре 320 °С), которые составили: для пределов текучести σт1 = 163,8 и σт3 = 1 94,8 МП, для пределов прочности σв1 = 258,2 и σв3 = 266,5 МП, для относительного удлинения δ1 = 28,3 и δ3 = 26,0 % .

Для листов, деформированных ЗИ, по (2), (3), (4) и соответствующим значениям интегральных харак-теристик текстуры (таблица 1) рассчитали значения механических свойств в НП, ПН и НН. Результаты расчетов приведены в табл. 2 и на рис. 3.

По значениям предела текучести и относитель-ного удлинения листы существенно анизотропны в исходном состоянии. Коэффициенты анизотропии для этих свойств в исходных листах составили 15 и 12 % для σт и δ соответственно. Анизотропия σв зна-чительно меньше, ~3 % и его значения сохраняют-ся на одном уровне с увеличением числа циклов де-формации ЗИ, на что указывали в [1, 2]. Предел теку-чести и относительное удлинение проявляют тенден-цию к падению в НП. В ПН σт также уменьшается, а δ уменьшается после одного прохода холодной прав-кой (т.е. в области наиболее интенсивных текстурных

Рис. 1. Полюсные фигуры (0002) листов сплава AZ31 после деформации: а – одним циклом; б – 8 циклами ЗИ

Рис. 2. Анизотропия пределов текучести (А), прочности (Б), относительного удлинения (В) листов сплава АZ31 после горячей прокатки и рекристаллизационного отжига

Таблица 1. Значения интегральных характеристик текстуры листов сплава AZ31 после различных видов деформации знакопеременным изгибом

Число циклов ЗИИнтегральные характеристики текстуры, iI

1I 2I 3I 4I 5I 6IИсх. 0,19864 0,16723 0,6331 0,115 0,858 0,00023

ЗИ 1 цикл 0,2188 0,1789 0,6022 0,1178 0,1046 0,00042ЗИ 2 цикла 0,2299 0,2171 0,5529 0,1234 0,12805 0,00036ЗИ 4 цикла 0,2194 0,2086 0,5719 0,11708 0,1238 0,00044ЗИ 6 циклов 0,2201 0,2021 0,5779 0,11808 0,1218 0,00045ЗИ 8 циклов 0,2243 0,19607 0,5796 0,1194 0,1195 0,00042

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 378


превращений, обусловленных двойникованием), а да-лее стабилизируется в области первоначального зна-чения. Такое же поведение проявляет δ и в направле-нии НП+45°. Предел текучести в этом направлении колеблется около некоторого среднего значения.

Следует отметить, что «эффект текстуры» редко учитывается в конструкторских задачах ввиду слож-ности задания текстур общепринятыми способами их описания. Метод идеальных ориентировок не позво-ляет непосредственно оценить анизотропию свойств, обусловленную текстурой, а метод представления текстур при помощи функций распределения ориен-таций (ФРО) является сложным и требует специаль-ной подготовки конструкторов. Рассмотренный здесь метод интегральных характеристик текстуры требует минимального числа параметров, достаточного для прогнозирования свойств в самых различных направ-лениях текстурованного листа или изделия. Эти ха-рактеристики могут быть использованы для сертифи-кации текстурного состояния листового проката.

Выводы1. Наиболее заметное изменение механических

свойств наблюдается после первого цикла ЗИ.2. Деформация листов сплава AZ31 знакопере-

менным изгибом формирует текстуру со статистиче-ским углом наклона гексагональной призмы в НП на угол ~ 10-14°, с максимумом после одного цикла ЗИ.

3. Интегральные характеристики текстуры содер-жат информацию об анизотропии свойств листового проката гексагональных металлов и сплавов и могут быть использованы для сертификации листовых ма-териалов по текстурным параметрам.

4. По результатам экспериментальной анизотро-пии механических свойств в плоскости листов спла-ва AZ31 определили его монокристальные характери-стики, анизотропию пределов прочности, текучести и относительного удлинения в плоскости листов и зна-чения их в нормальном направлении к плоскости ли-стов для деформаций различным числом циклов зна-копеременного изгиба.

Библиографический список1. Бах Ф.-В., Зильберг Ю.В., Родман М., Россберг А. Влияние знакопеременного изгиба на вид ди-аграмм растяжения магниевого сплава AZ31 //

Рис. 3. Изменение пределов текучести, прочности и относи-тельного удлинения листов сплава AZ31 в зависимости от числа циклов деформации знакопеременным изгибом: ● - в направлении прокатки; ■ – в поперечном направлении в листах; ▲ - в нормальном к плоскости листов направлении

Производство проката. – 2006. - № 10. - С. 2-5.2. Бах Ф.-В., Зильберг Ю.В., Родман М., Россберг А. Влияние знакопеременного изгиба на свойства магниевого сплава АЦ31 // Производство прока-та. - 2006. - № 7. - С. 2-6.3. Бах Ф.В., Брюханов А.А., Зильберг Ю.В., Вол-чок Н.В., Родман М., Хепке М. Текстурное разу-прочнение листов магниевого сплава AZ31 при знакопеременном изгибе // Деформация и разру-шение металлов. - 2009. -№ 5. - С. 21-28.4. Най Дж. Физические свойства кристаллов. - М.: ИЛ, 1960. - 385 с.5. Горелик С.С., Расторгуев Л.Н., Скаков Ю.А. Рентгенографический и электроннооптический анализ. - М.: Металлургия, 1970. - 366 с.6. Брюханов А.А., Гохман А.Р. Интегральные ха-рактеристики текстуры кубических и гексаго-нальных металлов // Изв. вузов. Физика. - 1985. - № 9. - С. 127-129.7. Гохман А.Р., Волчок Н.А. Изучение ориента-ционной зависимости коэффициента повреждае-мости прокатанных листов технического титана ВТ1-0 // ФТВД. - 2009. - № 4. - С. 32-37.


Таблица 2. Значения характеристик механических свойств в различных направлениях листов сплава AZ31, подвергнутых деформации ЗИ

Число цикловЗИ

Механические свойства

T , МПа B, МПа

Направление измерения свойстваНП ПН НН НП ПН НН НП ПН НН

0 170,0 200,0 183,4 260 268,0 263,6 27,8 25,6 26,81 169,0 214,4 190,2 259,7 271,8 265,4 27,8 24,5 26,32 170,9 201,5 180,9 260,3 268,4 262,9 27,7 25,5 26,94 170,6 201,3 181,5 260,2 268,3 263,1 27,7 25,5 26,96 170,6 201,1 181,7 260,2 268,3 263,1 27,8 25,5 26,98 170,8 200,9 181,8 260,2 268,2 263,1 27,7 25,5 26,9

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 79


УДК 621.785:669.14.018.291.3 Узлов И.Г. /д.т.н./, Сидоренко О.Г. /к.т.н./, Федорова И.П. /к.т.н./, Сухой А.П. ИЧМ НАН Украины

Шеремет В.А. /к.т.н./, Кекух В.А. /к.т.н./, Лясов В.Г., Мамаев А.В. ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог»

Эффективность применения многосекционных установок термического упрочнения арматурного проката

© Узлов И.Г., Сидоренко О.Г., Федорова И.П., Сухой А.П., Шеремет В.А., Кекух В.А., Лясов В.Г., Мамаев А.В., 2010 г.

Показано, что применение многосекционных установок термического упрочнения обеспечивает арматурному прокату существенное повышение качества и достижение дополнительных потребительских свойств. Ил. 1. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: термическое упрочнение, арматурный прокат, установки термоупрочнения, прерванная закалка, прерывистая закалка

It is shown that application of multisection units of thermal hardening provides essential improvement of reinforcing bar quality and achievement of additional consumer properties.

Keywords: thermal hardening, reinforcing bar, thermal hardening units, discontinued quenching, interrupted quenching

Наука

Термическое упрочнение арматурного проката в потоке прокатки непрерывных станов в свое время явилось одним из наиболее прогрессивных техноло-гических процессов, обеспечивающих существенное повышение комплекса механических и эксплуатаци-онных свойств готового проката, изготавливаемого из низкоуглеродистых и низколегированных сталей [1]. Выполняемый с использованием теплоты нагрева под прокатку с применением способа прерванной закалки этот процесс обеспечивает значительную экономию материальных и энергетических ресурсов. Совокуп-ность технологических и экономических достоинств, которыми обладала настоящая технология термиче-ского упрочнения арматурного проката, способство-вала быстрому и широкому её распространению. Од-нако по мере развития технологии и получения арма-турного проката со все большими степенями упроч-нения относительно таких значений прочности, кото-рые приобретал прокат из стали этого же состава в горячекатаном состоянии, все более значимыми ста-новились процессы формирования структурного со-стояния в прилегающих к поверхности проката сло-ях. Так, в соответствии со способом прерванной за-калки интенсивное охлаждение со сверхкритической скоростью ведут до достижения мартенситным сло-ем, который образуется у поверхности, лишь опре-деленной толщины. После этого закалку прерывают, и в арматурном прокате происходит самопроизволь-ный процесс выравнивания температуры по его сече-нию. Но по мере увеличения длительности интенсив-ного охлаждения толщина мартенситного слоя у по-верхности увеличивается, с одной стороны, а с дру-гой в сердцевинных слоях проката сохраняется все меньшее количество теплоты и отогрев мартенсита после прерывания закалки происходит до все более низких температур. Соответственно этому понижает-ся достигаемая при этом степень отпуска мартенси-та и, как следствие, ухудшаются пластические свой-ства проката.

Но снижение уровня пластических свойств явля-

ется свидетельством не только понижающегося каче-ства, но и первым признаком ухудшения такого важ-нейшего для арматурного проката свойства, как со-противляемость коррозионному растрескиванию под напряжением в присутствии агрессивных сред. Край-ним проявлением ухудшения этого показателя явля-ются известные случаи разрушения принятых в экс-плуатацию железобетонных конструкций.

В условиях эксплуатации установок термическо-го упрочнения арматурного проката, конструктив-но представляющих собой по сути одну протяжен-ную охлаждающую секцию (рисунок а), повышение стойкости высокопрочного арматурного проката про-тив коррозионного растрескивания под напряжением достигали путем применения специальных составов сталей, в которых образующийся при закалке мар-тенсит обладал пониженной отпускоустойчивостью либо применением дополнительной термической об-работки готового проката.

Задача повышения стойкости к коррозионному растрескиванию была решена путем перехода к при-менению для термического упрочнения арматурного проката многосекционных установок. В таких уста-новках каждая из охлаждающих секций содержала в себе нагнетающую форсунку, камеру охлаждения и отсечное устройство, предотвращающее попадание

Рисунок. Технологические схемы односекционной (а) и многосекционной (б) установок термического упрочнения арматурного проката: 1 – узел сброса противотока; 2 – фор-сунка нагнетающая; 3 – камера охлаждения; 4 – отсечка; 5 – ма-нометр; 6 – регулирующая задвижка

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 380


отработанной воды из предыдущей секции в после-дующую (рисунок б). Это позволило не только вы-полнять охлаждение проката каждой из отдельных секций с собственной для неё интенсивностью, но и составлять режимы термического упрочнения, в ко-торых периоды интенсивного охлаждения чередуют-ся с паузами между ними. Это решение обеспечило переход от прерванной к прерывистой закалке.

Обеспечиваемая многосекционными установ-ками возможность применения для термическо-го упрочнения способа прерывистой закалки позво-ляла разработать такие режимы прерывистой закал-ки, при применении которых в течение первого пе-риода интенсивного охлаждения у поверхности про-ката формируется тонкий, не более 0,4-0,5 мм, мар-тенситный слой, который затем претерпевал высокий отпуск благодаря теплоте, поступающей из внутрен-них слоев проката в течение паузы перед вторым пе-риодом интенсивного охлаждения. В результате при-менения такого решения упрочнения при оптималь-но подобранных параметрах первого периода интен-сивного охлаждения и следующей за ним паузы мар-тенситный слой у поверхности трансформируется в структуру, представляющую собой ферритную ма-трицу с содержащимися в ней разобщенными сферо-идизированными включениями цементита. Благода-ря этому характерные для мартенсита внутренние на-пряжения релаксируют практически полностью. Это обеспечило возрастание стойкости к коррозионному растрескиванию под напряжением на два-три поряд-ка в сравнении с той, которая наблюдалась у стерж-ней из этой же стали и такого же уровня прочностных свойств, но полученной при применении режимов термического упрочнения, соответствующих способу прерванной закалки [2].

Переход к использованию многосекционных установок термического упрочнения арматурно-го проката вместо односекционных позволил также устранить проблему водородного охрупчивания, то есть повышенной чувствительности высокопрочно-го термически упрочненного арматурного проката к повышенному содержанию в стали металлургическо-го водорода. О серьезности настоящей проблемы сви-детельствовали многочисленные случаи разрушений арматурных стержней в процессе их изготовления, транспортировки или эксплуатации [3].

При применении односекционных установок тер-мического упрочнения предотвращение случаев во-дородного охрупчивания могло быть выполнено только путем понижения общего содержания водоро-да в стали, прежде всего, естественно, на этапе её вы-плавки. Дополнительно к этому применяли длитель-ное вылеживание заготовок в штабелях перед прокат-кой на арматуру. Если и после этого при сдаточных испытаниях арматурного проката выявляли неадек-ватно повышенные прочностные и пониженные пла-стические характеристики, то длительному вылежи-ванию подвергали и готовый прокат. При этом за счет самопроизвольной десорбции водорода через поверх-ность стержней его содержание в стали понижалось и

механические характеристики проката восстанавли-вались до требуемого в соответствии со стандартом уровня. Но, устраняя внешние проявления водород-ного охрупчивания, такая обработка была не в состоя-нии воздействовать непосредственно на уже сформи-ровавшиеся в теле арматурного проката центры воз-можных разрушений стержней. В связи с этим пол-ное предупреждение возможности последующих раз-рушений стержней и после их вылеживания не могло быть гарантировано.

Формирующимися под влиянием повышенного содержания водорода центрами возможных разруше-ний высокопрочного арматурного проката являются внутренние протяженные трещины, появляющиеся в зоне контакта непрерывного мартенситного слоя со структурами фазовых превращений переохлажденно-го аустенита, развивающимися в стрежнях после пре-рывания периода интенсивного охлаждения, и нахо-дящиеся в мартенсите участки с повышенной кон-центрацией внутренних растягивающих напряжений.

Разрушения вследствие развития внутренних продольных трещин происходят при знакоперемен-ных изгибающих нагрузках, испытываемых готовым прокатом при транспортировке или в процессе изго-товления из них металлоконструкций. Разрушения стержней по участкам с повышенным уровнем рас-тягивающих напряжений происходят вследствие на-копления в них, как в ловушках, растворенного в ста-ли водорода, и соответствующего повышения здесь растягивающих напряжений до значений, превыша-ющих предел прочности стали.

Очевидно, гарантированное исключение случа-ев разрушения стержней по внутренним продольным трещинам может быть обеспечено только при усло-вии предотвращения формирования этих трещин в прокате. Исключение случаев разрушения стержней по ловушкам, накапливающим растворенный в стали водород, может быть достигнуто путем ликвидации присутствующих в мартенсите ловушек при его от-пуске. Достижение и первого, и второго обеспечива-ет применение с помощью многосекционных устано-вок режимов термического упрочнения, соответству-ющих способу прерывистой закалки. В том, что отно-сится к водородным ловушкам, то, как показала прак-тика, их ликвидацию надежно обеспечивает приме-нение режимов термического упрочнения с теми же параметрами, которые разработаны для повышения стойкости арматурного проката коррозионному рас-трескиванию.

Предотвращение формирования в прокате вну-тренних продольных трещин также обеспечивают ре-жимы термического упрочнения, применяемые для повышения стойкости проката к коррозионному рас-трескиванию, но при этом длительность паузы между первым и вторым периодами интенсивного охлажде-ния должна составлять не менее 0,7 с. При такой дли-тельности паузы начавшийся в это время распад пере-охлажденного аустенита по диффузионному механиз-му предотвращает формирование непрерывной гра-ницы между мартенситом, образующимся в результа-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 81


те воздействия второго периода интенсивного охлаж-дения и структурами диффузионного распада аусте-нита, формирующимися в прокате после прерывания последнего периода интенсивного охлаждения.

Приведенные положения показали подтвержден-ную в дальнейшем при производстве высокопрочно-го арматурного проката возможность разработки и применения с помощью многосекционных установок единых режимов термического упрочнения, гаранти-рованно повышающих и стойкость арматурного про-ката к коррозионному растрескиванию, и предупре-ждающих негативные последствия повышенного со-держания металлургического водорода в стали [4].

Опыт применения термического упрочнения ар-матурного проката в потоке прокатки также показал, что помимо приведенных выше данных при примене-нии многосекционных установок возможна разработ-ка режимов термического упрочнения и с такими па-раметрами, которые обеспечивают получение прока-та со структурами по сечению стержней, которые при применении односекционных установок не могут быть получены в принципе. К таким относятся, на-пример, формирующиеся в прилегающих непосред-ственно к поверхности слоях феррито-мартенситные, перлито-мартенситные, бейнитные структуры и т.д. Очевидно, получение проката с новыми структурны-ми состояниями обеспечивает сообщение ему допол-нительных к известным потребительских свойств.

Еще один важный пример, подтверждающий пре-имущество применения многосекционных устано-вок термического упрочнения, связан с развиваемой в настоящее время технологией автоматизированного управления процессом упрочнения арматурного про-ката [5]. При разработке такой технологии было уста-новлено, что оптимальным способом, с помощью ко-торого выполняется корректировка заданного режи-ма упрочнения для достижения прокатом требуемого комплекса механических свойств, является измене-ние давления воды, подаваемой в форсунку охлажда-ющей секции. Но при подаче воды в форсунку уста-новки термоупрочнения, состоящей из одной сек-ции, наблюдаются избыточно высокие значения па-дения или возрастания прочностных свойств прока-та, приходящиеся на единицу изменяемого давления. Это существенно осложняет своевременную коррек-тировку режима упрочнения.

При термическом упрочнении проката с помо-

щью многосекционной установки корректировку ре-жима упрочнения выполняют путем изменения дав-ления воды, подаваемой только в одну из охлажда-ющих секций. Давление воды, подаваемой в осталь-ные задействованные в трассе упрочнения секции, при этом сохраняют постоянным. Благодаря такому технологическому приему достигаются оптимальные значения изменений прочностных свойств проката на единицу изменяемого давления, что обеспечивает по-вышенные и точность, и скорость управления про-цессом упрочнения.

Таким образом, приведенные выше примеры су-щественного улучшения показателей качества и при-обретения арматурным прокатом дополнительных потребительских свойств, являются свидетельством преимущества многосекционных установок терми-ческого упрочнения перед односекционными, что по-зволяет их использовать для дальнейшего последова-тельного развития с помощью установок этого типа технологии термического упрочнения арматурного проката в потоке прокатки непрерывных станов.

Библиографический список1. Стародубов К.Ф., Узлов И.Г., Савенков В.Я. и др. Термическое упрочнение проката. – М.: Ме-таллургия, 1970. – 368 с. 2. Морозов С.И., Погорелов А.И., Демченко Е.М. и др. Повышение стойкости против коррозионно-го растрескивания под напряжением термомеха-нически упрочненной арматурной стали // Сталь. – 1994. - № 6. – С. 66-69.3. Сидоренко О.Г., Федорова И.П., Демченко Е.М. Виды разрушений термомеханически упрочнен-ной высокопрочной арматуры, подверженной во-дородному охрупчиванию. Фундаментальные и прикладные проблемы черной металлургии. – К.: Наукова думка, 1995. – С. 222-229.4. Сидоренко О.Г. Новые технологические ре-шения процесса термомеханического упрочне-ния арматурной стали. В сб. «Фундаментальные и прикладные проблемы черной металлургии». Вып. 3. – К.: Наукова думка, 1999. – С. 306-311. 5. Узлов И.Г., Сидоренко О.Г., Федорова И.П. и др. Новое в технологии управления процессом термического упрочнения арматурного проката // Металлург. и горноруд. пром-сть. – 2008. - № 1. – С. 89-91.


к.т. 0562-46-12-95056-744-81-66

факс 0562-46-12-95

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 382


УДК 669.14.018.294:669.017 Бабаченко А.И., Кононенко А.А., Сафронов А.Л., Клиновая О.Ф. Институт черной металлургии НАН Украины

Влияние структурного состояния железнодорожных колес на их чувствительность к концентраторам напряжений

© Бабаченко А.И., Кононенко А.А., Сафронов А.Л., Клиновая О.Ф., 2010 г.

Наука

Установлены зависимости в виде уравнения множественной регрессии между параметрами микроструктуры и критической длиной усталостной трещины углеродистых сталей различного химического состава, применяемых для производства железнодорожных колес. Выполнена статистическая оценка достоверности полученных моделей. Исследовано влияние максимальной нагрузки цикла на чувствительность стали к концентраторам напряжений. Ил. 1. Табл. 4. Библиогр.: 6 назв.

Ключевые слова: железнодорожное колесо, циклическое нагружение, обод, усталостная трещина, чувствительность к концентраторам напряжений, надежность

Interrelations between microstructure parameters and critical length of fatigue crack of carbon steels of various chemical compositions applied for wheel manufacture were determined in the form of multiple regression equation. The statistical estimation of reliability of obtained models was carried out. Effect of maximum loading of cycle on the stress concentrator sensitivity of steel was investigated.

Keywords: wheel, cyclic loading, rim, fatigue crack, stress concentrator sensitivity, reliability

Железнодорожные колеса, являющиеся одним из наиболее ответственных элементов подвижного со-става, испытывают воздействие статических, дина-мических и циклических сил. Приложение тормоз-ных усилий может способствовать возникновению в них высоких термических напряжений, что приводит к образованию на поверхности катания обода тре-щин. При неблагоприятном распределении эксплуа-тационных напряжений, недостаточной вязкости ме-талла обода и высокой его чувствительности к кон-центраторам напряжений такие трещины будут раз-виваться до своей критической длины [1].

Наиболее распространенной характеристикой трещиностойкости конструкционных сталей являет-ся критический коэффициент интенсивности напря-жений К1С, [2, 3]. Требованиями ряда международных стандартов (ЕN 13262, UIC 812.3 и др.) предусмотре-но проведение испытаний образцов с усталостной трещиной на трещиностойкость при статическом на-гружении с определением вязкости разрушения К1С. Однако железнодорожные колеса в процессе эксплу-атации испытывают также значительные цикличе-ские нагрузки, развитие трещины при которых, в от-личие от статического разрушения, происходит под действием напряжений, значительно ниже преде-ла текучести [4]. Усталостному разрушению харак-терна большая макроскопическая неравномерность, чем разрушению при однократном нагружении, а само оно может служить дополнительным охрупчи-вающим фактором. Охрупчивающее действие малых пластических деформаций повышает чувствитель-ность материала к различного рода дефектам. Поэ-тому для оценки эксплуатационной надежности же-лезнодорожных колес необходимо также проведение испытаний по определению чувствительности колес-ной стали к концентраторам напряжений при уста-лостном нагружении.

Известно, что свойства металлов и сплавов опре-деляются их структурным состоянием. Исследования влияния структурного состояния стали для железно-дорожных колес на ее усталостную долговечность при различных уровнях напряжений проводили на образцах, вырезанных из ободьев железнодорожных колес в состоянии поставки. Различное структурное состояние обеспечивалось за счет изменения количе-ства углерода в стали. Химический состав исследуе-мых сталей представлен в табл. 1.

В работе были проведены исследования связи между параметрами микроструктуры и такими пока-зателями механики разрушения исследуемых сталей при циклическом нагружении как критическая длина усталостной трещины и долговечность (количество циклов усталостного нагружения до достижения кри-тической длины).

При анализе зависимости в качестве исследу-емых факторов использовали следующие параме-тры микроструктуры: размер зерна, межпластиноч-ное расстояние перлита, размер колоний перлита, ко-личество структурно-свободного феррита. Их значе-ния, определенные экспериментально, приведены в табл. 2. Микроструктура исследуемых сталей пред-ставлена на рисунке.

Значения параметров кинетики роста усталостной трещины в исследуемых сталях при различной макси-мальной нагрузке цикла приведены в табл. 3. Учиты-

Таблица 1. Химический состав исследуемых сталей для производства железнодорожных колес

Содержание химических элементов, масс. %C Mn Si Cr S P

0,42 0,71 0,33 0,18 0,007 0,0080,45 0,69 0,35 0,19 0,005 0,0100,54 0,71 0,33 0,18 0,008 0,0100,56 0,69 0,36 0,18 0,011 0,010

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 83


вая то, что между критической длиной усталостной трещины и долговечностью существует очень тесная корреляционная связь (коэффициент корреляции r = 0,99), в работе анализировалась связь с параметрами микроструктуры только одного из определенных кри-териев механики разрушения, а именно критической длины усталостной трещины.

В табл. 4 представлены значения коэффициентов парных корреляций между структурными параме-трами и критической длиной усталостной трещины, определенной при нагрузке 30000 Н и 35000 Н.

Из табл. 4 следует, что независимо от мак-симальной нагрузки цикла наиболее высо-кий коэффициент парной корреляции критиче-ской длины усталостной трещины с межпла-стиночным расстоянием перлита (r = -0,48 и-0,55) и объемной долей феррита в стали (r = 0,67 и 0,59) для нагрузки 30000 и 35000 Н соответственно.

Исследования множественной корреляции между критической длиной усталостной трещины и параме-трами микроструктуры с максимальными значения-ми коэффициентов парной корреляции (межпласти-ночное расстояние перлита и количество структурно-свободного феррита) показали, что эта связь доста-точно надежно описывается линейными уравнения-ми вида

акр. = 43,058-36·ΔS+0,467·Ф для Р = 30000 Н; (1) акр. = 41,39-26·ΔS+0,228·Ф для Р = 35000 Н, (2)где ΔS - межпластиночное расстояние перлита,

мкм; Ф - количество структурно-свободного ферри-та, %.

Коэффициенты множественной корреляции для уравнений (1) и (2) равны 0,75 и 0,73 соответственно,

Таблица 2. Параметры микроструктуры исследуемых сталейСодержание

углерода в стали,масс. %

Межпластиночное расстояние ΔS, мкм

Размер зерна dзер,мкм

Размер колонии перлита dк,

мкм

Количество структурно-свободного феррита, %

0,42

0,11 25,4 6,9 150,13 25,64 5,86 150,11 42,17 6,86 140,15 11,8 10,29 130,06 21,88 4,37 17

0,45

0,14 24,8 7,1 100,18 26,64 3,59 110,11 32,94 6,88 100,15 17,39 10,84 90,12 22,15 7,1 10

0,54

0,12 27,7 5,7 60,08 29,85 3,15 40,15 52,36 2,51 50,11 10,39 12,78 80,13 18,18 4,29 7

0,56

0,16 27,3 6,2 80,19 25,96 12,78 80,15 49,38 4,33 100,16 15,89 3,29 80,12 17,91 4,31 7

) )

) )

) )

Рисунок. Микроструктура стали с 0,56 % С (а, в, д) и стали с 0,42 % С (б, г, е): а, б ×100; в, г ×400; д, е ×1000

что свидетельствует о достаточно тесной корреляци-онной связи между исследуемыми характеристиками. Большие расчетные значения F-критерия Фишера, рав-ные 4,92 и 4,32 для уравнений (1) и (2) соответственно, значительно превышающее критическое значение по таблице (Fкр. = 0,0097 и 0,016), свидетельствуют о вы-сокой адекватности моделей регрессии (1) и (2).

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 384

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКАТаблица 3. Параметры кинетики роста усталостной трещины

Содержание углерода, %

Время роста усталостной трещины до критической длины, циклы Критическая длина трещины, мм

Р=35000 Н Р=30000Н Р=35000Н Р=30000Н0,42 55000 92000 44,6 480,45 54000 90000 44,0 450,54 44000 66000 41,5 440,56 35000 50000 40,5 41

Таблица 4. Значения коэффициентов парных корреляций между параметрами микроструктуры и критической длиной усталостной трещины исследуемых углеродистых сталей при различной максимальной нагрузке цикла

Анализируемые параметры микроструктуры

Коэффициенты парных корреляций критической длины усталостной трещины с

параметрами структурыР = 35000 Н Р = 30000 Н

Межпластиночное расстояние перлита ΔS - 0,48 - 0,55Размер колонии перлита dк 0,09 0,03

Количество структурно-свободного феррита 0,67 0,59Размер зерна dзер - 0,07 - 0,03

Анализ степени влияния отдельных факторов (межпластиночного расстояния в перлите и количе-ства структурно-свободного феррита) на критиче-скую длину усталостной трещины показал, что при максимальной нагрузке цикла 30000 Н в анализируе-мом интервале изменения параметров структуры бо-лее значимое влияние на эту характеристику оказыва-ет количество структурно-свободного феррита (62 %) в сравнении с межпластиночным расстоянием пер-лита (38 %). При повышении максимальной нагруз-ки цикла при усталостном нагружении до 35000 Н увеличивается степень влияния на исследуемую ха-рактеристику дисперсности перлита (до 53 %) и со-ответственно уменьшается влияние объемной доли феррита (до 47 %). Это, по-видимому, связано с су-ществованием двух механизмов зарождения трещин в феррито-перлитных сталях, которые изложены в ра-ботах [5, 6], образованием их в более мягкой феррит-ной составляющей по дислокационному механизму и в перлитных колониях в результате скола цементит-ных пластин перлита.

При низком уровне напряжений (низкой нагруз-ке, прикладываемой к испытуемому образцу) вероят-ность зарождения трещин в более мягкой структур-ной составляющей выше, чем в перлите. При повы-шении уровня напряжения возрастает и вероятность разрушения цементитных пластин перлита, тем са-мым увеличивается роль толщины цементитных пла-стин и дисперсности перлита в целом в процессе раз-рушения.

ВыводыРезультаты исследований показывают, что не-

зависимо от уровня максимальной нагрузки цик-ла определяющее влияние на критическую дли-ну усталостной трещины в углеродистых сталях со

структурой пластинчатого перлита оказывают такие структурные параметры как количество структурно-свободного феррита и дисперсность перлита. Повы-шение дисперсности перлита и увеличение объемной доли структурно-свободного феррита в углеродистой стали, приводит к уменьшению критического разме-ра усталостной трещины, тем самым оказывает по-ложительное влияние на эксплуатационную надеж-ность изделий из этих сталей.

С увеличением внешней нагрузки, при которой происходит развитие усталостной трещины, увели-чивается влияние дисперсности перлита и уменьша-ется влияние объемной доли феррита, что связано с существованием двух механизмов зарождения тре-щины в феррито-перлитных сталях.

Библиографический список1. Мешков Ю.Я. Физические основы разрушения стальных конструкций. – К.: Наукова думка, 1981. – 240 с.2. Броек Д. Основы механики разрушения: Пер с англ. – М.: Высшая школа, 1980. – 368 с.3. Осташ О.П., Волчок І.П., Колотілкін О.Б. та ін. Структура та опір руйнуванню залізовуглецевих сплавів. – Львів: НАНУ ФМІ, 2001. – 272 с.4. Золоторевский В.С. Механические свойства металлов. - М.: Металлургия, 1983. - 352 с.5. Котречко С.А., Мешков Ю.Я. Предельная проч-ность. Кристаллы, металлы, конструции. – К.: На-укова думка. – 296 с.6. Узлов И.Г., Данченко Н.И. Закономерности усталостного разрушения термоупрчненной сред-неуглеродистой стали // Термическая обработка металлов. Отрасл. сб. Вып. 1. – М.: Металлургия, 1972. - С. 109-114.


I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 85

ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВ

УДК: 669.14.014:620.197.001.4 Дергач Т.А. /к.т.н./, Северина Л.С. ГП «НИТИ»

Бездетный И.А., Юрков С.К. ЗАО «СЕНТРАВИС ПРОДАКШН ЮКРЕЙН»

Методика испытаний на стойкость к коррозионному растрескиванию трубной заготовки и труб из коррозионностойких сталей и сплавов

© Дергач Т.А., Северина Л.С., Бездетный И.А., Юрков С.К., 2010 г.

На основе зарубежных и отечественных стандартов разработана и опробована в ЗАО «СЕНТРАВИС» методика сдаточных испытаний на стойкость к коррозионному растрескиванию (КР) трубной заготовки и труб из коррозионностойких сталей и сплавов, в которой предложены оптимальные виды образцов для испытаний в зависимости от класса и марки стали и от размеров труб, а также критерии оценки их стойкости к КР. Ил. 5. Библиогр.: 7 назв.

Ключевые слова: коррозионностойкие стали и сплавы, коррозионное растрескивание, методика испытаний, хлорид магния, образцы, растягивающие напряжения, критерии стойкости к КР

The technique of corrosion-cracking resistance testing of tubular billet and corrosion-resistant steel and alloy pipes was developed and tested at JSC “Sentravis” according to foreign and domestic standards. There are suggested the optimum types of test specimens depending on steel class, grade and pipe size as well as assessment criteria of their corrosion-cracking resistance.

Keywords:corrosion-resistant steels and alloys, corrosion cracking, testing technique, magnesium chloride, specimens, tensile stresses, corrosion-cracking resistance criteria

Одной из основных причин выхода из строя труб из коррозионностойких сталей и сплавов в услови-ях эксплуатации в химической, нефтехимической, целлюлозно-бумажной, пищевой промышленности, в тепловой и атомной энергетике является коррозион-ное растрескивание (КР) [1-6]. Оно происходит под действием растягивающих напряжений и коррозион-ной среды и зависит от целого ряда внешних и вну-тренних факторов, к которым относятся химический и структурный составы стали, технология изготовле-ния труб, состав и температура среды, а также оста-точные напряжения и напряжения, создаваемые при монтаже оборудования (при изгибе, развальцовке, сварке и др.).

В связи с этим все больше потребителей труб из коррозионностойких сталей и сплавов предъявля-ют требования по обеспечению их стойкости к КР, в частности, в соответствии с требованиями стан-дарта ASTM-G-36. Он предусматривает испытания деформированных растяжением образцов в кипя-щем при температуре 155 °С растворе хлорида маг-ния MgCl2´6Н2О (концентрация раствора составля-ет около 45 %) с оценкой стойкости к КР по време-ни до образования на поверхности образцов трещин, видимых при увеличении х20. Испытания проводят-ся в конических колбах с обратными холодильника-ми, исключающими выпаривание и изменение кон-центрации раствора. Однако, указанный стандарт со-держит ряд недостатков, затрудняющих его практи-ческое использование для приемо-сдаточных испыта-ний металлопродукции, в том числе труб из корро-зионностойких сталей. В частности, в нем отсутству-ют четкие требования к образцам для испытаний, а приводятся ссылки на ряд стандартов, рекомендую-

щих те или иные виды образцов: ASTM-G-1, ASTM-G-30, ASTM-G-38, ASTM-G-39 и другие, отсутству-ют критерии стойкости к КР (максимальные напря-жения и время до растрескивания в зависимости от вида образца и химического состава испытуемого материала) и др. В связи с длительностью и трудо-емкостью испытаний на стойкость к КР, а также от-сутствием стандартов, приемлемых для использова-ния в условиях заводских лабораторий, до настояще-го времени на трубных заводах Украины и стран СНГ приемо-сдаточные испытания труб на стойкость к КР не проводятся, что ограничивает информацию об их качественных характеристиках и не позволяет в пол-ной мере прогнозировать поведение в условиях экс-плуатации.

Целью настоящей работы явилась разработка и опробование методики сдаточных испытаний на стойкость к коррозионному растрескиванию труб-ной заготовки и труб из коррозионностойких сталей и сплавов. Работа проведена в ЗАО «СЕНТРАВИС ПРОДАКШН ЮКРЕЙН».

С учетом требований потребителей, на основа-нии анализа литературных данных [3-7], отечествен-ных и зарубежных стандартов на испытания на стой-кость к коррозионному растрескиванию (ГОСТ 9.901 (1-5), ISO 7539 (1-5), ASTM G-01, 28, 29, 30, 36 и др.), а также результатов, ранее проведенных ГП «НИТИ» научно-исследовательских работ в этом направлении, за основу для разработки методики проведения сда-точных испытаний трубной заготовки и труб из кор-розионностойких сталей был взят стандарт ASTM-G-36 [7].

На основании предварительных испытаний об-разцов трубной заготовки и труб из аустенитных и


I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 386

ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВаустенитно-ферритных сталей на стойкость к КР по ASTM-G-36 с использованием образцов различ-ных видов в соответствии с вышеуказанными стан-дартами: U-образно изогнутых, со стрелой прогиба, С-образных кольцевых и др., были предложены опти-мальные виды образцов для трубной заготовки, тол-стостенных (горячедеформированных и передельных холодно- и теплокатаных) труб, холодно- и теплока-таных труб диаметром более 18 мм, а также труб ма-лого диаметра (до 18 мм).

Для испытаний трубной заготовки и труб из ау-стенитных высоконикелевых сталей, обладающих высокой стойкостью к КР [3-6] и высокой пластично-стью, предложено использовать плоские U-образно изогнутые образцы и U-образно изогнутые образцы-сегменты толщиной 2-3 мм, шириной 10-15 мм и дли-ной 90-100 мм, с радиусом закругления, равным не менее двукратной толщине образца, согласно ASTM-G-30 (рис. 1а), а также плоские образцы со стрелой прогиба с трехточечным изгибом согласно ASTM-G-39 и ISO 7539-2 (рис. 1б).

Испытания на U-образно изогнутых образцах являются более жесткими, поскольку металл кро-ме пластической деформации, возникающей непо-средственно при изгибе, подвергается дополнитель-ной упругой деформации при стягивании концов образцов до параллельности сторон для придания U-образной формы. Проведены испытания на стой-кость к КР по ASTM-G-36 U-образно изогнутых об-разцов труб из железохромоникелевого сплава, кото-рые показали, что трещины на вершине их изгибов не образовались более чем за 500 ч, т.е., установлена вы-сокая стойкость указанных труб к КР.

При испытании на стойкость к КР U-образных об-разцов трубной заготовки из дуплексной ферритно-аустенитной стали UNS S 31803 (02Х22Н5АМ3) и образцов из аустенитных хромоникелевых и хро-моникельмолибденовых сталей (типа 08Х18Н10Т, 03Х17Н14М3 и др.), трещины на их изгибах появи-лись через относительно короткий промежуток вре-мени от 5 до 24 ч. В ряде случаев при U-образном из-гибе образцов трубной заготовки из дуплексной ста-ли наблюдали хрупкие трещины-надрывы (рис. 2), что не позволяло использовать их для проведения ис-пытаний и оценки стойкости к КР.

В связи с этим для испытаний трубной заготовки и толстостенных труб из аустенитных сталей, обла-дающих более низкой, чем высоконикелевые стали, стойкостью к КР, а также для испытаний более проч-ных ферритно-аустенитных и ферритных сталей, в разработанной методике предложено использовать плоские образцы со стрелой прогиба с трехточечным изгибом согласно ASTM-G-39 и ISO 7539-2. Преиму-ществом таких образцов является возможность созда-ния в них упругих растягивающих напряжений задан-ной величины и определения критических напряже-ний растрескивания (максимальных напряжений, при которых образование трещин не происходит в тече-ние длительного времени испытаний) для трубной за-готовки и труб из различных классов и марок стали.

а

бРис. 1. Вид U-образно изогнутого образца (а) и образца со стрелой прогиба (б) от трубной заготовки для испытаний на стойкость к КР

Рис. 2. Хрупкие трещины на вершине U-образного образца трубной заготовки из стали UNS S 31803 до испытаний, x 60

Растягивающее напряжение по середине пролета в на-ружных волокнах (слоях металла) указанных образцов рассчитывается из соотношения: s = 6 Е t y / H2 (1), где s и Е – максимальное растягивающее напряжение в образце и модуль упругости стали соответственно, МПа; t, y и Н – толщина образца, величина его макси-мального прогиба и расстояние между опорами соот-ветственно, мм.

За основу для выбора величины растягивающих напряжений в образцах со стрелой прогиба предло-жен нормируемый согласно стандартов и техниче-ских условий на трубную заготовку и трубы их пре-дел текучести.

На плоских образцах со стрелой прогиба прове-дены испытания на стойкость к КР трубной заготовки и горячепрессованных труб из ферритно-аустенитной стали UNS S 31803. Растягивающие напряжения в об-разцах соответствовали нормированному пределу те-кучести стали (450 МПа), а также 80, 70 и 60 % от него. Установлено, что образцы трубной заготовки выдержали длительные испытания на стойкость к КР при напряжениях, равных 270 МПа, что соответству-ет 60 % от предела текучести, а образцы горячепрес-сованных труб – при напряжениях, равных 360 МПа

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 87

ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВ

(80 % от s02). Для проведения испытаний на стойкость к КР хо-

лоднокатаных и теплокатаных труб, геометрические размеры которых не позволяют изготовить плоские образцы, в методике предложено использовать пру-жинные С-образные образцы с вырезанной частью по окружности, которая по длине соответствует ради-альному углу 60°, в соответствии с ASTM-G-38 и ISO 7539-5. В них требуемые растягивающие напряжения создаются стягиванием болта, вставленного в отвер-стия, расположенные по диаметру кольца, и гайки, рис. 3, и рассчитываются из уравнений: ОD = ОDf – ∆ (2) и ∆ = f p D2 /4 E t Z (3), где ОD и ОDf – наружный ди-аметр С-образного кольца до и после нагружения со-ответственно, мм; f и E – задаваемое напряжение и модуль упругости стали соответственно, МПа; ∆ – из-менение наружного диаметра после напряжения, мм; D и t – средние диаметр и толщина стенки соответ-ственно, мм; Z – поправочный коэффициент, завися-щий от соотношения диаметра и толщины стенки об-разца.

Схема деформации растяжения в С-образных об-разцах (в тангенциальном направлении относительно

Рис. 3. С-образный образец от теплокатаной трубы для ис-пытаний на стойкость к КР

образующей трубы) отличается от схемы деформа-ции в образцах со стрелой прогиба (в продольном на-правлении). Вместе с тем, использование С-образных образцов для испытаний тонкостенных труб являет-ся, на наш взгляд, наиболее приемлемым, поскольку позволяет создавать в них напряжения заданной ве-личины и определять критические напряжения рас-трескивания для труб из различных марок стали. При проведении испытаний напряжения в указанных об-разцах так же, как и в образцах со стрелой прогиба, устанавливали, исходя из нормированного предела текучести труб.

На С-образных образцах проведены испытания на стойкость к КР теплокатаных труб Ø 18х2,8 мм из ферритно-аустенитной стали UNS S 31803. При этом было установлено влияние подготовки поверхности на результаты испытаний: образцы со шлифованной поверхностью выдержали длительные, более 200 ч, испытания только при напряжениях, равных 360 МПа (80 % от предела текучести труб) (рис. 4а, б), а при напряжениях, равных нормированному пределу теку-чести 450 МПа, они растрескались за 24 ч испыта-ний (рис. 4в, г), коррозионное растрескивание носило транскристаллитный характер (рис. 4г).

С-образные образцы труб с травленной поверх-ностью выдержали испытания на стойкость к КР при высоких растягивающих напряжениях, равных 450 МПа, в течение более 240 ч. Отрицательное влия-ние шлифовки на стойкость к КР обусловлено созда-нием на поверхности образцов дополнительных рас-тягивающих напряжений.

Предусмотренное в методике использование об-разцов со стрелой прогиба и С-образных кольцевых образцов позволяет проводить сравнительные испы-тания труб из разных сталей, изготовленных по раз-личным технологическим вариантам, а также иссле-довать влияние на стойкость к КР технологических факторов трубного производства (режимов термиче-ской обработки, правки, шлифовки, травления и др.) с целью, при необходимости, корректировки техноло-гии и повышения качественных характеристик труб.

Для испытаний на стойкость к КР образцов труб малого диаметра, менее 18 мм, для которых не пред-ставляется возможным изготовить С-образные образ-цы, предложено использовать кольцевые образцы, в которых растягивающие напряжения создаются пу-тем сплющивания кольца по ГОСТ 9941 (или ГОСТ 6032) путем сближения сжимаемых плоскостей до

а б

в г Рис. 4. Внешний вид (а-в) и структура (г) С-образных шли-фованных образцов теплокатаных труб Ø 18x2,8 мм из ста-ли UNS S 31803 после испытаний на стойкость к КР при на-пряжениях: а, б – 360; в, г – 450 МПа

Рис. 5. Образцы холоднотянутых труб Ø 14х2,3 мм из стали UNS S 31803 после испытаний на КР, x4

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 388

ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВрасстояния Н в мм, вычисляемого для аустенитных сталей и сплавов по формуле (4), а для ферритно-аустенитных и ферритных сталей по формуле (5)

Н = 1,08 x D x с , (4)0,08 x D + с

и Н = 0,5 D + 2 с (5),где D и с – наружный диаметр и толщина стенки

трубы, мм.Результаты испытаний на стойкость к КР по

стандарту ASTM G-36 кольцевых деформирован-ных сплющиванием образцов холоднотянутых труб Ø 14х2,3 мм из ферритно-аустенитной стали UNS S 31803 показали, что даже после 300 часов кипяче-ния в растворе хлорида магния трещины на их по-верхности отсутствовали (рис. 5). Аналогичные об-разцы труб из аустенитной стали 03Х17Н14М3 пока-зали более низкую стойкость к КР, что согласуется с литературными данными о более высокой стойкости к КР двухфазных сталей по сравнению с однофазны-ми [4-6].

На основании результатов проведенных испыта-ний в методике предложены критерии стойкости к КР труб из ряда коррозионностойких сталей.

Выводы1. На основе зарубежных и отечественных стан-

дартов разработана методика сдаточных испытаний на стойкость к коррозионному растрескиванию труб-ной заготовки и труб из коррозионностойких сталей и сплавов, в которой предложены и обоснованы опти-мальные виды образцов в зависимости от размеров труб, класса и марки стали, а также критерия их стой-кости к КР.

2. По разработанной методике проведены испы-тания на стойкость к КР образцов трубной заготов-ки и труб из аустенитных и ферритно-аустенитных сталей, которые показали ее работоспособность и возможность применения для проведения приемо-сдаточных испытаний в заводских условиях.

3. После набора статистических данных при про-

ведении массовых испытаний труб из различных ста-лей и сплавов показатели их стойкости к КР могут быть включены в соответствующие нормативные до-кументы.

4. Увеличение объема сдаточных испытаний труб за счет проведения испытаний на стойкость к КР по-зволит повысить их эксплуатационную надежность и конкурентоспособность.

Библиографический список1. Вахрушева В.С., Дергач Т.А., Сухомлин Г.Д. Современные требования к коррозионной стой-кости труб из нержавеющих сталей для атомной энергетики // Металлуг. и горноруд. пром-сть. – 2006. - № 5. – С. 56-58.2. Зубченко А.С., Харина И.Л., Рунов А.Е. и др. Коррозионное растрескивание сварных соедине-ний трубопроводов из стали 08Х18Н10Т энерго-блоков с реакторами типа РБМК // Производство проката. – 2006. - № 2. – С. 85-92.3. Изыскание, исследование и промышленное освоение стали, устойчивой против коррозион-ного растрескивания. Научн.-техн. информ. - М.: ЦНИИТМАШ, 1967. – 172 с.4. Погодин В.П., Богоявленский В.Л., Сентюрев В.П. Межкристаллитная коррозия и коррозион-ное растрескивание нержавеющих сталей в во-дных средах. - М.: Металлургия, 1970. – 245 с.5. Бесшовные трубы из нержавеющей стали. Ма-териалы технического симпозиума фирмы Кобэ Стил, Япония. – 1985. – 138 с.6. Stainless Steel Pipe and Tubing. Mannesmann rushers – worker. – Материалы фирмы Маннес-манн. – 1987. – 143 с.7. ASTM G-36. Стандартная методика оценки стойкости металлов и сплавов к растрескиванию вследствие коррозии под напряжением в кипящем растворе хлорида магния. ASTM, 100 Barr Harbor Drive, Conshohocren. – 2000. – 11 с.


Продолжается подписка на журнал“ÌÅÒÀËËÓÐÃÈ×ÅñêÀÿ è ãîðíîðóäíàß ïðîÌÛØËåííîñòÜ” на 2010 г.Стоимость 1 экз. журнала - 350 грн.; 1 комплекта на год - 2100 грн.Стоимость эл. варианта на год - 1080 грн.Индекс в каталоге “Укрпочта”, “Роспечать” 74311Подписаться можно в редакции, перечислив на р/с ООО “Укрметаллургиформ “НТА” необходимую суммуКонтактный телефон (факс) 0562-46-12-95, 056-744-81-66

На сайте metaljournal.com.ua - содержание последнего номера журнала с аннотацией на русском и английском языках

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 89

УДК 669.2/.8 Саргсян Л.Е. /д.т.н./, Оганесян А.М. /к.т.н./ Государственный инженерный университет Армении

ПРОИЗВОДСТВО ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ

Исследование обжига халькопиритового концентрата меди методом термогравиметрического и дифференциально-

термического анализа

© Саргсян Л.Е., Оганесян А.М., 2010 г.

Исследованы фазовые превращения, происходящие в халькопиритовом концентрате меди при нагревании в политермическом режиме. Показано, что в низкотемпературном интервале до 676 °C сульфиды меди и железа переходят в водорастворимые сульфатные фазы, которые при более высоких температурах превращаются в оксиды, что нежелательно с точки зрения применения комплексного гидрометаллургического метода извлечения этих металлов. Установлена оптимальная температура сульфатизирующего обжига. Ил. 2. Библиогр.: 6 назв.

Ключевые слова: концентрат, халькопирит, пирит, обжиг, политермический нагрев, фазо-вые превращения

Phase transformations occurring in chalcopyrite concentrate of cuprum at heating up in polythermal condition were investigated. It is shown that sulfi des of copper and iron pass into water-soluble sulfatic phases in the low-temperature interval to 676 °C. These phases transform into oxides at higher temperatures which is unfavorable from the point of view of using complex hydrometallurgical method of these metals recovery. The optimum temperature of sulfatizing roasting was determined.

Keywords: concentrate, chalcopyrite, pyrite, calcination, polythermal heating, phase transformations

Наука

При обычном окислительном обжиге медных концентратов [1] неизбежно образование в обожжен-ных продуктах (огарках) труднорастворимых окси-дов, в том числе феррита меди. Поэтому такая подго-товка концентрата для гидрометаллургии меди не на-шла практического применения.

Исследование процесса обжига Каджаранско-го халькопиритового концентрата меди минерало-гического состава, %: 77,24 CuFeS2, 8,66 FeS2, 1,62 Cu2S, 0,55 ZnS, 0,54 PbS, 7,32 SiO2, 1,70 Al2O3, 1,65 (CaO+MgO) в политермическом режиме нагрева про-водили с целью выявления кинетики и механизма со-вместного окисления халькопирита (CuFeS2) и пири-та (FeS2) для определения оптимальной температу-ры получения сульфатизированного продукта (огар-ка), наиболее пригодного для комплексного выщела-чивания и селективного извлечения ценных компо-нентов (в том числе железа). Содержание золота и се-ребра в этом концентрате достаточно (2,6-2,7 г/т Au, 42-44 г/т Ag), чтобы не пренебречь возможностью их извлечения с использованием кеков гидрометаллур-гического передела.

Кинетику и механизм разложения и окисления сульфидов концентрата изучали методами термогра-виметрического и дифференциально-термического анализа на дериватографе Q-1500 D (Венгрия) в ко-рундовых тиглях, слегка прикрытых крышкой, при непрерывном повышении температуры с постоянной скоростью 10 °C/мин. Эталоном служил прокален-ный при 1250 °C оксид алюминия. С целью исклю-чения влияния разнозеренности все образцы брали с практически одинаковыми значениями удельной по-верхности (2,5-4,0 м2/г). Химический и минералоги-

ческий составы исходных и промежуточных продук-тов, а также качественный газовый анализ проводили по стандартным методикам.

Образцы для рентгенофазового анализа (с целью фиксации твердофазных продуктов реакций на харак-теристических участках кривой дифференциально-термического анализа) приготовляли закаливанием на воздухе навесок концентрата, обожженных при раз-личных температурах с выдержкой 1 ч. Съемку рент-генограмм проводили на дифрактометре ДРОН-2,0 в медном ka-излучении. Термодинамические расчеты проводили по данным [2,3]. Количественный магнит-ный анализ продуктов обжига (для выявления факта

Рис. 1. Дериватограмма, снятая при обжиге халькопирито-вого концентрата меди

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 390


образования в них феррита меди, а также магнетита) проводили ме-тодом измерения намагниченно-сти [4] образца на предваритель-но отградуированном баллисти-ческом магнитометре специаль-ной конструкции, позволяющем обнаружить появление ферромаг-нитной фазы, начиная от 0,1 % по массе.

Приведенные на рис. 1, 2 дан-ные и результаты рентгенофазово-го и магнитного анализов (ниже) показывают, что в процессе не-прерывного нагрева в присут-ствии кислорода воздуха концен-трат претерпевает ряд фазовых изменений, обусловленных окис-лением сульфидов и взаимодей-ствием твердых веществ между собой и с газовой фазой. Об этом свидетельствует появление ряда экзо- и эндотермических эффек-тов на кривой дифференциально-термического анализа (DTA) при различных температурах, а также сложный характер изменения массы образца (кривые TG и DTG).

Основные минералогические составы закален-ных образцов, по сравнению с исходным концентра-том, следующие:Температура обжига, °C Преобладающие фазы Исходный концентрат........CuFeS2 , FeS2, SiO2 (β-кварц)170..................................... CuFeS2, FeS2, SiO2 (β-кварц) 270...............................CuFeS2 , Fe2(SО4)3, SiO2 (β-кварц)470.CuSО4, Cu2S (вторичный), FeSО4, Fe3О4, SiO2 (β-кварц)670...............CuSО4, FeSО4, Fe3О4, Fe2О3, SiO2 (α-кварц)970....................CuО, CuFe2О4, Fe3О4, SiO2 (α-тридимит)

Сопоставление данных рентгенофазового, магнит-ного, термогравиметрического и дифференциально-термического анализов позволяет установить, что об-жиг концентрата происходит в две стадии. Первая стадия - эта группа реакций окисления сульфидов с характерными экзотермическими эффектами ниже 676 °C; вторая - реакции разложения сульфатов и об-разования феррита меди с эндотермическими эффек-тами выше 676 °C.

В интервале до 195 °C основной сульфидный состав образца (CuFeS2, FeS2) с начальной массой 1570 мг остается практически без изменения. Незна-чительные потери массы (~ 1,6 %) обусловлены уда-лением адсорбированной и кристаллизационной вла-ги из концентрата, что сопровождается соответству-ющим эндотермическим эффектом.

Первый большой экзотермический эффект на кривой DTA в интервале 195-520 °C с максимумом при 445 °C, очевидно, вызван реакциями совместно-го окисления пирита и халькопирита. Причем превра-щение сульфида железа, с выделением трехвалентно-го сульфата, начинается с 195 °C по реакции

Рис. 2. Дифракционные максимумы исходного халькопиритового концентрата меди и образцов, закаленных после обжига с выдержкой 1 ч при температурах, °C: 170 – 2; 270 – 3; 470 – 4; 670 – 5; 970 - 6

2FeS2 + 7O2 = Fe2(SO4)3 + SO2, ΔGT° = - 2554,5 + 0,97×T, кДж/моль, (1)и завершается при 288 °C (рентгенофазовым ана-

лизом в образце, обожженном при 270 °C с выдерж-кой 1 ч установлено полное отсутствие FeS2 и появле-ние новой фазы Fe2(SO4)3).

Окисление же халькопирита (как более упорного сульфида), очевидно, происходит параллельно двумя путями. Первый путь – это его взаимодействие с вы-делившемся по реакции (1) трехвалентным сульфа-том железа (в присутствии кислорода воздуха)CuFeS2 + Fe2(SO4)3 + 3O2 = 3FeSO4 + CuSO4 + SO2

, (2)ΔGT° = - 1083,43 + 0,343×T, кДж/моль.Но поскольку количество Fe2(SO4)3, образовавше-

гося в реакционной смеси меньше, чем CuFeS2, то ре-акция (2), вероятно, охватывает только часть халько-пирита, содержащемся в концентрате. Другая (боль-шая) часть халькопирита в этом же интервале темпе-ратур, в соответствии с [5] превращается по схеме

CuFeS2 → (Cu5FeS4 + Fe3O4) → (Cu2S + Fe3O4).Поэтому в образце, обожженном при 470 °C с

выдержкой 1 ч, наряду с твердофазными продукта-ми реакции (1), присутствуют также фазы Cu2S (вто-ричный) и Fe3O4 (см. рис. 2, дифракционные макси-мумы 4). Наличие Fe3O4 в образце подтверждено так-же количественным магнитным анализом. Характер-ные дифракционные максимумы халькозита на этой дифрактограмме, по всей вероятности, относятся не только к вторичному Cu2S, но и первичному, кото-рый, ввиду незначительного количества (1,62 %), не был проявлен на дифрактограммах как исходного концентрата, так и образцов, обожженных при 170 и 270 °C. Суммарная скорость реакций окисления пи-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 91


рита и халькопирита максимальна при ~ 497 °C (см. кривую DTG на дериватограмме). Газовым анализом в продуктах обжига на этом участке обнаружены в основном молекулы сернистого газа.

Следующий экзотермический эффект в интервале от 520 до ~ 676 °C и соответствующий рост массы об-разца, очевидно, вызваны реакцией окисления халь-козита до двухвалентного сульфата меди

Cu2S + SO2 + 3O2 = 2CuSO4 ,ΔGT° = - 1162,48+ 0,75×T, кДж/моль. (3)Рентгеноструктурным и магнитным анализами в

образце, обожженном при 670 °C с выдержкой 1 ч, обнаружены двухвалентные сульфаты меди и железа, а также магнетит и гематит. Последний, несомненно, является продуктом частичного окисления магнетита кислородом воздуха

2Fe3O4 + 1/2O2 = 3Fe2O3, ΔGT° = - 232,6 + 0,13×T, кДж/моль. (4)Вторая стадия (Т > 676 °C), сопровождающаяся

интенсивными потериями массы и тремя эндотерми-ческими эффектами на кривой DTA, охватывает про-цессы разложения сульфатов меди и железа

CuSO4 ® CuO + SO3 (676-865 °C),ΔGT° = 218,68 - 0,19×T, кДж/моль, (5)FeSO4 + Fe2O3 ® Fe3O4 + SO3

(865-923 °C), (6)ΔGT° = 231,68 - 0,21×T, кДж/моль,диссоциацию SO3 в газовой фазеSO3 ® SO2 + 0,5O2,ΔGT° = 99,95 - 0,09×T, кДж/моль, (7) а также реакцию образования феррита медиCuO + Fe2O3 = CuFe2O4 (923-980 °C), (8)ΔGT° = 20,23 - 0,011×T, кДж/моль.Поэтому в образце, обожженном при температу-

ре 970 °C с выдержкой 1 ч, обнаружены только фазы CuFe2O4, CuO и Fe3O4.

Можно заметить, что здесь феррит меди (воз-можен нестехиометрический твердый раствор типа Cu1+xFe2-xO4-, где x ≤ 1) является в основном наслед-ником исходного халькопирита. Наследственный пе-реход халькопирита в шпинельную ферритовую фазу происходит внутри зерен, через промежуточные фазы CuSO4, FeSO4, Fe3O4, CuO и Fe2O3. И поскольку здесь закись меди и оксид железа находятся не в механиче-ской смеси в виде отдельных частиц, а смешаны на молекульярном уровне, то имеются почти идеальные условия для интенсивного ферритообразования через твердофазную диффузию. По этой же причине обра-зование CuFe2O4 (или Cu1+xFe2-xO4-) протекает в очень узком температурном интервале (см. эндотермиче-ский эффект на кривой DTA в интержале 923-980 0C).

На дифрактограммах четко вырисовывается так-же ход превращения β-кварца в α-кварц (573 °C [6]) и α-кварца в α-тридимит (870 °C [6]). В процессе нагре-ва концентрата не обнаружено какое-либо взаимодей-ствие SiO2 с промежуточными продуктами обжига.

Что касается присутствующим в исходном кон-центрате ZnS и PbS, то эти сульфиды в рассмотрен-ных условиях, очевидно, также превращаются в со-ответствующие сульфаты, а затем при более высоких температурах сульфаты разлагают с выделением ок-сидов. Однако, ввиду их малого количества, как на дериватограмме не отражены соответствующие эф-фекты, так и дифракционные максимумы на рентге-нограммах.

Общее изменение массы при 1000 °C примерно соответствует сумме расчетного количества выделив-шихся газов и влаги.

Заключение1. При глубоком обжиге халькопиритового кон-

центрата меди, в обожженном продукте (огарке) не-избежно образование феррита меди, трудно раство-римого в сернокислых, аммиачных и других раство-рах.

2. С целью получения преимущественно раство-римого сульфатного огарка, обжиг перед гидрометал-лургической переработкой халькопиритового концен-трата меди должен осуществляться при температу-рах не выше 676 °C. Оптимальная температура обжи-га 650 ± 20 °C. Длительность выдержки концентрата при оптимальной температуре зависит от типа печи и характера подачи воздуха в реакционную зону.

Библиографический список1. Уткин Н.И. Производство цветных металлов. 2-е изд. – М.: Интермет Инжиниринг, 2004. - 442 с.2. Наумов Г.Б., Рыженко Б.Н., Ходаковский И.Л. Справочник термодинамических веществ. - М.: Атомиздат, 1971. – 238 с. 3. Третьяков Ю.Д. Твердофазные реакции. - М.: Химия, 1978. – 360 с.4. Апаев Б.А. Фазовый магнитный анализ спла-вов. - М.: Металлургия, 1976. – 280 с.5. Пашинкин А.С., Спивак М.М., Малкова А.С. Применение диаграмм парциальных давлений в металлургии. – М.: Металлургия, 1984. – 160 с.6. Емлин Б.И., Гасик М.И. Справочник по элек-тротермическим процессам. - М.: Металлургия, 1978. - 288 с.


I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 392

УДК 552:086 Пройдак А.Ю., Поляков О.И. /к.т.н./, Гасик М.И. /д.т.н./НМетАУ

Олейник Т.А. /д.т.н./, Харитонов В.Н. /к.г.н./,Скляр Л.В. /к.т.н./, Кушнирук Н.В. /к.т.н./, Олейник М.О.Криворожский технический университет

Исследования минерального состава фосфоритов Малокамышеватского месторождения и разработка

технологии их обогащения

© Пройдак А.Ю., Поляков О.И., Гасик М.И., Олейник Т.А., Харитонов В.Н., Скляр Л.В., Кушнирук Н.В., Олейник М.О., 2010 г.

Выполнены петрографические исследования минерального состава фосфорита из рудного пласта Малокамышеватского месторождения (Харьковская обл.) участка «Перемога». Установ-лено, что фосфоритовая руда осадочного происхождения представлена фосфатным веществом («цементом») группы карбонатгидроксилапатита – наиболее вероятно франколитом, а пустая порода – кварцем (46,4 % объемн.), глауконитом (17,6 %), кальцитом (5,1 %) и плагиоклазом (1,4 %). Материалы исследований положены в основу разработки магнитно-флотационной технологии их обогащения. Разработанная технологическая схема обеспечивает: выход концентрата γ = 41,7 % от заданного, содержание ведущего компонента (P2O5) β = 27,2 %; степень извлечения ведущего компонента в концентрат ε = 70,45 %. Ил. 7. Библиогр.: 10 назв.

Ключевые слова: фосфорит, петрография, минералогический состав, франколит, акцессорные и примесные минералы, дезинтеграция, магнитная сепарация, степень извлечения

Petrographic investigation of mineral composition of phosphorite from Malokamyshevatsky deposit (Kharkiv region) was carried out. It was determined that phosphoritic ore of sedimentary origin was presented by phosphatic substance ("cement") of carbonated hydroxyl-apatite group - most probably francolite, and burden - quartz (46.4 %), glauconite (17.6 %), calcite (5.1 %) and plagioclase (1.4 %). Investigated materials make a basis of magnetic-fl otation technique of their dressing. The developed fl ow diagram ensures: concentrate yield γ = 41.7 % , leading component content (P2O5) β = 27.2 %; leading component recovery ratio in the concentrate ε = 70.45 %.

Keywords: phosphorite, petrography, mineralogical makeup, francolite, accessory minerals, decomposition, magnetic separation, recovery ratio

Наука

Постановка задачи исследования Фосфорит (фосфоритовая руда) характеризует-

ся широкой областью применений, важнейшими сре-ди которых являются: производство жёлтого фосфора электроплавкой фосфоритов с возгонкой; получение фосфорной кислоты и фосфорсодержащих соедине-ний для химической промышленности; производство фосфорсодержащих удобрений. Фосфориты исполь-зуются также для выплавки в дуговых электропечах ферросплава – феррофосфора, применяемого для ле-гирования коррозионноустойчивых марок специаль-ного назначения и так называемой автоматной ста-ли [1]; получения фосфористой меди алюминотерми-ческим процессом [2]. Несмотря на наличие в Укра-ине1 месторождений фосфоритов, в том числе ком-плексных (например, Федоровское месторождение ильменито-фосфоритов, товарные концентраты фос-форитов практически не производятся, а исследова-ния в области использования отечественных (или им-портных) фосфоритов для выплавки электропечного феррофосфора не проводились.

В последние годы геологоразведочными органи-зациями выполнена доразведка нескольких место-

1 В Украине разведано 10 месторождений фосфоритового сырья, из них шесть – фосфориты зернистые и фосфорсодержащие железные руды и четыре – апатиты

рождений фосфоритов и подтверждены их промыш-ленные запасы в аспекте использования для произ-водства минеральных удобрений. Тем самым созда-ны предпосылки для постановки экспериментальных исследований фосфоритов в целях определения воз-можности повышения их качества (содержания Р2О5) путем обогащения с получением концентратов, соот-ветствующих кондициям на фосфатное сырье для вы-плавки феррофосфора и фосфористой меди.

Изюмская группа месторождений фосфоритов (Харьковская обл.)

В середине 50-х гг. прошлого столетия в Харьков-ской области разведаны три месторождения фосфо-ритов (Изюмский район) с запасами более 5 млн. т руды в пересчете на Р2О5 [3]. С точки зрения ис-пользования ресурсов в качестве сырья для электро-термического получения феррофосфора эта груп-па месторождений (Малокамышеватское, Изюмское и Синичино-Яремовское) является наиболее пер-спективной. На Малокомышеватском и Синичино-Яремовском месторождениях встречаются три разно-видности фосфоритового слоя: фосфоритовая плита, которая представлена желваками темно-серых фос-форитов разной формы и размеров, сцементирован-ных песчано-мергелистым цементом (местами очень прочная) (рис. 1); фосфористые желваки, преимуще-

ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 93


ственно неправильной и округлой формы, размером от нескольких миллиметров до 3-5 см в светло-сером и белом песчаном меле и мергеле; желваки фосфори-тов разных размеров (преимущественно неправиль-ной формы), реже –округлой формы в мергелистом глауконитовом песке.

Фосфориты Синичино-Яремовского и Малока-мышеватского месторождений по крупности раз-делялась на желваковую фракцию (+ 2 мм), зерни-стую фракцию (-2 + 0,04 мм) и шламы (-0,04 мм). Основное количество фосфора принадлежит к клас-су крупности больше +2 мм – это фосфатные желва-ки, стяжения и агрегаты. Классы крупности + 2 мм фосфоритов полностью состоят из желваков и фос-фатных агрегатов и содержат от 16,3 до 20,47 % Р2О5. Кроме фосфата в них присутствуют средне - и сла-бокарбонатные включения песчаного материала. Встречаются включения глинистого материала и ры-жих оксидов железа.

Фосфатные желваки представляют собой окру-глые и неправильной формы плотные образования (от светло-жёлтых до темно-бурых и коричневых), которые состоят из песчаного материала, связанно-го желтовато бурым фосфатным цементом. В круп-ных классах встречаются псевдоморфозы фосфатно-го вещества по органическим остаткам. Размеры от-дельных желваков достигают 20х30, 40х40, иногда – 50х60 мм. Кроме желваковых фракций, практи-ческий интерес может представлять зернистая часть руды с повышенным содержанием Р2О5. Зернистые классы фосфатов представлены микрожелваками и обломками, бесформенными осколками и агрегата-ми. Встречаются также в небольшом количестве зер-на фосфата, характерные для зернистых фосфоритов – псевдоморфозы по органическим остаткам – капро-литы, зубы, ракушки.

При разделении по условиям залегания фосфоро-носной породы на Малокамышеватском месторож-дении выделяют 4 основных участка, одним из кото-рых является участок «Перемога» (4,5 км южнее села Каменка) с запасами Р2О5 >170 000 т. Представитель-ные образцы фосфорита с этого изучены в настоящей работе. При экспериментальном определении есте-ственной радиоактивности фосфорита участка «Пе-ремога» [4] установлено, что представительная про-ба имеет эффективную активность 440 Бк/кг. Ана-лиз термодинамической прочности оксидов радиону-клидов 226

88 Ra и 23290Th , а также радиоактивного изо-

топа калия 4019К ; подтверждает, что при восстанови-

тельном углеродотермическом процессе получения феррофосфора 226

88 Ra , 23290Th и 40

19К практически не восстанавливаются, а концентрируются в шлаковой фазе, где разбавляются флюсующей добавкой (квар-цитом) до значения, не превышающего предел, пред-усмотренный НРБУ-97 [5].

Материал, аппаратура и методика исследований Комплексному исследованию минералогического

состава были подвергнуты представительные пробы

Рис. 1. Фосфатное образование из рудного пласта место-рождения «Перемога» (натуральная величина)

фосфоритов из рудного пласта месторождения участ-ка «Перемога», имеющие следующий химический состав (% масс.):

P2O5 Fe2O3 FeO SiO2 CaO MgO17,0 5,05 0,65 31,30 30,91 2,45

Al2O3 MnO Na2O K2O п.п.п. F1,72 0,30 0,42 0,69 6,8 1,5Микроскопические исследования исходных проб

с целью определения их минералогического состава проводили на оптическом микроскопе фирмы «Nu» (Германия) в проходящем и отраженном свете. В ка-честве образцов использовали приготовленные по специальной технологии прозрачные и полирован-ные шлифы. Гранулометрический анализ выявлен-ных и изученных минеральных образований прове-ден по стандартной методике, расчётная формула ко-торой имеет вид

max min( )1 3,322lg

X XhN

,

где Хmax, Хmin - наибольший и наименьший раз-меры обломков (срезов) минералов, соответственно; N - общее число определений; h – ширина интервала разбивки статистической выборки.

Наличие карбонатных минералов (кальцита) оце-нивалось путем обработки пробы фосфоритов соля-ной кислотой, сопровождаемой реакцией

3 2 2 22CaCO HCl CaCl H O CO .Исследования в лабораторных условиях выпол-

няли в полях разной напряженности. Эксперимен-

1 1

2

Рис. 2. Слабоокатанные кварцевые обломки (1) в фосфори-товом цементе (2). Проходящий свет, х30: а – николи II; б – ни-коли Х

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 394


ты в слабом поле моделировались на магнитном ана-лизаторе типа АМ-1, по магнитному обогащению в сильном поле – на сепараторе роторного типа 259-СЭ. В рабочую зону сепаратора, состоящую из риф-леных пластин высотой 200 мм, поступал материал, содержащий 70 % класса -0,074 мм с массовой до-лей твердого 30 %. Нагрузка на матрицу составляла 0,2 г/см3. В сепараторе применен скальпирующий ро-тор с индукцией в три раза ниже, чем в осевых ро-торах. Скальпирующий ротор освобождал пластины основных роторов от частиц магнитного продукта, что позволило повысить извлечение железосодержа-щих частиц в магнитный продукт. Индукция магнит-ного поля изменялась от 0,6 до 1,2 Тл.

Исследования флотационного метода обогащения осуществляли в лабораторной флотомашине механи-ческого типа 237 ФЛ-А с объемом камер 0,5; 1,0 и 1,5 л

при объемном расходе воздуха 1 л/м3 суспензии; ча-стота вращения импеллера 26,7-28,3 с-1. Масса наве-ски 200, 400, 600 г, в опытах в замкнутом цикле 150, 350, 500 г. Выбор реагентов и реагентный режим под-бирались, руководствуясь данными практики флота-ции фосфоритовых руд и ранее выполненных иссле-дований. В качестве собирателя применяли коллек-торы анионного типа, в качестве депрессора – сили-кат натрия. Массовая доля твердого в суспензии при агитации 26 %, время перемешивания 3-10 мин. Зна-чение рН изменялось в пределах 6-11 и регулирова-лось кальцинированной содой. Планирование экспе-риментов по выбору реагентного режима проводи-ли методом математического планирования экспери-мента с использованием плана «латинский квадрат». Вариации уровней факторов осуществляли в преде-лах: 500-1000 г/т соды Na2CO3; 100-800 г/т натриево-

Рис. 3. Петрография акцессорных и примесных минералов ис-следованных фосфоритов: а - округлые образования глауконита (1) в ассоциации с кварцевыми (2) и ильменитовыми (3) обломками в фосфоритовом цементе (4). Проходящий свет. Николи II, х30, б - об-ломок плагиоклаза (1), проходящий свет, николи II, х50, в - обломок плагиоклаза (1), проходящий свет, николи Х, х60, г - палеонтологиче-ские остатки (1) в фосфоритовом цементе (буро-коричневое) вместе с кварцевыми обломками (белое) и сферолитами глауконита (зеле-ное). Проходящий свет. Николи II, х30, д - палеонтологические остат-ки (1) в фосфоритовом цементе (буро-коричневое) вместе с кварце-выми обломками (белое) и сферолитами глауконита (зеленое). Про-ходящий свет. Николи II, х30, е - акцессорные минералы в фосфо-ритовом песчанике, проходящий свет: апатитовый обломок (1), х60;

«чешуйка» хлорита (2), х60, ж - акцессорные минералы в фосфоритовом песчанике, проходящий свет: тонкочешуйчатый агрегат ги-дробиотита (1), х30, з - обломки ильменита, отраженный свет: срез косо-наклоненного обломка (1), х30, и - обломки ильменита, отра-женный свет: срез горизонтально-ориентированного обломка (1), видны полигональные очертания и включения нерудного минерала (2), ув. x30, к - гидрогетитовые оторочки (1) вокруг кварцевых обломков (2). Отраженный свет, х70, л - проявление рудных акцессориев в фосфоритах, отраженный свет: пирит (1), х50 комплексный обломок магнетита (2) и гематита (3), х75

1 2

3 4

1

1

1

1

1

1

1 1

1 2

1 2

1

1

2

2

1

2

3

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 95

ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВОго жидкого стекла Na4SiO4·10H2O; 200-1000 г/т фло-тореагента – мыла сырого талового масла (МСТМ).

Петрографические исследования фосфоритов Малокамышеватского месторожденияФосфорсодержащее вещество в пробах фосфо-

ритов Малокамышеватского месторождения пред-ставлено массой, цементирующей нерудные мине-ралы (преимущественно кварц, глауконит, кальцит и плагиоклаз). Эта особенность структуры исследован-ных образцов руды иллюстрируется на рис.2. Выпол-ненные нами ранее энергодисперсионный [6] и рент-генофазовый [7] анализы фазового состава фосфо-ритов участка «Перемога» позволили идентифици-ровать фосфатное вещество цемента, и отнести его к минералу франколиту. По данным «Минералоги-ческого словаря» Г. Штрюбеля и З.Х. Циммера [8], франколит – синоним карбонатапатиту, а последний – карбонатфторапатиту и карбонатгидроксилапатиту. В примечании отмечено, что приведенные минералы относятся к группе апатита и описываются наиболее общей формулой Са5[(F,OH)|(PO4)3]. В минералогиче-ской энциклопедии, изданной под редакцией К. Фрея [7], франколит (карбонатфторапатит) также отнесен к группе апатита. В словаре минералов этой энцикло-педии [9] фосфорит не значится. Известен минерал даллит Ca3(PO4·CO3)3(OH) (карбонатгидроксилапа-тит), представляющий собой продукт перекристалли-зации фосфоритов, имеющий, как и апатит, гексаго-нальную сингонию. В нашей предыдущей публика-ции [10] обстоятельно проанализирована кристалло-химическая структура франколита. В связи с направ-ленностью исследований на разработку рациональ-ной аппаратурно-технологической схемы обогаще-ния фосфоритов важно отметить, что франколит име-ет твердость 5 по шкале Мооса, хрупкий, плотность 3,18 г/см3. В осадочных породах встречается в ока-танных зернах.

Франколитовый цемент фосфоритов (рис. 2) пред-ставлен скрытнокристаллической массой (агрега-том), отдельные индивиды которого не различимы в оптический микроскоп. Образование свободных об-ломков фосфоритового агрегата обусловлено высво-бождением из него частиц других минералов, глав-ным образом, кварца и глауконита.

Минералы пустой породы (рис. 3). Кварц пред-ставлен слабоокатанными обломками без срастаний с другими минералами. Известно, что кварц существу-ет в двух модификациях: α-кварц и β-кварц. При на-гревании до 574 °С α-кварц превращается в β-кварц с увеличением объема ΔV на 80 %. Модификация квар-ца, содержащегося в фосфорите, подлежит дальней-шему исследованию. Гранулометрический анализ кварцевых зерен позволил заключить, что размеры сечений кварцевых обломков в плоскости шлифа из-меняются от 0,13 до 0,52 мм (рис. 4). Наиболее ча-сто встречающийся размер частиц кварца лежит в ин-тевале 0,086-0,157 мм. При выборе параметров схе-мы обогащения фосфористой руды следует ориенти-роваться на необходимость её (руды) дезинтеграции с учетом размеров обломков минералов пустой поро-

ды, преимущественно кварцевых и глауконитовых.Глауконит2 представляет собой сложный гидрок-

силалюмосиликат (группы слюды) следующего со-става: 4[(K,Na)(Al,Fe3+,Mg)2(Al,Si)4O10(OH)2]. Осо-бенностью минерала является возможность замеще-ния атомов натрия кальцием и магния - закисным же-лезом Fe3+. По классификации глауконит является промежуточным членом изоморфного ряда: богатый алюминием сколит K(Mg,Fe2+,Ca)(Al,Fe3+)3H4Si6O20 → безалюминиевый селадонит K(Mg,Fe2+)(Al,Fe3+)Si4O10·(OH)10 (слоистые силикаты). Минерал кристал-лизуется в моноклинной сингонии. Твердость мине-рала по шкале Мооса 2,0, плотность 2,4-3,0 г/см3 в за-висимости от содержания железа и воды. Имеют ме-сто замещения: Fe3+ и Al могут замещаться соответ-ственно Mg и Fe2+. Калий замещается Ca и Na, а Si – алюминием.

Глауконит часто ассоциирует с апатитом (фосфо-ритом), пиритом, разнообразными глинистыми мине-ралами и кальцитом. Глауконит в общей массе фосфо-ристой руды представлен сферолитоподобными ско-плениями темно-зеленого, буро-зеленого цвета. Ин-тервал размеров глакунитовых обособленностей со-ставляет 0,026-0,260 мм, а преимущественный размер 0,044-0,119 мм, что меньше, чем для кварца (рис. 4).

Плагиоклазы3 представляют собой смешан-ные кристаллы натриевых и калиевых полевых шпатов тройной системы K[AlSi3O8]–Na[AlSi3O8]–Ca[Al2Si2O8]. В зависимости от химического состава алюмосиликаты образуют твердые растворы. В ми-кроструктуре фосфористой руды плагиоклазы выяв-лены в виде свободных обломков с низкой окатан-ностью.

Кальцит CaCO3 чистого состава имеет белый цвет, но в зависимости от примесных элементов может быть окрашен в различные тона. Твердость кальцита по шкале Мооса 3, плотность 2,6-2,8 г/см3. В исследован-ных образцах фосфористов кальцит представлен ком-понентами палеонтологических остатков (см. рис. 3) с присутствием в них фосфористого вещества. 2 Глауконит (Glaukonit, от греч. глаукос) – синевато-зеленый, сино-ним – хлорофанерит [8]3 Плагиоклазы – групповое название минералов, триклинные известково-натриевые полевые шпаты, как конечные члены изо-морфного ряда: натриевый альбит NaAlSi3O8 и кальциевый анорит СaAl2Si2O8, так и распад их твердого раствора [8]

0

10

20

30

40

0,013-0,086

0,086-0,157

0,157-0,231

0,231-0,304

0,304-0,377

0,377-0,450

0,450-0,523

,

, %

Рис. 4. Гистограмма распределения размеров кварцевых срезов в плоскости шлифа

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 396


Из числа других минеральных образований в об-разцах исследованного фосфорита отмечено наличие единичных зерен гидробиотита (K, H2O)(Mg, Fe3+, Mn)3[(OH, H2O)2|AlSi3O10], образующегося путем вы-ветривания биотита K(Mg, Fe3+, Mn)3[(OH, F)2|(Al, Fe3+)Si3O10], а также хлорита – минерала из группы алюмосиликатов Mg, Fe и Al слоистой структуры с общей формулой (Mg, Fe)6-n(Al, Fe2+)n(OH)8AlnSin-4O10, где n = 0,6-2,0. Хлориты имеют твердость по шкале Мооса 2-2,5, плотность 2,5-3,3.

При исследовании непрозрачных шлифов проб фосфоритов руды в отраженном свете выявлены иль-менит FeO·TiO2, гидрогётит FeOOH·nH2O, пирит Fe2S, магнетит Fe3O4 и гематит Fe2O3, из которых наиболее распространенным является ильменит. Как правило, ильменит представлен свободными удли-ненными обломками размерами от 0,013×0,039 до 0,065×0,091 мм, в среднем 0,026×0,065 мм.

Гидрогётит отмечается как локальные участки в фосфоритовом цементе, развивающиеся по трещин-кам; встречены также гидрогётитовые оторочки во-круг кварцевых обломков. Пирит обнаружен в виде отдельных свободных обломков размером 0,065-0,091 мм. Магнетит и гематит встречены как единич-ные комплексные обломоки (знаковое количество).

Статистическая обработка результатов определе-ния объемного содержания различных минеральных образований в пробах фосфоритов позволила распо-ложить их в ряд по распространенности:

Минерал Содержание, объёмн. % кварц 46,4 франколит 27,9 глауконит 17,6 кальцит 5,1 плагиоклаз 1,4 ильменит (FeO·TiO2) 0,9 гидрогётит 0,3

Остальные выявленные минералы – гидробиотит, апатит, хлорит, магнетит, гематит, пирит – содержать-ся не более 0,1 % объёмн.

Магнитно-флотационная схема обогащения фосфоритов Малокамышеватского месторождения

Известно, что фосфориты плохо отделяются при сухом обогащении. В этой связи в качестве основной выбрана схема флотационного обогащения, пред-ставленная на рис. 5.

Для удаления из фосфоритового продукта маг-нитных минералов – нерудного минерала глаукони-та и рудных минералов (ильменита, гидрогетита, пи-рита, магнетита и гематита) – целесообразно перед стадией флотации провести их магнитную сепара-цию в две стадии: в слабом (80-100 кА/м) и сильном (800 кА/м) магнитном поле. В результате магнитно-го обогащения из руды, измельченной до 98 % класса -0,074 мм, удалось в магнитном продукте сконцентри-ровать железосодержащие минералы – гидрогетит и магнетит, частично удалить кварц и глацконит. Мине-ральный состав продуктов магнитной сепарации под-решетного класса сита 0,071 мм представлен ниже:

Минерал

Содержание минерала, об. %в магнитном

продукте (выход 6,77 %)

в немагнитном продукте (выход

93,23 %)кварц 16,7 47,1

франколит 9,7 29,1глауконит 48,1 13,7кальцит 2,7 7,4

плагиоклаз 0,1 0,9ильменит 0,1 0,4гидрогетит 13,1 0,7магнетит 9,4 0,1прочие* 0,1 0,6ВСЕГО 100,0 100,0

* – гидробиотит, апатит, хлорит, пирит, гематитМикроструктура продуктов магнитной сепарации

фосфоритов исследованной пробы приведена на рис. 6.Разделение остающихся в немагнитном продук-

те кварца и франколита наиболее эффективно осу-ществляется по флотационной технологии. По ре-зультатам предварительных исследований с матема-тическим планированием эксперимента установле-ны оптимальные расходы соды Na2CO3 и натриевого жидкого стекла Na4SiO4·10H2O в операции контакти-рования 800 и 300 г/т, соответственно. Продолжитель-ность контактирования – по 5 мин на каждую опера-цию. Оптимальный расход флотореагента – мыла сы-

II

III

IV

16 = 41,7%; 16 = 27,2%; 16 = 70,45%

11

13

14

15

16

1 = 100%; 1 = 16,1%; 1 = 100%

1

( , )

5-0 2

+ 0,071 - 0,071

3

4

5 6

( , 80-100 / )

( , 800 / )

9

7

8

9 = 9,96%; 9 = 3,6%; 9 = 2,23%

8 = 90,04%; 8 = 17,5%; 8 = 97,77%

Na2CO3, (K, Na)2SiO4·10H2O,

10

( )

12 = 48,34%; 12 = 9,1%; 12 = 27,32%

12

Рис. 5. Технологическая схема обогащения фосфоритов Малокамышеватского месторождения (здесь γ - выход кон-центрата (от заданного); β - содержание ведущего компонента; ε - степень извлечения ведущего компонента в концентрат)

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 97


рого талового масла (МСТМ) - составляет 1000 г/т; продолжительность стадии флотации 15 мин.

Минеральный состав продуктов, полученных по-сле флотационного обогащения следующий:

МинералыСодержание (% масс.) в продукте

камерный камерный перечистки пенный

кварц 55,2 45,2 41,8франколит 20,9 29,1 45,8глауконит 16,2 15,1 3,3кальцит 3,2 7,7 7,8

плагиоклаз 1,3 0,9 0,4ильменит 0,2 0,5 0,1гидрогетит 2,6 0,7 0,3Прочие 0,4 0,7 0,5магнетит 0,0 0,1 0,0сумма 100,0 100,0 100,0

Содержание Р2О5 (% масс.) в продукте9,1 17,84 27,25

Удаление кальцита проводить нецелесообразно из-за незначительного его содержания, а также при-сутствия главного его компонента – карбонат-иона – в составе франколита, который является карбонатфтор-апатитом.

Полученные после извлечения франколита квар-цевые и глауконитовые продукты возможно исполь-зовать: первые – в стекольном производстве, вторые – производстве калийных удобрений и зеленых пиг-ментов. Однако эти вопросы нуждаются в дальней-ших, более детальных, исследованиях.

Выводы1. Выполнены комплексные петрографические

исследования структурных составляющих фосфори-

Рис. 6. Продукты магнитной сепарации, х30: а, б – магнитный продукт: а – бинокулярное наблюдение в водной среде; б – то же после воздействия постоянного магнита; в, г – немагнитный продукт: в – бинокулярное наблюдение в водной среде на бе-лом фоне, г – то же на темном

стой руды Малокамышеватского месторождения на прозрачных и полированных шлифах в проходящем и отраженном свете с применением оптического ми-кроскопа высокого разрешения.

2. Установлено, что фосфорсодержащие мине-ральные образования фосфоритовой руды представ-лены преимущественно франколитом из группы кар-бонатгидроксилапатита. Франколитовое фосфатное вещество цементирует минералы пустой породы. Со-держание франколита в руде составляет 27,9 % объ-емн.

3. Минералы пустой породы, не содержащие фос-фатов, представлены кварцем (46,4 % объемн.), гла-уконитом (17,62 % объемн.), кальцитом (5,1 % объ-емн.), плагиоклазом (1,4 % объемн.) и ильменитом (0,9 % объемн.).

4. Гранулометрические исследования минераль-ных образований показали, что размеры кварцевых включений изменяются от 0,013 мм до 0,52 мм, а наиболее часто встречающийся размер частиц кварца приходится на интервал 0,086-0,157 мм.

5. Результаты комплексных петрографических ис-следований, а также данные о химическом и веще-ственном составе рудных и нерудных минералов, по-лученные методами микрорентгеноспектрального и рентгеновского фазового анализов в предшествую-щих работах [13, 14, 17], положены в основу разраба-тываемых процессов и аппаратурно-технологической схемы обогащения фосфоритов Малокамышеватско-го месторождения.

6. Разработана эффективная многостадийная тех-

Рис. 7. Продукты флотации: а, б – камерный продукт; в, г – ка-мерный перечистки, д, е – пенный продукт

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 398

УДК 658.652.64.622.3 Швыдкый А.В. Криворожский технический университет

Исследование факторов, влияющих на точность определения магнитных свойств минералов

© Швыдкый А.В., 2010 г.

Исследована зависимость точности показаний индуктивного датчика от физико-механических свойств руды. Установлена математическая связь между физико-механическими свойствами руды и показаниями индуктивного датчика, экспериментальная связь между содержанием магнитного железа, крупностью кусков контролируемого материала и насыпной плотностью с изменением индуктивности датчика. Установление этой взаимосвязи создает возможность усовершенствовать конструкцию индуктивного датчика, уменьшить влияние мешающих факторов и повысить экспрессность измерений. Ил. 6. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: магнитные свойства, содержание магнетита, затраты электроэнергии

Dependence of precision of inductive sensor indication on physic-mechanical properties of ore was investigated. Mathematical relation between physic-mechanical properties of ore and inductive sensor indication, experimental interdependence between magnetic iron concentration, fi neness of material and bulk density with change of sensor inductance were determined. This interrelation makes it possible to develop inductive sensor design and diminish effect of certain factors.

Keywords: magnetic properties, concentration of magnetic iron ore, power costs

Наука

ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВОнологическая схема обогащения фосфоритов обеспе-чивает: выход концентрата γ = 41,7 % от заданного, содержание ведущего компонента (P2O5) β = 27,2 %; с извлечением ведущего компонента в концентрат ε = 70,45 %.

Библиографический список 1. Гасик М.И., Лякишев Н.П., Емлин Б.И. Теория и технология производства ферросплавов. - М.: Металлургия, 1988. – 784 с.2. Получение сплава Cu-P с использованием апа-титового концентрата / И.Г. Колесникова, В.И. Серба, Ю.В. Кузьмич, Б.М. и др. // Металлы. - 1999. - № 1.3. Пошуково-оціночні роботи на Синичино-Яремівській та Малокомишувахській площах фосфоритів у Харківській області – Звіт / М. Ко-зар, Д. Зайченко, М. Сімончук; Міністерство еко-логії та природних ресурсів України, Держав-на геологічна служба України, Казенне підпри-ємство «Південукргеологія». – Дніпропетровськ, 2002. – 243 с.4. Исследование естественной радиоактивнос-ти фосфоритов украинских месторождений как сырья для выплавки феррофосфора / М.И. Гасик, А.Ю. Пройдак, О.И. Поляков и др. // Металлург. и

горноруд. пром-сть. - 2009. - № 2. - С. 15-18.5. Норми радіаційної безпеки України (НРБУ-97). (Державні нормативи). – К.: Відділ поліграфії Українського центру держсанепіднаг ляду МОЗ України, 1997. - 125 с. 6. Рентгеноспектральный микроанализ минераль-ных образований фосфоритов как сырья для элек-тротермического производства феррофосфора / М.И. Гасик, А.Ю. Пройдак // Металлург. и горно-руд. пром-сть. - 2007. - № 3. - С. 34-38. 7. Исследования кристаллоструктурных превра-щений фосфорита Малокамышеватского место-рождения методами термогравиметрического и рентгеноструктурного анализов / О.И. Поляков, А.Ю. Пройдак, М.И. Гасик // Металлург. и горно-руд. пром-сть. - 2009. - № 3. - С. 78-83. 8. Минералогический словарь / Штрюбель Г., Цим-мер З.Х.; пер. с нем. – М.: Недра, 1987. – 494 с.9. Минералогическая энциклопедия / Под ред. Фрея К.; пер. с англ. –Л.: Недра, 1985. – 512 с.10. Петрографические исследования минераль-ного состава фосфоритовой руды как сырья для выплавки феррофосфора /А.Ю. Пройдак, О.И. Поляков, М.И. Гасик и др. // Металлург. и горно-руд. пром-сть. – 2009. - № 4. – С. 32-35.


В настоящее время оперативный контроль техно-логических параметров в горнорудной промышлен-ности является актуальной задачей, начиная от каро-тажа разведочных или взрывных скважин, контроля качества продуктов обогащения и вплоть до контро-ля качества готового концентрата. Большая часть ис-следований, опубликованных в печати, была посвя-щена связи между технологическими параметрами:

прочностью, обогатимостью, дробимостью и магнит-ными свойствами руды [Швец И.Н., Домарев Д.С., Пирогов Б.И. и др.]. Но практически, не уделялось внимание совершенствованию измерительной тех-ники. Коллективом Проблемно-отраслевой научно-исследовательской лаборатории (ПОНИЛ) частич-но были выполнены работы по исследованию факто-ров наиболее сильно влияющих на точность измере-ний [1, 2]. Однако до сих пор в литературе нет публи-каций, которые учитывали бы весь комплекс мешаю-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 99

щих факторов и меры по снижению их степени вли-яния.

Цель работыРазработать конструкцию проходного индуктив-

ного датчика и схему, которые обеспечили бы необ-ходимую точность измерений качества железорудно-го сырья.

Основные результаты исследований Зависимость удельной магнитной восприимчиво-

сти руды от крупности материала была исследована на пробе, предназначенной для минералогического анализа, массой более 80 кг отобранной на трех гори-зонтах 3-го карьера ГОКа «АрселорМиттал Кривой Рог». Пробы были пропущены через лабораторную дробилку типа ЛШД-50х100 с установленной шири-ной разгрузочной щели около 3 мм. Затем раздроблен-ный материал был рассеян на ситах 10, 7, 5, и 3,5 мм. Магнитная удельная восприимчивость была измере-на с помощью датчика железа магнитного ДЖМ-4, разработанного в лаборатории ПОНИЛ КТУ. Для каждого класса крупности измерения проведены от-дельно, а затем пробы внутри каждой разновидности были смешаны и отправлены на химический анализ.

Зависимость удельной магнитной восприимчиво-сти от крупности материала пробы приведена на рис. 1.

На основании полученных данных можно сде-лать выводы о том, что гранулометрический состав и структура рудного материала влияют на точность из-мерений. Поэтому пробу перед измерением необхо-димо измельчить до 1 мм. В этом случае пробы более гомогенизированы и структурные особенности мате-риала сказываются в меньшей мере.

Выражения для составляющих напряжённости магнитного поля однослойного соленоида вдоль оси Hx и вдоль радиуса Hy можно получить в виде сте-пенного ряда координат x и y [3]

22 2

2 2 22 2

31 (2 )4 ( )2

wI rHx x yl rl r

2 2 2

4 2 2 42 2 4

5 3 4 (8 24 3 ) ... ;64 ( )r r l x x y y

l r

(1)

2 2 22 2

2 2 5/2 2 2 2

3 5 3 41 (4 3 ) ... ,2( ) 24 ( )

wIr r lHy xy x yl r l r

где l – половина длины соленоида; r – радиус об-

мотки соленоида; x и y – текущие координаты (начало системы координат совпадает с центром соленоида); w – количество витков обмотки соленоида.

В связи с тем, что аналитическое определение за-висимости показаний индуктивного датчика от рас-пределения пробы в его объеме по указанной фор-муле (1) [3] затруднительно, был использован метод «пробного шара», который помещался внутри соле-ноида (диаметр D = 100 мм, высота Н = 90 мм) в фик-сированных точках. Кроме того, теоретические фор-мулы не позволяют с достаточной точностью опреде-лить степень влияния положения куска богатой руды в объеме вмещающих пород на точность измерений.

Зависимость величины сигнала индуктивного датчика от распределения пробы в полости датчика приведены на рис. 2а, б.

Разница между максимальным и минимальным значением напряженности магнитного поля вдоль ра-диуса изменяется от 15 до 32 %, а по высоте от 10 до 29 %. Поэтому, когда внутри пробы происходит не-равномерное распределение рудных и породных ча-стиц, то возникает дополнительная погрешность. Для создания равномерного поля чаще всего используют кольца Гельмгольца, расстояние между которыми l = d/2 = R равно радиусу датчика. Известно А.С. СССР № 859898 опубл. 30.08.81 «Устройство для измере-ния содержания магнетита в руде» где используют три пары колец Гельмгольца, установленных на пло-щадке электронных весов.

Однако, в этом случае, при поочередном подклю-чении каждой пары колец Гельмгольца к генерато-ру возникает переходной процесс, который затруд-няет выделение полезной информации и ее дальней-шую обработку, при этом увеличиваются затраты вре-мени на один замер. Поэтому для измерения предла-гается использовать датчик, состоящий из одной пары согласно-последовательно соединенных колец Гель-мгольца. При перемещении пробного ферритового ша-рика внутри индуктивного датчика (рис. 3) с равномер-ным полем сигнал на выходе датчика не меняется.

Очевидно, все ферромагнитные частицы внутри датчика будут одинаково влиять на индуктивное со-противление датчика, которое будет зависеть только от концентрации магнитных частиц.

Намагниченность ферромагнитных пород зави-сит от напряженности Н магнитного поля. На основа-нии анализа экспериментальных данных [4] установ-лено, что максимальное значение удельной магнит-ной восприимчивости достигает при напряженности магнитного поля Н = (500-800)·103А/м. При этом на кривой образуется плато, в области которого удель-ная магнитная восприимчивость практически не из-менятся (рис. 4). Такой большой расход электроэнер-гии в портативной измерительной установке не раци-онален. Поэтому для повышения точности измере-ний в схему генератора введена обратная связь, кото-рая стабилизирует ток генератора (рис. 5).

Генератор индуктивного датчика построен на базе операционного усилителя (ОУ), в цепь положи-тельной обратной связи (ОС) которого включен по-следовательный RLC колебательный контур, состоя-щий из измерительной катушки индуктивности (ИК) L и прецизионного конденсатора C.

Частота генератора равна собственной резонанс-ной частоте последовательного колебательного кон-тура и не зависит от величины активного сопротивле-ния, а определяется только величинами L и C

12

fLC

.

Следовательно, данное схемное решение исклю-чает влияние температуры на точность измерения магнитной восприимчивости.


I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3100


При стабилизации входного напряжения ОУ ста-билизируются амплитудные значения тока, а значит и напряженности магнитного поля в ИК

0 _0

1 1

вх REFU UI const

R R ,

0H const ,что позволяет исключить влияние напряженно-

сти магнитного поля на магнитную восприимчивость контролируемого материала, поскольку все измере-ния проводятся при фиксированной амплитуде на-пряженности магнитного поля.

Схема генератора позволяет с высокой точностью измерить следующее:

1) период T или частоту f колебаний контура, ко-торые зависят от собственной индуктивности ИК L и магнитной восприимчивости χ контролируемого ма-териала;

2) амплитуду выходного сигнала генератора U, ко-торое зависит от величины вносимого активного со-противления потерь контролируемого материала rвн.

Выполняется два последовательных измерения периода T и амплитуды U выходного сигнала с ис-пользованием схемы генератора.

Первое измерение проводится при пустой ИК, не-посредственно перед помещением материала пробы в ИК. Для этого случая обозначим индуктивность ИК – L0, измеренные значения сигналов – T0 и U0 .

Второе измерение проводится сразу после поме-щения материала пробы в полость ИК. В этом случае обозначим индуктивность ИК – L1, измеренные зна-чения сигналов – T1 и U1.

Периодичность измерения сигналов T и U состав-ляет в среднем 1с, значит время между первым и вто-рым измерением составляет несколько секунд. Такой малый интервал времени позволяет свести к мини-муму температурный и временной дрейфы емкости конденсатора контура C и считать ее постоянной при первом и втором измерении.

Магнитная восприимчивость среды χ определя-ется как относительное изменение индуктивности ка-тушки, помещенной в однородную бесконечную сре-ду по отношению к индуктивности катушки в воздухе

1 01

0 0 0

1 1 L LL LL L L

. (2)

Для определения магнитной восприимчивости не-

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0,045

0 2 4 6 8 10 12

Размер зерен d, мм

Условные магнитные единицы

Богатая проба, 31%

Промежуточная проба, 25%

Бедная проба, 19%

Рис. 1. Зависимость сигнала датчика от крупности матери-ала пробы

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50Относительные магнитные единицы

,

Расстояние от центра R,мм

H=16мм

H=38мм

H=60мм

H=82мм

Рис. 2б. Зависимость сигнала индуктивного датчика от рас-пределения пробы в его объеме по радиусу

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

10 20 30 40 50 60 70 80 90

Высота слоя H, ммОтносительные магнитные единицы

, 2

3

1

Рис. 2а. Зависимость сигнала индуктивного датчика от рас-пределения пробы в его объеме по высоте при разных ра-диусах: 1 – R = 0 мм, 2 – R = 22 мм, 3 – R = 44 мм

обходимо определить относительное увеличение ин-дуктивности ΔL/L0 при заполнении ИК материалом пробы. Искомое отношение ΔL/L0 можно определить по периодам T0, T1 колебаний контура, проведя два по-следовательных измерения, как было описано выше. Для этого проведем следующие преобразования.

Известно, что период колебаний генератора опре-деляется индуктивностью ИК и емкостью конденса-тора контура

2T LC .Записывая данное уравнение для первого и второ-

го измерения, получаем систему уравнений

0 0

1 1

2

2

T L C

T L C

,

из которой получаем следующее уравнение2

1 12

0 0

T LT L

,

1 2

3

2 Рис. 3. Разрез полости индуктивного датчика с пробой: 1 – поверхность, образующая полость датчика, 2 – кольца Гель-мгольца, 3 – проба

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 101


которое означает, что отношение квадратов пери-одов колебаний эквивалентно отношению индуктив-ностей, и что позволяет магнитную восприимчивость (формула 15.2) определить через периоды колебаний

2 2 221 0 01

2 2 20 0 0

( )1 T T TTT T T

.(3)

Методика определения влияния степени уплотнения пробы на точность измерений

Проба засыпалась в кювету, и производилось не-сколько замеров. Затем проба уплотнялась с помо-щью набора грузов или под прессом и замеры повто-рялись. Зависимость погрешности измерений от сте-пени уплотнения пробы приведены на рис. 6.

Работами Ю.И. Кудрявцева, А.Н. Марюты и др. выявлено влияние частоты на точность измерений в диапазоне от 10 Гц до 10 МГц. Доказано, что при ча-стотах ниже 1кГц влияние влажности и проводимо-сти, руды на результаты измерений сводятся к мини-муму. Кроме того, применение низкочастотных мето-дов упрощает конструкцию измерительной аппарату-ры и датчиков. Удельная проводимость порошковых железорудных минералов при постоянном токе и токе низкой частоты f = 1 кГц составляет 0,02-0,20 Ом/м.

0,025

0,026

0,027

0,028

0,029

0,03

0,031

0,032

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600

Напряженность магнитного поля, H103А/м

Магнитная

восприимч

ивость

, 10

-3м

3 /кг

Рис. 4. Зависимость удельной магнитной восприимчивости от напряженности магнитного поля

UREF

R3

АРУ

ОУ

+ –

R1 R4

R2

rвн r0 L C

UвыхUвх

Рис. 5. Функциональная схема генератора: r0 – внутреннее активное сопротивление датчика; rвн – вносимое сопротивление потерь в материале пробы; R2 = rвн + r0 – полное активное сопро-тивление колебательного контура

Уплотнение исследуемого материала также сказыва-ется на его проводимости и величине магнитного со-противления вихревым токам. Зависимость средне-квадратического отклонения от степени уплотнения пробы приведено на рис. 6.

ВыводыПовысить точность измерений можно за счет

уменьшения влияния мешающих факторов:1. Материал пробы необходимо измельчить до

крупности меньше 1 мм или вводить в память прибора дополнительные калибровки для крупности 1, 3, 5 мм и увеличивая массу пробы.

2. Производить измерения при напряженности магнитного поля H = (500-800)·103 А/м или вводить в схему измерительного генератора обратную связь для стабилизации величины напряженности магнит-ного поля.

3. Замена длинного соленоида парой колец Гель-мгольца вдвое снижает погрешность измерений.

4. Одной пары колец Гельмгольца достаточно для обеспечения необходимой точности измерений, так как дополнительные катушки усложняют конструк-цию индуктивного датчика, но не повышают точ-ность измерений.

5. Уплотнение материала пробы в 1,3 раза снижает погрешность измерений на 0,2 относительных единиц.

Библиографический список 1. Исследование и классификация факторов, вли-яющих на геофизический мониторинг массовой доли магнетита в горной массе / А.А. Азарян, В.В. Дрига, Ю.Е. Цыбулевский // Вісник Криворізько-го технічного університету. Зб. наук. пр. – 2006 р. - Вип. 14. - С. 150-153.2. Азарян А.А., Дрига В.В., Азарян Р.С., Цыбу-левский Ю.Е. Исследование стабильности рабо-ты датчика железа магнитного (ДЖМ-1) // Разра-ботка рудных месторождений. - Кривой Рог, 2003. - Вып. 84. - С. 121-124.3. Электрические и магнитные измерения; под ред. Шрамкова Е.Г. – М.,: Высшая школа, 1973. - 520 С.4. Швец И.Н. Исследование взаимосвязи магнит-ных и механических свойств горных пород Крив-басса применительно к задачам их разрушения и переработки: дис. … канд. техн. наук.: защищена 22.06.1970 г. - Кривой Рог, 1970. – 185 с.


0,3

0,35

0,4

0,45

0,5

0,55

0,6

0,65

1 1,05 1,1 1,15 1,2 1,25 1,3

Коэффициент уплотнения пробы

Среднее

квадратическое отклонение

, СКО

Рис. 6. Зависимость СКО измерений от степени уплотнения пробы

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3102

МАШИНОВЕДЕНИЕ

УДК 669.184.046.585 Еронько С.П. /д.т.н./, Ошовская Е.В. /к.т.н./, Бедарев С.А., Романова Г.С., Федяев Д.И.Донецкий национальный технический университет

Исследование и расчет энергосиловых параметров системы поворотного затвора для отсечки шлака при выпуске стали из

кислородного конвертера

© Еронько С.П., Ошовская Е.В., Бедарев С.А., Романова Г.С., Федяев Д.И., 2010 г.

Описаны конструктивные особенности и приведены результаты теоретических и экспериментальных исследований параметров механической системы поворотного затвора, предназначенного для отсечки технологического шлака при выпуске стали из кислородного конвертера в разливочный ковш. Ил. 3. Табл. 1. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: энергосиловые параметры, отсечка шлака, конвертер, система поворотного затвора

The design features are described and results of theoretical and experimental research of parameters of mechanical hinged gate system intended for technological slag cut-off when steel tapping from basic-oxygen converter into steel teeming ladle are presented.

Keywords: power parameters, slag cut-off, converter, hinged gate system

Создание оборудования, позволяющего предот-вратить попадание большого количества агрессивно-го конвертерного шлака в разливочный ковш во вре-мя выпуска металла, является одним из приоритет-ных направлений развития сталеплавильного произ-водства [1]. В связи с этим за последнее десятиле-тие разработаны и запатентованы различные систе-мы отсечки шлакового расплава, отличающиеся кон-струкцией и принципом действия, однако, только три из них нашли практическое применение в условиях современных кислородно-конвертерных цехов. При этом предусматривают либо установку на корпус плавильного агрегата шиберного затвора или стопор-ного поворотного механизма для закрывания снару-жи его выпускного канала, либо ввод с помощью ма-нипулятора в ванну конвертера отсечного элемента, плавающего на границе шлак–металл и закупорива-ющего канал при подходе к нему слоя расплава шла-ка [2].

Целесообразность использования скользящих за-творов для отсечки конвертерного шлака подтверж-дена зарубежными компаниями Salzgitter AG, Stopinc AG и RHI Refractories, совместно разработавшими шиберный затвор, который в течение длительного пе-риода успешно эксплуатируют на 210-т кислородном конвертере.

При реализации такого способа удержания шла-ка в кислородном конвертере важно не только сво-евременно зафиксировать момент начала образова-ния в жидкой ванне воронки, затягивающей части-цы шлака в выпускной канал, но и осуществить как можно быстрее его перекрытие в заключительной стадии процесса выпуска плавки. Поэтому исполь-зование скользящего затвора в качестве системы от-сечки конечного технологического шлака предпо-лагает наличие высокочувствительной контрольно-

измерительной аппаратуры раннего обнаружения шлаковых включений в струе истекающего в ковш металла, от которой поступает команда на закры-тие затвора, и достаточно мощного привода, способ-ного незамедлительно ее отработать. При этом при-вод следует размещать ниже опорного кольца корпу-са кислородного конвертера. В противном случае си-ловой агрегат привода будет подвержен интенсивным тепловым нагрузкам, отрицательно влияющим на его работоспособность.

Эксплуатация такой системы, естественно, требу-ет выполнения соответствующего объема работ, свя-занных с заменой изношенных огнеупорных изде-лий и ремонтом привода. Для обслуживания затвора, имеющего значительную массу, необходимо самоход-ное транспортное средство, снабженное манипулято-ром. Одной из существенных проблем явился дефи-цит времени при выполнении в межплавочный пери-од операций по замене затвора с отработанными ог-неупорными плитами [2].

С целью сокращения продолжительности подго-товки к работе и установки устройства для отсечки шлака на кислородный конвертер, предлагается его оборудовать поворотным затвором, у которого, благо-даря вращательному движению нижней огнеупорной плиты, площадь ее рабочей поверхности, обеспечи-вающей запирание сталевыпускного канала плавиль-ного агрегата, увеличивается в 3 раза, что позволит увеличить кратность применения керамических эле-ментов затвора.

Отсутствие опыта эксплуатации поворотного за-твора в качестве технологического узла кислородно-го конвертера, а также методик расчета ее энергоси-ловых параметров потребовало проведения теорети-ческих и экспериментальных исследований.

В теоретическом плане главная задача заключа-

Наука

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 103


ется в получении зависимостей, позволяющих точно рассчитать технологические нагрузки, действующие на элементы поворотного затвора в процессе его ра-боты и определить мощность привода. Для провер-ки принятых технических решений и теоретических положений необходимо проведение лабораторных и промышленных экспериментов.

В соответствии с кинематической схемой затвора, приведенной на рис. 1, статический момент сопро-тивления повороту подвижной обоймы 3, размещен-ной в корпусе 2 на подшипнике качения 4, обуслов-лен силами сопротивления, действующими в опор-ном узле, а также между трущимися поверхностями огнеупорных плит 1, 6 во время их относительного движения и разрушения металлической корки 5, об-разовавшейся на стенках выпускного канала

Мс = Мр + Мтр1 + Мтр2 , где Мр – момент сопротивления, вызываемый си-

лой, требуемой для срезания металлической корочки, образующейся на стенках выпускного канала; Мтр1 – момент сопротивления, вызываемый силой трения между контактными поверхностями огнеупорных плит при их относительном повороте; Мтр2 – момент сопротивления в подшипниковой опоре подвижной обоймы затвора.

Момент, связанный с разрушением металличе-ской настыли на стенках сталевыпускного канала конвертера, обусловлен действием силы сдвига (рис. 2а) и может быть рассчитан по формуле

Мр = Fp . r ,

где Fp – сила, необходимая для разрушения ме-таллической корки; r - радиус поворота центра отвер-стия подвижной огнеупорной плиты относительно оси ее вращения.

Для определения значения силы Fp можно вос-пользоваться зависимостью, приведенной в работе [3]

p в pF S , (1)

где α – коэффициент, равный отношению мак-симального сопротивления срезу материала корки к пределу его прочности; σв – предел прочности стали, закристаллизовавшейся на стенках выпускного кана-ла; Sp – площадь поперечного сечения срезаемой ме-

таллической корки.Площадь поперечного сечения срезаемой метал-

лической корки в канале затвора

2- p к

S D

, (2)

где Dк – диаметр канала затвора на участке кон-такта рабочих поверхностей огнеупорных плит, δ – толщина образующейся металлической корки. Значе-ния величин, входящих в формулу для расчета силы Fp, можно принять равными α = 0,6; σв = 60–90 МПа.

При определении момента сопротивления пово-роту подвижной огнеупорной плиты, обусловленно-го трением, предполагаем, что давление p по ее кру-глой рабочей поверхности радиуса R, вызванное дей-ствием сжимающей силы Q, распределяется равно-мерно, т.е.

p = Q/(πR2) = const.Выделим на поверхности плиты бесконечно узкое

кольцо шириной dρ и внутренним радиусом ρ как

Рис. 1. Кинематическая схема поворотного затвора с обо-значением зон, в которых действуют составляющие ста-тического момента сопротивления повороту подвижной обоймы (остальные обозначения в тексте)

а б

вРис. 2. Расчетные схемы для определения составляющих статического момента сопротивления повороту подвиж-ной обоймы затвора, вызванных действием силы: а - сре-зающей металлическую корку; б - силами трения скольжения между поверхностями контакта огнеупорных плит во время их относительного вращательного движения; в - трения качения в подшипниковой опоре

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3104


показано на рис. 2б. Элементарный момент сил тре-ния

dМтр1 = dFтр1 . ρ ,

где dFтр1 – элементарная сила трения, возникаю-щая в зоне выделенного кольца при повороте плиты.

В соответствии с классической теорией трения dFтр1 = fo

. dN ,где fo – коэффициент трения скольжения покоя

между рабочими поверхностями огнеупорных плит затвора; dN – нормальная элементарная сила, дей-ствующая на кольцо.

dN = p . dS ,где dS - площадь выделенного кольца. dS = 2π ρ dρ.Тогда dМтр1 = 2π fo pρ

2 dρ. (3)Для нахождения полного момента трения в нача-

ле относительного поворота подвижной огнеупорной плиты интегрируем выражение (3)

2 31 1 0 0 0

0 0

2 223 3

R R

тр трM dM f p d f pR Qf R .

Сопротивление в роликовой опоре при поворо-те подвижной обоймы вызывается трением качения в парах: ролик – опорная поверхность обоймы, ролик – опорная поверхность корпуса (рис. 2в).

Определим движущую силу F, которую необходи-мо приложить к подвижной обойме для ее равномер-ного вращения в горизонтальной плоскости. На при-веденной схеме обозначены: Q - требуемая сила при-жатия огнеупорных плит; Gоб – сила тяжести подвиж-ной части затвора, Gр – суммарная сила тяжести ро-ликов, N1 и N2 – соответственно реакции верхней и нижней опорных поверхностей в точках контакта с роликом; dр – диаметр ролика; к1 – коэффициент тре-ния качения между роликом и опорной поверхностью подвижной обоймы, к2 – коэффициент трения каче-ния между роликом и опорной поверхностью корпу-са затвора.

Условно прикладываем все силы к одному ролику и составляем уравнение равновесия

MF = Mk1 + Mk2 ,, (4)где MF = Fdр – движущий момент; Mk1 =

N1 к1 = (Q - Gоб) к1 - момент трения качения меж-ду роликом и опорной поверхностью подвижной обоймы; Mk2 = N2 к2 = (Q - Gоб - Gр) к2 - момент тре-ния качения между роликом и опорной поверхностью корпуса затвора.

Требуемая сила прижатия огнеупорных плит в соответствии с рекомендациями [4] не должна пре-вышать допустимую нагрузку Q доп, при которой в них возникают предельно допустимые напряжения. Поэтому можно принять Q = (0,7-0,8) Q доп. Значение Q доп следует задавать с учетом прочностных харак-теристик материала огнеупорных плит и их основ-ных геометрических параметров (длины, ширины и толщины). Для керамических плит округлой формы, имеющих продольный размер до 500 мм и толщину в пределах 40-60 мм, Q доп составляет 60-100 кН.

Подставив значения моментов в уравнение (4) и

считая суммарную силу тяжести роликов существен-но малой в сравнении с остальными силами, полу-чим

F = (к1 + к2 ) (Q - Gоб)/ dр. (5)Тогда момент сопротивления в роликоподшипни-

ковой опоре подвижной обоймы затвора составитМтр2 = F Dp /2 ,где Dp – диаметр роликовой обоймы.В соответствии с рекомендациями работы [4],

значения коэффициентов, входящих в уравнения (3) и (5), при расчетах силы трогания подвижной обоймы затвора можно принять: fo = 0,3–0,7; к1 = к2 = 0,10–0,15 мм.

Статический момент от технологической нагруз-ки, приложенный к валу двигателя

Мст = Мс/(uо ηо),где uо - общее передаточное число механизма;

ηо – общий кпд механической системы.Общее передаточное число механизма uо = ω/ωп ,где ω - угловая скорость вала двигателя; ωп - угло-

вая скорость подвижной обоймы затвора, определяе-мая как отношение угла ее поворота φ, необходимо-го для перекрытия выпускного канала конвертера, к промежутку времени tз, заданному из условия обеспе-чения требуемого быстродействия системы отсечки шлака.

В переходных периодах наряду со статическим моментом на привод затвора действует момент инер-ции

Мдин = Iпр.в dω/dt,где Iпр.в - приведенный к валу электродвигателя

суммарный момент инерции вращающихся масс ме-ханической системы; dω/dt - угловое ускорение вала электродвигателя, имеющее положительное значение при пуске и отрицательное при торможении.

Считая ускорение постоянным, момент инерции

Рис. 3. Характерный вид сигнала, регистрируемого при кон-троле крутящего момента, развиваемого приводом физиче-ского аналога поворотного затвора

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 105


определяем по формуле Мдин = Iпр в( ω/tп (т)),где tп (т) - продолжительность переходного перио-

да (пуска или торможения).Приведение моментов инерции вращающихся

масс выполняем исходя из условия равенства кине-тической энергии эквивалентной системы и действи-тельного механизма.

Для оценки правильности полученных зависи-мостей для расчета параметров поворотного затво-ра с их использованием рассчитали и изготовили его физический аналог, на котором выполнили тестовые измерения исследуемых величин и затем сопостави-ли их теоретические и экспериментальные значения. Основные геометрические параметры элементов из-готовленного аналога затвора имели следующие зна-чения: R = 135 мм, Dк = 40 мм, r = 30 мм, Dp = 200 мм, dp = 20 мм. Лабораторный эксперимент проводили на испытательном стенде.

В лабораторных экспериментах изучали харак-тер изменения крутящего момента, необходимого для поворота подвижной обоймы с нижней огнеупорной плитой, а также оценивали соотношение статических и динамических нагрузок, действующих на привод в периоды его пуска и установившегося движения при различных условиях контакта элементов шиберной системы. Статическое сопротивление, действующее на элементы аналога затвора и обусловленное силами трения, возникающими при относительном переме-щении двух пар контактирующих поверхностей, при-жатых одна к другой для предотвращения появления зазора между огнеупорными плитами, обеспечивали путем создания сжимающей нагрузки, развиваемой тремя цилиндрическими пружинами опорного узла.

Для моделирования нагрузки, связанной с разру-шением металлической корки, образующейся в про-изводственных условиях на стенках выпускного ка-нала, в нем во время лабораторного эксперимента размещали втулку, предварительно отлитую из свин-ца, реологические свойства которого в твердом со-стоянии позволяют имитировать сталь при темпе-ратуре начала ее кристаллизации. Толщина стенки втулки составляла 4 мм. На рис. 3 приведен характер-ный вид сигнала, зарегистрированного при контроле момента сопротивления повороту подвижной обой-

мы аналога затвора в случае прижатия огнеупорных плит с силой Q = 10 кН.

Сопоставление результатов измерений крутяще-го момента, преодолеваемого приводом аналога по-воротного затвора при различной силе прижатия его огнеупорных плит, с данными расчетов, выполнен-ных с использованием полученных теоретических за-висимостей, подтвердило хорошую сходимость те-оретических Мдв.п и экспериментальных М’дв.п значе-ний изучаемого параметра шиберной системы (дан-ные таблицы).

Результаты теоретических и лабораторных иссле-дований, использовали при разработке и проектиро-вании опытно-промышленного образца поворотно-го затвора, предназначенного для 60-т кислородно-го конвертера.

Техническая характеристика разработанной системы поворотного затвора

Электромеханический приводТип двигателя асинхронныйМощность двигателя, кВт 3Частота вращения, мин -1 750 Масса, кг 50 Тип редуктора двухступенчатый

коническо-цилиндрическийПередаточное число редуктора 8,5Максимальный крутящий моментна тихоходном валу, Н•м 350Масса, кг 190 Поворотный затворРадиус поворота подвижнойобоймы, мм 100Диаметр огнеупорных плит, мм 450Передаточное число коническойзубчатой передачи 9Время срабатывания, с 1,5Масса, кг 440К отличительным признакам предлагаемого за-

твора следует отнести: возможность самоустановки нижней огнеупорной плиты с помощью сферической поверхности подвижной металлической обоймы; за-щищенность зубьев приводной конической переда-чи от пыли и брызг жидкой стали благодаря ее разме-щению внутри корпуса затвора; устранение быстро-го износа поверхностей трения и уменьшение нагруз-

Таблица. Расчетные и экспериментальные значения моментов сопротивления, преодолеваемых приводом аналога поворотного затвора при различной силе прижатия его огнеупорных плит

№опыта

Q,кН

Расчетные значения моментов, Н.мИзмеренные значения моментов, приведенные к валу двигателя*, Н.м

Мр Мтр1 Мтр2 Мс Мст Мд Мдв.п М’дв.п М’р М’тр1+М’ тр2

1 2 475 90 15 580 0,81 0,03 0,84 0,82 0,76 0,062 4 475 180 30 685 0,95 0,03 0,98 1,02 0,87 0,153 6 475 270 45 790 1,10 0,03 1,13 1,11 0,83 0,284 8 475 361 60 896 1,24 0,03 1,27 1,24 0,87 0,375 10 475 452 75 1002 1,36 0,03 1,39 1,54 0,87 0,67

* Данные получены как результат деления значений крутящих моментов, зафиксированных с помощью тензорезисторного преобразователя, на передаточное число u = 6 и кпд η = 0,9 быстроходного редуктора привода физического аналога затвора

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3106

УДК 669.162.21 Большаков В.И. /д.т.н./, Дракин Г.В. /к.т.н./, Прокопенко П.Г.Институт черной металлургии НАН Украины

МАШИНОВЕДЕНИЕки на привод за счет установки вращающейся обой-мы на комбинированном подшипнике качения. Элек-тромеханический привод затвора, связанный посред-ством карданного вала с конической зубчатой пере-дачей и закрепленный в нижней части корпуса кон-вертера, вынесен из зоны прямого лучистого тепло-обмена с зеркалом металла в ковше во время выпу-ска плавки [5].

Результаты выполненных в работе теоретических и экспериментальных исследований могут быть ис-пользованы научно-исследовательскими и проектно-конструкторскими организациями, при разработке механического оборудования сталеплавильных цехов в части создания высокоэффективных систем отсечки конечного конвертерного шлака.

Библиографический список1. Еронько С.П., Смирнов А.Н., Кукуй Д.П. Разра-ботка эффективных схем отсечки шлака при сли-

ве металла из конвертера // Металлург. и горно-руд. пром-сть. - 2003. - № 8. - С. 33-37.2. Бесшлаковый выпуск плавки с помощью затвора выпускного отверстия ТАР 120 при производстве чистой стали / У. Греф, А. Бергхофер, Г. Амелер, М. Винкельманн // Сталь. - 2005. - № 7. - С. 51-54.3. Еронько С.П. Расчет энергосиловых параме-тров ковшовых затворов // Металлург. и горно-руд. пром-сть. - 2007. - № 3. - С. 104-108.4. Еронько С.П., Быковских С.В., Ошовская Е.В. Расчет и конструирование оборудования для вне-печной обработки и разливки стали. - К.: Техніка, 2007. - 344 с. 5. Опыт разработки систем отсечки шлака для сталеплавильных агрегатов / С.П. Еронько, А.Ю. Цупрун, С.А. Бедарев и др. // БНТИ Черная ме-таллургия. - 2007. - С. 81-87.


Усовершенствованный уравнительный клапан загрузочного устройства доменной печи

© Большаков В.И., Дракин Г.В., Прокопенко П.Г., 2010 г.

Показаны особенности усовершенствованной конструкции уравнительного клапана доменной печи, оснащенной системой дистанционного контроля его работы, обеспечивающая увеличение межремонтного срока службы и уменьшение затрат на ремонты. Ил. 4. Библиогр.: 2 назв.

Ключевые слова: доменная печь, загрузочное устройство, уравнительный клапан, система управления

The features of advanced construction of leveling valve of blast furnace equipped with remote monitoring system ensuring prolongation of interrepair life and reduction of repair costs are shown.

Keywords: blast furnace, charging device, leveling valve, control system


Применяемые в загрузочных устройствах урав-нительные клапаны, обеспечивающие шлюзование шихты в доменную печь, подвержены абразивному воздействию запыленных газовых потоков, требуют значительных расходов на приобретение, обслужива-ние и ремонт. Отказы в работе уравнительных клапа-нов дестабилизируют процесс доменной плавки. По-этому совершенствование конструкций, создание из-носостойких и надежных уравнительных клапанов является актуальным для доменного производства.

Конструкция уравнительного клапана Ду300, раз-работанная около сорока лет назад Иркутским заво-дом тяжелого машиностроения (Россия, Иркутск, ИЗТМ, черт. М838-50 СБ), в сравнении с аналогичны-ми и предшествующими конструкциями имела луч-шие технические характеристики и получила широ-кое применение. Кроме основного разработчика эти клапаны выпускают многие машиностроительные

предприятия («Днепротяжмаш» Днепропетровск, «Азовмаш» Мариуполь, и др.) как типовую конструк-цию.

На основании исследований и анализа опыта дли-тельной эксплуатации клапанных механизмов домен-ного производства [1, 2], ИЧМ и НТП «Клапан» опре-делены следующие основные недостатки типово-го уравнительного клапана. Типовые уравнительные клапаны с электромеханическим приводом и контр-грузом не обеспечивают стабильного и плотного прижатия тарели к седлу и требуют частого ремон-та. Контргруз вызывает дополнительные инерцион-ные нагрузки и выбег привода, а зазор в шатуне ры-чажного механизма — удары при открывании клапа-на. Сальниковые уплотнения вала клапана подверже-ны абразивному воздействию горячих и запыленных газов и допускают потери смазки. Продувы сальни-ков, а также повреждения их уплотнительных дета-лей, вала, корпуса и подшипников (не поддающихся

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 107

МАШИНОВЕДЕНИЕлокальному ремонту на колошнике доменной печи в газоопасной зоне), приводят к разгерметизации кла-пана и запрету его дальнейшей эксплуатации. Удар-ные нагрузки повреждают соединения тарели, рыча-гов и вала, а образующиеся зазоры в кинематических парах ускоряют аварийный выход клапана из строя. Например, обрывы и потери тарелей клапанов из-за поломок шарнира или рычага, срезание шпонок ры-чага тарели на валу клапана и разрывы шатунов ры-чажных механизмов. Конструкция шарнира тарели и рычага не обеспечивает равномерного прижатия кон-тактных поверхностей, а при углах поворота тарели в шарнире, превышающих максимально допустимые, клапан не закрывается из-за заклинивания механизма в зоне «рычаг-тарель-седло» с последующим интен-сивным образованием локальных продувов контакт-ных поверхностей и корпуса клапана [2]. Срок служ-бы тарели и седла типовых выхлопных уравнитель-ных клапанов меньше межремонтного периода загру-зочного устройства и составляет в среднем 3-6 мес., а трудоемкая замена их на колошнике доменной печи вызывает потери производства.

Устранение этих недостатков с помощью новых технических решений позволило радикально улуч-шить конструкцию клапана. Клапаны этой конструк-ции были освоены и эксплуатируются уже на всех за-грузочных устройствах доменных печей ОАО «ДМК им. Дзержинского», ОАО «Донецкий МЗ» и «Енаки-евский МЗ». На рис. 1 показан вид клапана усовер-шенствованной конструкции, изготавливаемой пред-приятием «Клапан».

В отличие от типового морально устаревшего уравнительного клапана Ду300 с контргрузом новая конструкция содержит:

Усовершенствованный привод. Тарель клапа-на прижимается к седлу 1 не контргрузом, а с помо-щью упругого элемента 2 в шатуне 3 рычажного ме-ханизма. Уменьшены маховые массы привода. Это способствует уменьшению перебегов привода и обе-спечению стабильности остановки клапана в крайних положениях, а, следовательно, увеличению стойкости рабочих и контактных поверхностей клапана. Умень-шены нагрузки привода, затраты на обслуживание и ремонт. Конструкция предотвращает разрывы шату-нов 3. Усилие прижатия тарели к седлу приводом уве-личено в четыре раза и может регулироваться измене-нием длины шатуна рычажного механизма. Достиг-нутая плотность прижатия контактных поверхностей тарели и седла сокращает вероятность их преждевре-менных локальных повреждений, уменьшает утечки экологически вредных газов в атмосферу.

Новую конструкцию крепления тарели на рычаге. Вместо многоэлементного шарового шарни-ра применен более прочный, надежный и удобный карданный шарнир особой конструкции. Устранено явление заклинивания при взаимодействии тарели с седлом и улучшено сопряжение их контактных по-верхностей. Повышена герметичность и срок служ-бы комплектов «тарель – седло», улучшена ремонто-пригодность.

Радикально реконструированный подшипни-ковый узел вала клапана со стороны редуктора. Лик-видирован сальниковый узел вала с этой стороны, расширен доступ к электроприводу и уменьшена ме-таллоемкость клапана. Усовершенствован сальнико-вый узел со стороны рычажного механизма. Умень-шены эксплуатационные расходы и потери смазоч-ных материалов.

Радикально реконструированные, более проч-ные крепления рычагов с валом клапана фиксаторами и различными шпонками (рис. 1). Повышена надеж-ность и ремонтопригодность механизма.

Качественную наплавку износостойким спла-вом рабочих и контактных поверхностей. Упрочнен корпус в зонах интенсивного абразивного воздей-ствия. Контактные поверхности шлифованы, притер-ты по сфере и имеют твердость 58 -64 HRC.

Существенно модернизирована также система управления работой клапана. Применяемые в уравни-тельных клапанах командоаппараты КА 4658-1 и пу-тевые выключатели недостаточно эффективны и мо-рально устарели. Они не обеспечивают стабильной точности остановки механизма в необходимых край-них положениях и требуют частой переналадки. От-казы в работе клапанов из-за командоаппаратов про-исходят в основном при окислениях электрических контактов, повреждениях креплений, износе или на-рушениях требуемых положений кулачков и направ-ляющих. Существующая одноточечная световая ин-дикация закрытого положения клапана на мнемощи-тах в машзале недостаточно точна и не отражает ре-ального прижатия тарели к седлу. Клапаны на колош-нике доменной печи находятся вне зоны постоянно-го визуального контроля обслуживающего персона-ла. Отсутствие визуального контроля закрытого поло-жения клапанов не позволяет оперативно устранять утечки экологически вредных газов в атмосферу и предотвращать преждевременные повреждения кон-тактных поверхностей при неплотном закрывании клапана. Трудоемкая переналадка командоаппаратов в газоопасной зоне требует тщательного соблюдения правил техники безопасности, в том числе, связан-

5

16

2

4

3

Рис. 1. Вид клапана со стороны рычажного механизма: 1 – седло; 2 – упругий элемент; 3 – шатун; 4 – кривошип; 5 – ко-ромысло 6 – редуктор механизма привода

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3108


ных с гарантированным отключением электрическо-го двигателя. До радикальной модернизации типовой конструкции клапана, при выполнении ремонтных и наладочных работ, несанкционированные включения электрического двигателя неоднократно приводили к травмам и даже смертельным случаям обслуживаю-щего персонала.

Для визуального контроля работы клапана, опе-ративного и дистанционного управления его приво-дом, исключения трудоемких наладочных работ в га-зоопасной зоне, предприятием «Клапан» совместно с ИЧМ разработан и освоен в производстве пульт дис-танционного управления, визуального контроля и на-ладки клапана. Дистанционный пульт управления ДПУ–1К (далее пульт) предназначен для управления электродвигателем механизма открытия и закрытия клапана доменной печи. Он обеспечивает точную и стабильную остановку тарели клапана в закрытом и открытом положениях, визуальный контроль работы механизма клапана и оперативную дистанционную наладку. Пульт представляет собой блок визуального контроля и наладки, конструктивно выполнен в пря-моугольном стальном корпусе, приспособленном для утопленного щитового монтажа. Он поставляется как автономное изделие в комплектации с преобразовате-лем углового положения вала в код (далее энкодер), муфтой, присоединительной шпилькой, кронштей-ном крепления энкодера и защитным кожухом.

Энкодер крепится с помощью специального крон-штейна на редукторе клапана в торце его вала и на-крывается защитным кожухом. Ось энкодера через гибкую соединительную муфту соединена с валом редуктора. Пульт управления работой клапана уста-навливается в машзале доменной печи и содержит световую пошаговую индикацию положений тарели клапана относительно седла, переключатели включе-ния и отключения электродвигателя и силовые кон-такторы управления двигателем. Пульт является эк-вивалентным заменителем типовых командоаппа-ратов или путевых выключателей и подключается к штатной электросхеме управления работой клапана доменной печи. При этом не нужно вносить измене-ния в электрическую схему и прокладывать дополни-

тельные кабели. Световая индикации отображает по-шаговое перемещение тарели клапана на 900 с дис-кретностью в 2,80 при повороте кривошипа рычажно-го механизма на 1800. Принцип действия пульта со-стоит в сравнении цифрового шестиразрядного дво-ичного кода, выдаваемого энкодером, установленном на валу редуктора клапана, с кодом задания, и при со-впадении их – выдаче команд на отключение напря-жения электродвигателя клапана и включение цепи фиксации положения тарели клапана.

Схема канала управления работой клапана пред-ставлена на рис. 2. При совпадении кода от энкодера 1 и кода точки контроля закрытого или открытого по-ложения клапана, установленного на переключателях задатчика 5, происходит отключение силового напря-жения электродвигателя механизма привода 10.

Выходные контакты пульта подключаются вме-сто цепей командоаппарата, находящихся в силовом щите 9 управления двигателем. Количество контро-лируемых точек упреждающего отключения двигате-ля в зонах крайних положений тарели клапана выби-рается на переключателях задатчика 5 из девяти име-ющихся, отдельно для положений «Закрыт» и «От-крыт». Точка «0» задатчика 5 является технологиче-ской и не используется при эксплуатации. При уста-новке энкодера механизм клапана должен быть в крайнем закрытом положении. Открытое или закры-тое положения клапана визуально устанавливаются по кривошипно-коромысловому механизму (ККМ).

4

5

1

67

2, 3

4

Рис. 4. Клапан открыт (МП2):1 – седло; 2 – упругий элемент; 3 – шатун; 4 – кривошип; 5 – коромысло; 6 - редуктор механизма привода; 7 – тарель

8

1 2 4

3

6

5

7

+ –12V 5V

+ –

~220V 50Hz

10

9

Рис. 2. Функциональная схема пульта управления клапана: 1 – энкодер; 2 – буфер согласования; 3 – панель индикации; 4 – дешифратор кода; 5 – задатчик упреждающего останова двигателя; 6 – схема сравнения и управления; 7 – блок питания; 8 – переключатель выходных команд; 9 – штатный силовой щит управления двигателем; 10 – механизм привода тарели клапана

17

64

2, 35

Рис. 3. Клапан закрыт (МП1):1 – седло; 2 – упругий элемент; 3 – шатун; 4 – кривошип; 5 – коромысло; 6 - редуктор механиз-ма привода; 7 – тарель

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 109

УДК 621.876 Бельмас І.В. /д.т.н./, Білоус О.І. /к.т.н./, Конох Ю.М.Дніпродзержинський державний технічний університет

МАШИНОВЕДЕНИЕВ клапане с упругим элементом в системе привода (торсион, пружина), также как и в типовом клапане (с контргрузом) ККМ должен поочередно останавли-ваться в крайних мертвых положениях: МП1 и МП2.

В закрытом клапане кривошип 4 и шатун 3 скла-дываются по одной оси (МП1 рис. 3) и тарель 7 при-жимается к седлу 1 с максимальным усилием. В от-крытом клапане кривошип 4 и шатун 3 вытягиваются по одной оси (МП2 рис. 4) и тарель 7 наиболее удале-на от седла 1. Закрытое и открытое положение клапа-на указывают стрелки (риски) на головке шатуна 3 и на соответствующей головке кривошипа 4.

Для коррекции остановки тарели клапана в ко-нечных положениях МП1 и МП2 используются пере-ключатели задатчиков подачи команд на отключение и торможение привода. Повторным пуском проверя-ется правильность установки точки упреждающего отключения двигателя. Предприятие «Клапан» ока-зывает содействие в подключении и освоении пуль-тов. Дистанционное регулирование моментов отклю-чения двигателя с помощью пульта выполняется при наладочных работах, перед запуском клапанов в ра-боту.

ЗаключениеПрименение дистанционного пульта вместо типо-

вого командоаппарта обеспечивает безотказную ра-боту клапана в межремонтный период, существенно увеличивает срок его службы, уменьшает расходы на обслуживание и потери производства. В настоящее время предприятие «Клапан» изготавливает уравни-тельные клапаны усовершенствованной конструк-ции с пультами дистанционного управления, надеж-ная работа которых позволяет гарантировать их эф-фективную эксплуатацию.

Билиографический список1. Большаков В.И., Дракин Г.В. Клапанные меха-низмы загрузочных устройств доменных печей. / Черная металлургия. Сер. «Производство чугу-на»; Обзорная информация. – М.: Ин-т «Черме-тинформация»; 1980, - Вып. 2. - 21 с.2. Большаков В.И., Дракин Г.В. Влияние кон-структивных параметров уплотняющих клапанов загрузочных устройств доменной печи на харак-тер взаимодействия тарели с седлом / Повыше-ние надежности машин доменного производства // ЦНИИТЭИТЯЖМАШ. Сер. 1-80-16. – М., 1980. – С. 17-22.


Деформування ступінчастого канату на шківі підйомної машини

© Бельмас І.В., Білоус О.І., Конох Ю.М., 2010 г.

Досліджено деформації перерізів гумотросового канату змінного поперечного перерізу в районі взаємодії з виконавчим органом. В дослідженні враховані сили тертя, що виникають поміж ними. Встановлено, що характер прикладення сили тертя до канату не суттєво впливає на деформування перерізів канату. Остання особливість дозволяє встановлювати датчик контролю деформацій перерізу канату як біля барабану підйомної машини, так і на відстані від нього. Іл. 3. Бібліогр.: 2 назв.

Ключові слова: деформація, напружено-деформований стан, сили тертя, канат

Deformation of sections of rope with variable cross-section was investigated in the area of interaction with fi nal element. Friction forces between them were considered in present research. It was determined that type of friction force application to the rope does not have a considerable effect on deformation of rope sections. The latter allows installing the rope section deformation inspection sensor both near the hoist drum and in the distance.

Keywords: deformation, stressed-deformed condition, friction forces, rope

Наука

Актуальність роботи В гумотросовому канаті ступінчастої конструкції

[1] кількість тросів дискретно (попарно) зростає від кінця, до якого приєднано вантаж до протилежного кінця канату. Для гумотросового канату розроблено спосіб контролю стану тросів [2]. В ньому в якості ді-агностичного параметру використовуються деформа-ції поперечних перерізів канату. Спроб, відповідно до патенту України [2] передбачає встановлення в обо-лонку канату смуг із магнітної гуми. Деформування

канату внаслідок руйнування тросу призводить до де-формування смуг. Відхилення форми смуг від прямих ліній фіксується датчиком, ширина якого не менша, ніж ширина канату. Датчик має декілька магнітних котушок. На ділянці взаємодії канату зі шківом тертя підйомної машини між ними виникають сили тертя. Уточнення уяви про механізм деформування канату на виконавчому органі машини дозволяє розв’язати актуальну науково-технічну задачу підвищення якос-ті контролю технічного стану канату підйомної ма-шини.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3110


Мета роботи Дослідження характеру деформування перерізів

канату, що мають використовуватися як діагностич-ний параметр цілісності тросів в канаті на найбільш навантаженій ділянці – в перерізі набігання на при-водний барабан.

Стан питанняВ роботі [1] досліджено напружено-деформований

стан плоского гумотросового канату у разі розриву одного з тросів. Питання впливу зміни кількості тро-сів в канаті при його взаємодії з барабаном не розгля-далося.

Основний зміст роботиВ ступінчастому канаті зміна форми його перері-

зу локально впливає на його напружений стан. До та-кого впливу додається вплив дотичних навантажень з боку шківа машини. Модель процесу взаємодії еле-ментів в парі тертя досить складна. Її крайніми випад-ками є випадок повного ковзання одного тіла по ін-шому та випадок коли поверхні контакту тіл не ков-зають одна відносно іншої. Перший випадок найне-безпечніший для підйомної машини зі шківом тертя. Його і розглянемо. Приймемо, що канат навантаже-но силами розтягу прикладеними до тросів в ступе-ні з меншою їх кількістю. На ділянці взаємодії зі шкі-вом підйомної машини (на ділянці з більшою кількіс-тю тросів) на канат діють сили тертя. Ділянку взаємо-дії каната та шківа позначимо, як першу. Номери діля-нок покажемо у верхніх індексах.

Конструкція канату симетрична відносно серед-инної площини паралельної тросам та перпендику-лярної площині їх розташування. Враховуючи си-метричність канату, розглянемо лише його половину, як показано на рис. 1. Вздовж канату спрямуємо вісь х. Початок осі розташуємо в перерізі зміни кількос-ті тросів. Троси в першому відрізку позначимо номе-рами від 1 до М+1, а другого від 1 до М. Для вивчен-ня впливу лише зміни конструкції канату та характе-ру його навантаження в перерізі набігання на бобіну, будемо вважати, що перша та друга ділянки безмежно довгі. Для випадку дії максимальних сил тертя троси вільного кінця першої ділянки будемо вважати не на-вантаженими. Як наслідок, на значній відстані від пе-рерізу х = 0 зусилля розтягу тросів канату мають бути рівними

0Iix P , 1

II IIi ix P P . (1)

крайній (М+1) трос першої ділянки не навантажено Р1

М+1 = 0. (2)Умова сумісності деформування (х = 0) ділянок:

зусилля розтягу тросів суміжних ділянок та їх пере-міщення попарно збігаються I II I II

i i i iP P , u P u р1і = рІІі (1 )i M ;

u1і = uІІі (1 )i M . (3)

Розглянемо трос другої ділянки довжиною dx (рис. 1).

Умова рівноваги троса 1 0I

i i i dP + d ( ) Т dx , (4)

I+1 PiII+dPi

II I Pi

II

Ti dx Рис. 1. Відрізок троса

де ІІ

ii

i

P fTR

; i G i i 1G k u uh ;

f - коефіцієнт тертя матеріалу неробочої обкла-динки конвеєрної стрічки по робочій поверхні при-водного шківа радіусом R..

Підставивши значення дотичного навантажен-ня та напруження в залежність (4), врахувавши за-кон Гука, маємо залежність зростання зусиль в тро-сах від їх деформацій та відповідну залежність для деформацій

1 12 0I I

I I Ii iG i i i

dP Gd EFf duk u u udx h R dx , (5)

2

1 12 2 0I I

I I Ii iG i i i

d u Gd f duk u u u .dx h R dx (6)

Отримане рівняння прийнятне для всіх тросів, за винятком крайніх. З урахуванням характеру дефор-мування крайніх тросів, приймемо розв’язок системи рівнянь у формі

1,m 2 ,m

fM xx xI 1 I Ri m m

m 1

mu ( A e B e )cos ( i 0,5 ) ae ,M 1

(7)

де 1 Im mA , B , a - сталі інтегрування;

I1,m m

f ;2R

I2 ,m m

f ;2R

2

Im G

sr

Gd m f2 k 1 cosh EF M 1 2R

.

Відповідно, зусилля розтягу тросів з урахуван-ням закону Гука

I Im m

Mx xI I I I I

m m m m mm 1I

i f xR

m( A e B e ) cos ( i 0,5 )MP EF .

fa eR

(8)

Друга ділянка канату не навантажена дотичними зусиллями, кількість тросів в ній менша. Вирази для деформацій та внутрішніх зусиль в тросах для цієї ділянки

1

10 5

II IIm m

Mx xII II II II II

i m mm

mu ( A e B e )cos ( i , ) a x b ,M

(9)

1

10 5

II IIm m

Mx xII II II II II

i m m mm

mP ( A e B e ) cos ( i , ) a EF ,M

(10)

де II II II IIm mA , B , a , b - сталі інтегрування;

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 111


2 1IIm G

Gd mk cos .h EF M

Максимальний вплив зміни кількості тросів в пе-рерізі канату матиме місце вільний кінець першої ді-лянки канату не навантажений. Приймемо, що до вільного кінця другої ділянки канату прикладена сила р. Підставивши (7), (9), (10), в (2) та (3), врахувавши умови (1), прийнявши, що загальне переміщення ка-нату як твердого тіла відсутнє, маємо значення окре-мих сталих деформування та систему алгебраїчних рівнянь для визначення решти сталих.

0 0 0I II I II I IIm m

pB , A , b b а , а ,M

1

1

0 51

0 51

IMI I mM m I

m M

mcos ( M , )MA A .

Mcos ( M , )M

U

u, м-6

х,м

і

Рис. 3. Графік переміщень u тросів і вздовж осі х в районі зміни кількості тросів від чотирьох до трьох

U

u, м-6

х,м

і

Рис. 2. Графік переміщень u тросів і вздовж осі х в районі взаємодії канату з виконавчим органом підйомної машини та зміни кількості тросів від чотирьох до трьох

1

1

1

1

0 5

0 51

0 51

0 5 01

0 51

MIIm

m

ImIM

MIm

m

mB cos ( i , )M

mcos ( M , )M

Mcos ( M , )MMA cos ( i , ) ,

Mmcos ( i , )

M

1

1

1

1

0 5

0 51

0 51

0 51

0 51

MII IIm m

m

MI Im m

m

mB cos ( i , )M

mcos ( M , )M

Mcos ( M , )M

M pA cos ( i , ) .M M EF

mcos ( i , )M

Для канату з параметрами тросів та кроком їх укладання, що відповідають канату типу РТК - 3150 виконані розрахунки деформацій. На рис. 2 наведено графіки переміщень тросів з номерами і вздовж осі х в районі взаємодії канату з виконавчим органом під-йомної машини та зміни кількості тросів від чоти-рьох до трьох. При цьому вважали, що радіус шківа становить один метр, а коефіцієнт тертя дорівнює 0,5.

Для порівняння на рис. 3 наведено графік дефор-мацій аналогічного відрізку каната навантаженого силою розтягу Р. На графіках переміщення тросів u умовно показані для чотирьох тросів (без зменшен-ня їх кількості до трьох). Для четвертого (умовного) троса другої ділянки переміщення u прийняті рівни-ми нулю. На цьому рисунку показані лише дефор-мації зумовлені перерозподілом зусиль поміж троса-ми – без урахування значень передостаннього додан-ку в залежності (9).

З наведених рисунків видна незначна різниця в характері деформування перерізів канату. Це свід-чить про те, що датчик контролю стану ступінчасто-го гумотросового канату може бути встановленим як безпосередньо біля шківу підйомної машини, так і на відстані від нього. Не суттєва різниця і в довжині ді-лянок на яких відбувається викривлення перерізів канату зумовлених зміною кількості тросів в канаті. В свою чергу це свідчить про те, що прийнята умова

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3112

МАШИНОВЕДЕНИЕбезмежної довжини ділянок канату не впливає на точ-ність отриманого рішення оскільки вже навіть на від-стані понад один метр перерізи канату не деформу-ються так як і в прийнятому канаті безмежної довжи-ни та при безмежній довжині контакту шківа та кана-ту. Виконані дослідження впливу величини коефіці-єнта тертя на характер деформування перерізу кана-ту показали, що зростання коефіцієнту тертя призво-де до зменшення викривлень перерізу тросів, зумов-лених зміною кількості тросів в канаті. Відповідно, випадок безмежного значення коефіцієнта тертя від-повідає защемленню каната, тобто відповідає фізич-ній уяві про механізм взаємодії канату та шківа тертя.

ВисновкиДатчик системи неперервного контролю стану

ступінчастого гумотросового канату може бути вста-новленим як безпосередньо біля перерізу набігання канату на шків тертя підйомної машини так і на дея-

кій відстані від нього. Отримані результати будуть використані при роз-

робці технічних умов на виготовлення системи непе-рервного контролю стану ступінчастого гумотросо-вого канату за деформаціями його перерізів.

Бібліографічний список1. Бельмас І.В., Колосов Л.Д., Танцура Г.І., Ко-нох Ю.В. Напружений стан ступінчастого канату з ушкодженим тросом / Мат. міжнар. Конф. «Фо-рум гірників - 2008». Дніпропетровськ: НГУ, 13-15 жовтня 2008 р. - С. 183-186.2. Конох. Ю.М., Бельмас І.В. Пристрій для контр-олю за станом гумотросового канату. Патент України на корисну модель № 27372.


УДК 621.876 Білоус О.І. /к.т.н./ Дніпродзержинський ДТУ

Колосов Д.Л. /к.т.н./ Національний гірничий університет

Використання плоского тягового органу для підняття робототехнічного комплексу

© Білоус О.І., Конох Ю.М., 2010 г.

Досліджено напружено-деформований стан гумотросового канату на ділянці надання йому форми циліндру для видобутку корисних копалин зі значних глибин. Отримані залежності дозволяють визначати напружено-деформований стан канату з довільними механічними характеристиками, по довільній довжині перехідної ділянки. Іл. 3. Бібліогр.: 1 назв.

Ключові слова: гумотросовий канат, напружено-деформований стан, міцність, навантаження

Stressed-deformed condition of rope was investigated in the area of cylindering for mining operations from considerable depths. Obtained correlations allow defi ning the stressed-deformed condition of rope with unspecifi ed mechanical characteristics along the length of transition area.

Keywords: rope, stressed-deformed condition, durability, loading

Наука

Актуальність роботиСучасні технології видобутку корисних копалин

з морських глибин компенсують ресурси, розташова-ні на суходолі. При цьому постають питання присто-сування робототехнічного комплексу, обслуговуючих систем до роботи на підводних ландшафтах.

Для підняття робототехнічного комплексу зі зна-чних глибин доцільно використовувати гумотросові канати оскільки в них тягові елементи – троси захи-щені від зовнішнього впливу гумовим шаром. Гумо-тросовий канат плоский, його перерізу можна нада-ти форму кругу. В такому випадку канат набуде фор-ми циліндру з порожниною. В цій порожнині доціль-но розташувати комунікаційні мережі робототехніч-ного комплексу. Таке розташування обмежить віль-ний рух мереж, відповідно зменшить вплив підвод-них течій на них. Впровадження такого рішення стри-мується відсутністю методики розрахунку додатково-го напруженого стану канату зумовленого утворен-ням трубчатого перерізу.

Мета роботиРозробка моделі деформування канату та алгорит-

му розв’язання задачі визначення напруженого стану канату на ділянці утворення трубчатої форми.

Основний зміст роботиНа рис. 1 показана форма гумотросового канату

на ділянці надання трубчатого канату циліндричної форми. На канаті виділимо окремі характерні відріз-ки. В межах відрізку 1 канат має форму циліндра. Та-кої форми він набуває на перехідній ділянці 2. Ділян-ка 3 відповідає ділянці намотування канату на бобіну, яка на рисунку не показана.

Канат на перехідній ділянці взаємодіє з систе-мою роликів. Вони, як і бобіна на рисунку умовно не показані. Ролики та барабан надають канату по-казану форму. В процесі деформування в канаті ви-никають напруження. Значна зміна форми канату в процесі деформування зводить задачу визначення напружено-деформованого стану до геометрично не-лінійної. Приймемо умову, що крок розташування тя-гових елементів на границях ділянки утворення труб-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 113


3

2

1

Рис. 1. Перехідна ділянка

чатого перерізу не змінюється, а в гумі поміж тягови-ми елементами виникають лише напруження зумов-лені відносним зсувом суміжних тягових елементів. Таке спрощення дозволяє вважати, що тягові еле-менти в процесі деформування залишаються прямо-лінійними. Сумістимо стрічку з площиною та отри-маємо її розгортку, що показана на рис. 2.

На рис. 2 видно, що лише на межі поміж першою та другою ділянкою утворився умовний розрив кана-ту. Визначимо величину умовного зазору, що утво-рюється поміж першою та другою ділянками після розгортування стрічки.

Значення координат точок в перерізі набігання на барабан 0x

0 / 2, 0y b z . В перерізі повного профілю стрічки x L

sin( ) , s( )y R z co R ,

де YR

; 2bR

знайдені з умови, що центри

перерізів суміжних поздовжніх елементів в перері-зах 0x та x L розташовані з постійним кроком тільки в першому перерізі, вони розташовані на пря-мій у другому перерезі на колі, як показано на комп-лексному кресленні (рис. 3).

Після підстановки маємо

1 12 2 2

2 2sin , , s2 2

y b y by x L z cob b

.

З урахуванням кроку розташування елементів t маємо

1 1 10 / 2, , 0, 0i i ii N y i t z x ,

1 12 2 2

2 2sin , , s2 2

i ii i i

y b y by x L z cob b

.

Отримані значення координат дозволяють визна-чити додаткові подовження усіх тягових елементів, зумовлені деформуванням стрічки на перехідній ді-лянці

2 2 21 2 1 2 1 2 .i i i i i i iw x x y y y y L

Після спрощення

2 22 sin 2 s 2 .

2 2it b t bw L i t i co i Lb b

Рис. 2. Розгортка поверхні перехідної ділянки

функцію iw розкладемо в ряд

/2

1cos 0,5

M

i mm

mw iM

. (1)

Відповідно до системи координат прийнятій в комплексному креслення (рис. 3) маємо межі для від-різків канату:

перший відрізок 0,x другий відрізок 0 ,x L третій відрізок L x .Переміщення тягових елементів визначимо ско-

риставшись математичною моделлю гумотросового канату [1]. Їх значення, з урахуванням гіпотези Сен-Венана про локальність дії локальних збурень для першої та третьої ділянок, мають вигляд

/2

1, 1, 1 11

/2

2, 2, 2, 2 21

/2

3, 3, 3 31

cos 0,5 ,

cos 0,5 ,

cos 0,5 ,

m

m m

m

Mx

i mi

Mx x

i m mi

Mx

i mi

mu A e i a x cM

mu A e B e i a x cM

mu B e i a x cM

(2)

де

gm

GK b m M2 1 cos , 1 m(t d) E F M 2

;

, 2,, , ,k m m k kA B a c - сталі інтегрування; G - модуль зсуву гуми, gK - коефіцієнт впливу форми гуми роз-ташованої поміж тяговими елементами; b,d - товщи-на стрічки та діаметр тягових елементів; E,F - при-ведений модуль пружності матеріалу тягового еле-мента та його площа перерізу; 1 k 3 - кількість ді-лянок.

Внутрішні зусилля відповідно до закону Гука

/2

1, 1, 11

/2

2, 2, 2, 21

/2

3, 3, 31

cos 0,5 ,

cos 0,5 ,

cos 0,5 .

m

m m

m

Mx

i m mi

Mx x

i m m mi

Mx

i m mi

mp EF A e i aM

mp EF A e B e i aM

mp EF B e i aM

(3)

Величини а характеризують середнє зусилля при-кладене до тягових елементів та не залежать від де-формацій на перехідній ділянці. Приймемо їх рівни-ми нулю.

Умови сумісності деформування ділянок.Коли х = 0, 1 2 1 2, ,i i i iu u p p (4)

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3114


коли 2 3 3 2, ,i i i i ix L u u p p . (5)Залежності (1)–(5) описують основні закономір-

ності деформування канату, тобто їх можна розгляда-ти як математичну модель його деформування.

Підставивши (2) та (3) в граничні умови (4) та (5), врахувавши (1), після спрощень маємо залежності для визначення переміщень та зусиль в тягових еле-ментах конвеєрної стрічки

/2

1,1

/2

2,1

/2

3, 01

/2

1,1

2,

cos 0,5 ,2

cos 0,5 ,2

cos 0,5 ,2

cos 0,5 ,2

cos 0,52

m

m

m

m

m

Mx Lm

im

Mx Lm

im

ML xm

im

Mx Lm

i mm

x Lmi m

mu e iM

mu e iM

mu e iM

mp EF e iM

mp EF e iM

/2

1

/2

3,1

,

cos 0,5 .2

m

M

m

ML xm

i mm

mp EF e iM

Отримані залежності дозволяють визначати

напружено-деформований стан гумотросового кана-ту, якому на довжині L надана форма циліндру.

Висновки 1. Побудована та розв’язана математична модель

напружено-деформованого стану гумотросового ка-

нату на ділянці надання канату форми циліндру. 2. Отримані залежності дозволяють визначати

напружено-деформований стан канату з довільними механічними характеристиками, по довільній довжи-ні перехідної ділянки.

3. Отримані залежності будуть використані при дослідженні напружено-деформованого стану канату та розробці методики його інженерного розрахунку.

4. Канат, якому надана форма циліндру, може бути застосований для підняття та опускання пристрою видобутку корисних копалин розташованих на дні во-доймищ, наприклад, сапропелю.

Бібліографічний список1. Білоус О.І. Обґрунтування допустимого від-хилення робочої поверхні барабанів потужних конвеєрів від циліндра: дис... канд. техн. наук: 05.05.06. - Дніпропетровськ, 2002. – 142 с.


Рис. 3. Комплексне креслення перехідної ділянки конвеєра

Вниманию подписчиков РоссииПродолжается подписка на научно-технический и производственный журнал «Металлургическая

и горнорудная промышленность» на 2010 год (в каталоге Роспечать индекс – 95396). Периодичность выпуска – один раз в два месяца. Подписаться на наш журнал можно с любого месяца на произвольное количество номеров и комплектов через редакцию. Редакция берёт на себя заботы по доставке журнала читателям и гарантирует своевременное его получение (сразу после выхода очередного номера). Стоимость годовой подписки (6 журналов) для предприятий и организаций – 10 800 руб., в эл. варианте – 5 400 руб.

Адрес редакции :49027, Днепропетровск, ул. Дзержинского, 23. Тел / Факс +38 (0562)46-12-95, + 38 (056) 744-81-66E-mail: metinfo @ metinform.dp.ua; [email protected]

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 115

ТЕПЛОТЕХНИКА

УДК 621.926.2.004.15 Штепа В.П. /д.т.н./, Соловий А.В., Козерема М.М.Приднепровская государственная академия строительства и архитектуры

Малич Н.Г. /к.т.н./НМетАУ

Прогнозирование полезной работы и кпд проектируемой машины

© Штепа В.П., Малич Н.Г., Соловий А.В., Козерема М.М., 2010 г.

Анализ физико-математической модели, предложенный на основе объективных законов природы, привел к разработке методики исследования энергетической эффективности существующих машин. Дальнейшее теоретическое развитие способствовало созданию методики определения показателей эффективности их на стадии проектирования. Синтез идей убедительно подтверждает достоверность предложенных аналитических зависимостей, как составной части теории, направленной на энергосбережение при машинном производстве. Пример, выполненный по данным из технической характеристики типоразмерного ряда зарубежных дробилок (Германия, фирма «Krupp»), с помощью возможностей программного обеспечения Math CAD-11, в подтверждение тому. Ил. 2. Табл. 2. Библиогр.: 6 назв.

Ключевые слова: энергетическая эффективность, энергосбережение, машина, программное обеспечение

Analysis of physic-mathematical model offered on the basis of objective laws of nature resulted in method development related to investigating the power effi ciency of current units. Further theoretical development promoted to creation of their effi ciency parameters defi ning technique on the design stage. Synthesis of ideas confi rms reliability of offered analytical dependences as a component of theory focused on energy saving in machine production. An example accomplished by data from performance of various foreign breaking machines (Germany "Krupp") by means of software Math CAD-11 confi rms this.

Keywords: power effi ciency, power saving, unit, software

Наука

Обследовать на энергетическую эффективность существующий агрегат или технологический про-цесс машинного производства возможно с помо-щью физико-математической модели (ФММ) [1, 2, 3], устанавливающей функциональную связь мощности c производительностью, ( )N f П , в основу кото-рой положен энергетический баланс машин

2AN Nx a , (1)

где N – суммарная мощность, состоящая из ста-тей расхода;

Nx – мощность холостого хода; A – удельная по-лезная работа, используемая машиной по прямому назначению; – техническая производительность;

А – мощность сил полезных сопротивлений; а – коэффициент дополнительных потерь, вызван-ных полезной нагрузкой; 2а – сопутствующая мощ-ность, расходуемая на непроизводительные затраты (звук, тепло, упругие деформации, трение в сочлене-ниях…).

Анализируя (1), приходим к следующему выводу: это уравнение регрессии, аппроксимирующее опыт-ные данные N и , есть полная квадратичная пара-бола со свободным членом Nx ,– уравнение, сгруп-пированное из членов полинома n-го порядка. А так как, каждому члену зависимости (1) дано конкретное физическое обоснование, то она вправе может быть определена как ФММ.

Следуя общепринятой трактовке коэффициента полезного действия [кпд ( )], установим функцио-нальную связь ( )f

2А

A

ПNx a

. (2)

В декартовой системе координат графики ( )f и ( )f в общем случае имеют вид

(рис. 1) Параметры модели (1) Nx , N , машины опре-

деляются экспериментально, а показатели эффектив-ности (коэффициенты) и а – с помощью метода наименьших квадратов [2].

Если экспериментально установить только и , то полученная кривая ( )f пересечёт ось ординат в точке холостого хода, численно обозначив значение Nx . В этом случае необходимо достаточное число опытов, особенно тщательно проведённых в области малых нагрузок.

Исследуя функцию (2) на экстремум 0dd

, имеем

Рис. 1. Графики зависимости мощности кпд машины от производительности

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3116


max121A

Nxр

; (3)

NxПрa

, (4)

где Пр – рациональная производительность, со-ответствующая максимальному КПД ( max ), т.е. ми-нимально возможным потерям в машине.

Использовав (1) и (4), усматриваем, что мощ-ность, соответствующая рациональной нагрузке, вы-ражается формулой

2рП АN П Nx . (5)

Желательно определить мощность холостого хода машины на стадии проектирования. Это возможно с помощью кинетостатического расчета. Теория ма-шин и механизмов предусматривает такой вариант, однако необходимы довольно трудоёмкие расчеты, основанные на построении планов сил, скоростей и ускорений с учетом коэффициентов трения, массы звеньев, смазки трущихся деталей, атмосферных воз-действий…, что вносит определенную погрешность.

Процесс прогнозирования х можно облегчить, если использовать данные типоразмерного ряда, к ко-торому относится проектируемая машина с произво-дительностью .

В этом случае предлагается зависимость 2 3

i i i iNx A -B ДП , (6)

где – коэффициенты корреляции, числен-ное значение которых определяется из системы нор-мальных уравнений согласно методу наименьших квадратов

∑∑ ∑ ∑n

ii

n n n

iii NxB-A11 1 1

432 =+

∑∑ ∑ ∑n

ii

n n n

iii NxB-A1

2

1 1 1

543 =+

∑∑ ∑ ∑n

ii

n n n

iii NxB-A1

3

1 1 1

654 =+ ,

(7)

где n – число машин в типоразмерном ряду; i – порядковый номер машины.

Мощность холостого хода интересующей маши-ны (с производительностью iР ) определяем по зави-симости (6) или по построенному графику для данно-го типоразмерного ряда (см. пример).

Кпд проектируемой машины, в частности, дро-билки возможно определить с помощью выражений (2, 3, 4) с учетом значения удельной полезной рабо-ты [4]

3 210( )

4 ( )

-

AcKi

E c Km

, (8)

где i – степень дробления, принятая равной от-

ношению наибольшего размера (диаметра, maxD ) камня, поступающего на дробление, ( maxD = 0.85В ; В – ширина приемного отверстия щековой дробилки) к ширине выпускной щели, е ; – пре-дел прочности камня на сжатие, МПа; Е – модуль упругости камня, МПа; – плотность камня, кг/м 3 ; с – коэффициент, зависящий от конструктивных осо-бенностей дробилки и прочности перерабатываемого материала (табл. 1); К – коэффициент зева (отноше-ние длины к ширине приёмного отверстия дробилки);

5.6Пс кг/с – производительность, соответствую-щая смещению асимптот гиперболы (8); 1.5Km – номинальный коэффициент зева.

Рациональную производительностьПр следу-ет принять равной 0,5 рП для щековых дробилок со сложным движением щеки и 0,7 рП – с простым дви-жением щеки [5].

Таким образом, соответствующая рациональной производительности (Пр ) и максимальному коэффи-циенту полезного действия ( max ) мощность, вклю-чает слагаемые доли: на преодоление сил полезных сопротивлений ( ) и на сопутствующие потери (2Nx ). Функциональная зависимость ( )i iNx f в одном типоразмерном ряду подчинена зависимости:

2 3i i i iNx A -B ДП .[2]Рассмотрим пример использования предло-

женных зависимостей при помощи машинного обеспечения (Math CAD-11).

Применительно к германским дробилкам фирмы Krupp [6] показатели энергетической эффективности вычисляем по формулам (3, 4, 6, 7, 8) с учетом исхо-дных данных для типоразмерного ряда, состоящего из 12-ти машин:

0.003 0.9 210 E 6.5 10

4 c 1.02

Таблица 1. Значение коэффициента « c »

Дробилки , МПа30 135 170 210 250

1. С простым движением щеки (ЩДП)

0,146 0,658 0,829 1,02 1,22

2. ЩДП с дополнительной вибрацией

0,816 3,67 4,62 5,71 6,8

3. Со сложным движением щеки (ЩДС)

0,286 1,29 1,62 2,10 2,38

4. ЩДС с дополнительной вибрацией

1,05 4,71 5,93 7,33 8,73

5. ЩДП с механизмом выстоя 1,13 5,09 6,41 7,92 9,43

6. Тоже с дополнительной вибрацией

1,28 5,75 7,24 8,94 10,6

7. ЩДП с вибрационным приводом вместо эксцентрикового

2,39 10,7 13,5 16,7 19,9

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 117


K 1.6

c 5.6 i 0 11 n 11

L: = (315 400 500 630 630 800 800 1000 1000 1250 1500 1700)

B: = (180 224 280 355 450 450 630 630 800 900 1200 1250)

Ny: = (13,4 18,6 29,8 44,7 44,7 59,6 59,6 89,4 96,9 149,1 186,4 201,3)

e: = (37,5 45 52,5 67,5 80 80 127,5 100 160 180 210 230)

П: = (5,417 9,583 16,25 33,333 39,583 52,083 62,5 81,25 106,25 175 250 312,5)

Определяем степень дробления материала, пло-щадь выпускной щели и номинальное отношение длины к ширине камеры дробилки соответственно (см. табл. 2): (табл. 2):

I0 i

0.85 0 i e

0 i

:=

m0 i

L0 i

0 i

Записываем коэффициент отношения длины и ширины камеры в виде однострочной матрицы

Km: = (1,75 1,786 1,786 1,775 1,4 1,778 1,27 1,587 1,25 1,389 1,25 1,36)

Согласно формуле (8) находим значения удельной полезной работы, а также мощности холостого хода каждой машины из типоразмерного ряда (см. табл. 2)

Исходя из формулы (3) находим кпд дробилок (см. табл. 2):

Таблица 2. степень дробления материала, площадь выпускной щели и номинальное отношение длины к ширине камеры дробилки

Io,i Fщелиo,i Kmo,i εAi Nxli ηmaxi ηi Nxi4,08 118,125 1,75 0,576 2,282 0,324 0,275 0,977

4,231 180 1,786 0,494 3,027 0,354 0,301 1,7114,533 262,5 1,786 0,446 4,968 0,338 0,287 2,8564,47 425,25 1,775 0,358 7,075 0,371 0,316 5,617

4,781 504 1,4 0,394 5,801 0,485 0,412 6,5674,781 640 1,778 0,346 8,693 0,421 0,358 8,371

4,2 1,02·10³ 1,27 0,317 8,079 0,462 0,392 9,7775,355 1·10³ 1,587 0,366 12,098 0,463 0,393 12,0914,25 1,6·10³ 1,25 0,29 13,619 0,442 0,376 14,7514,25 2,25·10³ 1389 0,268 21,132 0,437 0,372 19,676

4,857 3,15·10³ 1,25 0,299 20,736 0,558 0,474 21,3544,62 3,91·10³ 1,36 0,279 20,214 0,601 0,511 20,097

Используя формулы (6) и (7), строим график (рис. 2) зависимости мощности холостого хода от производи-тельности машин в данном типоразмерном ряду

0 100 200 300 400

5

10

15

20

25

20.645

Nxi

Nx10 i

200

П0 i

Рис. 2. График зависимости холостого хода от производи-тельности

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3118


k

k1

k2

b

b1

b2

c

c1

c2

a

a1

a2

b

b1

b2

c

c1

c2

a

a1

a2

k

k1

k2

c

c1

c2

a

a1

a2

b

b1

b2

c

c1

c2

d

a

a1

a2

b

b1

b2

k

k1

k2

a

a1

a2

b

b1

b2

c

c1

c2

На графике, согласно формуле (6) представлена взаимосвязь (и аппроксимирующая кривая) мощнос-ти N в функции производительности П типоразмер-ного ряда дробильних машин фирмы Krupp.

ВыводыПриведенный пример использования зависимо-

стей и полученный график позволяет прогнозировать мощность холостого хода ( Nx ) и кпд ( ) будущей машины, например, П = 200, тогда мощность холосто-

го хода данной машины ( Nx ) можно найти из гра-фика или, подставив значение производительности (П) в выражение (6). Таким образом, 20,645Nx . Максимальный кпд ( max ) данной машины находим с учетом формул (4) и (8): max 0, 494 .

Библиографический список1. Штепа В.П., Гене В.М. Об энергетической эф-фективности дробилки со сложным качанием щеки / Обогащение полезных ископаемых. - 1978. - Вып. 22. – С. 29-33.2. Штепа В.П. Методика определения показате-лей эффективности машин // Изв. вузов. Маши-ностроение. - 1991. - № 7-9. – С. 16-20.3. А.С. 1281934 (СССР) Способ определения КПД машин/ В.М. Гене, В.П. Штепа, А.С. Шипилов. – Опубл. 1987, Бюл № 1.4. Гене В.М., Штепа В.П., Прогнозирование и рас-чет энергетической эффективности типоразмер-ных рядов щековых дробилок / Обогащение по-лезных ископаемых. – 1983. - Вып. 33. - С. 71-80.5. Штепа В.П., Исследование и прогнозирова-ние энергетической эффективности привода под-вижных щек дробилок // Металлург. и горноруд. пром-сть. – 1977. - № 1. - С. 81-84.6. Зарубежные щековые дробилки. Обзор / ЦНИ-ИТЭ Строймаш. – М.: 1973. – Серия II – 61 c.


Інформация для передплатників!

Тепер передплачувати журнал «Металлургическая и горнорудная промыш-ленность» стало ще зручніше! Державне підприємство по розповсюджен-ні періодичних видань «Преса» запровадило новий спосіб розрахунку за пе-редплату – за допомогою системи WebМoney. Цей зручний сучасний засіб Інтернет-розрахунків дозволить Вам сплачувати рахунок за періодичні видан-ня, не залишаючи свого дому чи робочого місця.

Вже сьогодні Ви маєте можливість випробувати новий сервіс, оформивши передплату «ON-LINE» на сайті ДП «Преса» www.presa.ua

Тел. 044-248-78-08.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 119

АВТОМАТИЗАЦИЯ

УДК 621.778-52 Салий С.Ф.ОАО «Дружковский метизный завод»

Новицкий А.В.НПФ «GrossBee»

Опыт внедрения ERP-системы GrossBee XXI в ОАО «Дружковский метизный завод»

© Салий С.Ф., Новицкий А.В., 2010 г.

Внедрение ERP-систем на том или ином промышленном предприятии, разумеется, имеет свои особенности – отрасль, номенклатура продукции, масштаб, конкретная структура управления. Однако, решая задачи комплексной информатизации, все предприятия сталкиваются со множеством похожих проблем – что и делает обмен опытом между ними не только возможным, но и желательным. Ил. 2.

Ключевые слова: внедрение ERP-системы, управление предприятием, планирование себе-стоимости основной продукции, автоматическое формирование графика сдачи готовой продук-ции, пооперационный учет производства

Implementation of ERP-systems at any industrial plant has such features as branch, range of products, scale and certain control structure. However, when solving the problems of complex informatization, all companies face many similar problems which makes sharing the experience between them not only possible but also advisable.

Keywords: implementation of ERP-system, management of enterprise, planning of production prime cost, automatic organization of fi nished goods transfer schedule, step-by-step manufacture account


Предыстория проектаДружковский метизный завод (ДМЗ), основанный

более 70 лет назад, на сегодняшний день представля-ет собой крупнейшее в Украине предприятие, произ-водящее железнодорожный крепеж и крепеж общего назначения (диаметр 6-42). Потребителями его про-дукции являются не только отечественные предпри-ятия, но и зарубежные – из России, Эстонии, Литвы, Беларуси, Узбекистана, Латвии, Таджикистана, Тур-кмении, Грузии, Ирана, Польши, Словакии, Болгарии и Молдовы.

На ДМЗ имелся свой информационно-вычислительный центр (ИВЦ), который до внедре-ния системы «GrossBee XXI» собственными сила-ми осуществлял разработку программного обеспе-чения. Программы, созданные информационно-вычислительным центром, использовались во мно-гих подразделениях завода, однако наше руководство и специалисты ИВЦ постепенно пришло к выводу о необходимости перехода на единую комплексную си-стему, которая обеспечивала бы не только учет, но и решение задач управления предприятием.

В процессе выбора рассматривались различные продукты отечественных и зарубежных производите-лей, среди них и система управления, разработанная украинской компанией GrossBee. Окончательному решению предшествовала большая совместная рабо-та: ознакомление с системой «GrossBee XXI» эконо-мистов, бухгалтеров и руководства вычислительного центра завода на выставке «Управление предприяти-ем – 2001», а затем – и в офисе компании, посещение представителями завода одного из машиностроитель-ных предприятий, на котором используется система. В результате всестороннего анализа различных вари-антов, оценки функциональности систем, соотноше-

ния цена-качество, квалификации отдела внедрения, наш выбор остановился на корпоративной системе управления предприятием «GrossBee XXI».

Подготовка к внедрению системыСуществующая система учета разрабатывалась

несколько 10-летий и в ней было реализовано мно-жество решений, учитывающих особенности наше-го предприятия. Она полностью удовлетворяла тре-бования пользователей, работающих с ней и возника-ли большие сомнения в том, что какая-то другая си-стема сможет эффективно заменить ее без каких либо потерь. Тем не менее, руководство и собственники нашего предприятия не сомневались в том, что для дальнейшего развития необходимо внедрение совре-менной системы управления, которая не только ре-шит все текущие потребности, но и выведет предпри-ятие на принципиально новый уровень учета и управ-ления. При составлении технического задания были учтены все необходимые функции (выходные фор-мы, оптимальный интерфейс ввода и представления информации и т.д.), которыми должна быть оснаще-на новая система. Также учитывались и рекоменда-ции специалистов компании GrossBee по изменениям методологии учета на предприятии, например, было предложено ведение пооперационного учета произ-водственной деятельности. Уже на тот момент си-стема «GrossBee XXI» была готова к решению задач управления предприятием. Однако поэтапное внедре-ние системы признали наиболее оптимальным. Зада-чей первого этапа была смена существующей систе-мы, которая полностью покрывала учет хозяйствен-ной деятельности предприятия. Принятие решения о дальнейшем внедрении системы на предприятии за-висело от результатов этого этапа.

Первый этап – автоматизация учетаВыполнению первого этапа предшествовало

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3120


предварительное обследование предприятия, прове-денное специалистами фирмы «GrossBee». Особое внимание было уделено процессам подготовки про-изводства и пооперационного учета в цехах.

Автоматизация подготовки производстваНа момент внедрения системы по результатам об-

следования предприятия было выявлено, что инфор-мация о нормах и описание технологических про-цессов изготовления продукции морально устаре-ли. Нормы на основную продукцию были усредне-ны по диапазонам длин. Также не учитывались до-полнительные характеристики (марка стали, проч-ность, профиль основного материала и т.д.), от ко-торых зависели нормы расходов металла и отходов, технологический процесс и потребность в инстру-менте и оснастке. По рекомендациям специалистов компании GrossBee, был проведен полный пере-смотр нормативно-технологической базы основного, инструментального и ремонтно-механического про-изводств. Специалисты отдела технологов выполни-ли огромный объем работ по уточнению этих данных, а специалисты компании GrossBee, в свою очередь, разработали структуры данных технологического процесса, позволяющих максимально точно отразить все особенности нашего производства, минимизиро-вав при этом объем вводимой информации. Внедре-ние блока автоматизации подготовки производства заняло около 6-ти месяцев. По завершению этого пе-риода мы получили заполненные структуры данных с описанием наших норм и технологических процес-сов, а также оперативный расчет плановых калькуля-ций на продукцию основного, инструментального и ремонтно-механического производств.

Пооперационный учет производстваСпециалистами компании GrossBee было предло-

жено внедрить пооперационный фактический учет в производстве. У нас возникли сомнения насчет воз-можности ведения пооперационного учета на нашем предприятии. Особенно это касалось инструменталь-ного и ремонтно-механического производств, с боль-шим объемом несерийной продукции, увеличиваю-щимся с каждым годом.

Специалисты компании GrossBee убедили нас в том, что это возможно даже без увеличения штата операторов системы. Для начала мы опробовали ме-тодику пооперационного учета на основном произ-водстве. Как результат - получение максимально точ-ной информации о незавершенном производстве на любой момент времени, автоматический расчет фак-тической себестоимости по всем видам продукции. После того, как сомнения в правильности выбранной методики отпали, был автоматизирован самый слож-ный производственный участок – инструментально-механический цех. Благодаря внедрению поопера-ционного учета в производстве, мы получили пол-ностью прозрачную информацию о структуре произ-водственных затрат на любой вид продукции.

Итоговые результаты первого этапа внедре-ния системы

Выполнение первого этапа внедрения системы за-

няло около 18 месяцев. Учет хозяйственной деятель-ности предприятия был полностью переведен в но-вую систему (100 рабочих мест). Хотелось бы отме-тить, что благодаря большому опыту специалистов компании GrossBee, все решения задач по автоматиза-ции учета предприятия делались с прицелом на даль-нейшие работы по автоматизации управления пред-приятием. Результаты работ первого этапа использо-вались при дальнейшем развитии проекта, при этом первоначальные решения практически не переделы-вались. Пользователи системы, руководство предпри-ятия и его собственники остались полностью удо-влетворены достигнутым результатом, и было приня-то решение о продолжении данного проекта.

Планирование себестоимости выпуска про-дукции

На момент внедрения системы «GrossBee XXI», на нашем предприятии планирование себестоимости основной продукции выполнялось раз в квартал. Это было связано с тем, что плановый отдел на существу-ющей системе выполнял подготовку плана с боль-шим запаздыванием, и помесячное планирование не имело смысла. Как следствие, фактические и запла-нированные результаты сильно отличались. В усло-виях постоянной конкуренции на рынке нам требо-валось иметь более точную и оперативную инфор-мацию о себестоимости основной продукции. Было принято решение об автоматизации процессов расче-та плановой себестоимости в рамках системы управ-ления предприятием «GrossBee XXI».

Хотелось бы отметить, что постановка задачи к модулю планирования себестоимости выпуска про-дукции была полностью выполнена силами специа-листов планового отдела нашего предприятия. Спе-циалисты компании GrossBee реализовали данный проект согласно нашему техническому заданию. Не-смотря на это, проект выполнен также успешно, как и предыдущий, что свидетельствует о том, что в про-цессе внедрения первого этапа проекта наши специа-листы существенно повысили свой уровень в области автоматизации управления предприятием.

Специалистами компании GrossBee были разра-ботаны удобные формы настройки правил отбора ин-формации из операционных бюджетов и точные ме-ханизмы расчета плановой себестоимости основной продукции, а также межцеховых услуг. По заверше-нии проекта мы получили возможность планирова-ния себестоимости выпуска продукции на момент на-ступления планируемого периода, и впоследствии до-бились минимальных отклонений фактической и пла-новой себестоимости готовой продукции.

Пооперационное планирование производства, сдачи и отгрузки готовой продукции

Следующим серьезным шагом в автоматизации управления предприятием стало решение задач пла-нирования и контроля выполнения производства, сда-чи и отгрузки готовой продукции. Эти задачи были направлены на оптимизацию использования произ-водственных мощностей, а также на повышение уров-ня обслуживания конечного потребителя, а именно на

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 121


своевременное и четкое выполнение взятых на себя обязательств. Реализация этого проекта осуществля-лась в три последовательных этапа.

Пооперационное планирование производстваНа момент внедрения модуля пооперационного

планирования производства в системе уже присут-ствовала вся необходимая исходная информация:

· производственная программа – спецификация на производство согласно спецификации продаж (заявки потребителей + план складских запасов);

· описание техпроцессов изготовления готовой продукции – маршрут изделия с информацией о тру-доемкости выполняемых операций, времени перена-ладок, используемого основанного и вспомогательно-го оборудования и т.д.;

· планы текущих и капитальных ремонтов основ-ного и вспомогательного оборудования.

Перед планово-диспетчерским отделом была по-ставлена задача подготовки посуточного графика вы-полнения производственных операций, а также опе-ративная его корректировка при отклонении от вы-бранного плана. Система «GrossBee» предоставила возможность автоматического формирования данно-го графика, а также оперативный контроль допусти-мости его выполнения с учетом свободных ресурсов оборудования, материалов и исполнителей при его ручной корректировке. Также был автоматизирован процесс формирования сменных заданий на ближай-шие сутки. В результате внедрения данного проекта сократился до минимума простой основного и вспо-могательного оборудования и, как следствие, увели-чились объемы производства. Также появилась воз-можность повысить оперативность принятия внепла-новых заявок от потребителей и оценки возможности их выполнения.

Планирование сдачи готовой продукцииСледующим этапом стала автоматизация процес-

са посуточного планирования упаковки и сдачи гото-вой продукции. Автоматизация данного процесса за-ключалась в построении графика сдачи готовой про-дукции. Для этого использовалась следующая исхо-дная информация:

· график производства готовой продукции;· нормативы на трудоемкость операций упаков-

ки готовой продукции, исходя из вида тары и параме-тров описания готовой продукции;

· ресурсы исполнителей (количество бригад, ко-личество часов работы в сутки и т.д.).

Система «GrossBee» предоставила возможность автоматического формирования графика сдачи гото-вой продукции, а также оперативный контроль допу-стимости его выполнения с учетом свободных ресур-сов исполнителей и опережения графика производ-ства (рис. 1). В результате внедрения данного проекта сократился до минимума простой исполнителей, за-нимающихся упаковкой готовой продукции. Сотруд-ники отдела сбыта получили доступ к информации не только о текущих остатках готовой продукции на складе, но и о планах на ее поступление. Внедрение данного проекта позволило нам приступить к авто-

матизации процесса планирования отгрузок готовой продукции.

Планирование отгрузки готовой продукцииПосле того, как в системе появился календарный

график сдачи готовой продукции, были реализова-ны последние элементы планирования, замыкающие плановый цикл, такие как:

· функция согласования заявок потребителей на продукцию с производственным отделом.

· календарный план (график) отгрузки продукции. Функция согласования заявок потребителей по-

зволяет оценить возможность отгрузки заказанной продукции с учетом планируемых свободных остат-ков, а также с учетом возможностей производства. В случае невозможности полного удовлетворения всех заявок система может автоматически выполнить от-клонение части заявок в соответствии с заложенными правилами (например, учитывая приоритеты потре-бителей и (или) цены, по которым они покупают про-дукцию предприятия). Итогом работы этого функци-онала являются спецификации потребителей, доку-менты, отражающие согласованные планы отгрузки продукции потребителям. Далее, на основании спец-ификаций потребителей с одной стороны и графика сдачи продукции с другой, а также с учетом еще мно-жества факторов (партионности отгрузки, допусти-мых сроков отгрузки и т.д.), система GrossBee XXI строит месячный календарный план (график) отгруз-ки готовой продукции (рис. 2).

Рис. 2. Обработка дополнительных заявок в текущем периоде

Рис. 1. Составление графика отгрузки на начало месяца

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3122

АВТОМАТИЗАЦИЯНаличие такого графика позволило исключить

фактор конкуренции менеджеров за продукцию, зна-чительно уменьшить количество сбоев в работе с клиентами, а значит, в конечном счете, повысить ка-чество обслуживания клиентов.

Результаты внедрения системыВнедрение системы «GrossBee XXI» позволило

автоматизировать все основные подразделения заво-да и создать на нем единую информационную сре-ду, обеспечивающую оперативное управление в ре-альном времени. На сегодняшний момент на нашем предприятии автоматизировано:

· инструментальное производство – пооперацион-ный учет в производстве, планирование себестоимо-сти инструментов;

· ремонтно-механическое производство – поопе-рационный учет в производстве, планирование себе-стоимости изготовления и ремонта запчастей основ-ного и вспомогательного оборудования;

· основное производство – пооперационный учет в производстве, ценообразование на основании пла-новой себестоимости продукции;

· производственная бухгалтерия – учет основных средств, учет текущих и капитальных ремонтов, рас-чет фактической себестоимости основных и вспомо-гательных производств;

· материальный учет – складской учет, учет дви-жения вспомогательных материалов и основной про-дукции, распределение ТЗР, учет расчетов с постав-щиками, учет НДС и валовых расходов по операциям приобретения товаров и услуг;

· транспортный цех – учет и контроль расхода го-рючего, расчет себестоимости оказанных услуг, рас-чет сдельной заработной платы;

· общая бухгалтерия – банк и касса, подотчетные лица, учет НДС и валовых доходов по операциям про-дажи товаров и услуг, сводный бухгалтерский учет;

· договорной отдел – регистрация договоров и дополнительных соглашений, заключаемых с контр-агентами предприятия;

· финансовый отдел – отражение финансовых операций контрагентов, оперативный учет задол-женностей, проведение актов сверки с контрагента-ми, ввод дополнительных реквизитов документов по сделкам с иностранными поставщиками и покупате-лями предприятия;

· отдел сбыта – ввод документов по текущим и планируемым сделкам, в том числе заявок (долго-срочных обязательств), писем (краткосрочных обяза-тельств), счетов, нарядов, налоговых накладных , по-строения графиков отгрузки продукции;

· отдел маркетинга – формирование предвари-тельного производственного плана на готовую про-дукцию на основе анализа показателей сбыта и теку-щих обязательств перед покупателями, формирова-ние прайс-листа на готовую продукцию и сопутству-ющие услуги;

· отдел ОТИЗ – учет заработной платы и кадров, управление персоналом, построение бюджетов пря-мых и косвенных затрат на оплату труда;

· планово-диспетчерский отдел – формирование графиков производства и сдачи готовой продукции, формирование сменных заданий, оперативный кон-троль выполнения графиков и их корректировка в случае отклонений;

· планово-экономический отдел – расчет плано-вой рентабельности предприятия, формирование пла-новых калькуляций.

Компания GrossBee предоставила нам открытый код системы и обучила специалистов ИВЦ. Это по-зволило нам внедрять собственные проекты, исполь-зуя мощный базовый функционал системы и опера-тивно обслуживать систему на нашем предприятии.

На сегодняшний день уровень управления пред-приятием ОАО «Дружковский метизный завод» мак-симально приближен к высоким европейским стан-дартам, несмотря на работу в условиях реалий Укра-инского рынка.


Вниманию подписчиков!

На сайте ДП «Преса» www.presa.ua размещены прайс-листы изданий Украины для подписчиков стран СНГ и дальнего зарубежья. Возможна Интернет-услуга on-line подписка на журнал «Металлургическая и горнорудная промышленность» для читателей любой страны.

ДП «Пресса», ул. Петрозаводская, 2-а, г. Киев, 03999телефоны международного отдела (044)-248-78-12; 289-06-48e-mail: [email protected]

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 123

АВТОМАТИЗАЦИЯУДК 669.162.21 Любин А.Е. /к.т.н./, Шульман З.А. /к.т.н./Корпорация «Промстальконструкция»

Диагностика техническогосостояния кожуха доменной печи

© Любин А.Е., Шульман З.А., 2010 г.

Статья посвящена вопросу разработки системы оценки фактического напряженно-деформированного состояния кожухов доменных печей (ДП) № 9 объемом 5000 м3 и № 8 объемом 2700 м3 ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог». Система построена на базе программно – технического комплекса, обеспечивающего непрерывное дистанционное автоматизированное измерение выходных сигналов установленных на кожухе датчиков деформаций (напряжений) и перемещений, их обработку, обновление, представление и передачу накопленной информации по запросу в промышленную компьютерную сеть АСУТП ДП для последующего анализа. Сделан вывод о целесообразности применения подобных систем на вводимых в эксплуатацию доменных печах и воздухонагревателях.

Ключевые слова: диагностика технического состояния, доменная печь, программно-технический комплекс, АСУТП

The paper is devoted to developing the system of estimation of actual stressed-deformed condition of jacket of blast-furnace No. 9 with capacity 5000 m3 and No. 8 with capacity 2700 m3 at JSC “ArselorMittal Kryvyy Rih”. The system is based on software and hardware complex ensuring continuous remote automated measurement of output signals from strain gauges (voltages), their processing, maintenance and data transfer to the industrial data-processing network of PCS for the subsequent analysis. Expediency of using similar systems on blast furnaces and stoves put in operation is concluded.

Keywords: diagnostic of technical condition, blast furnace, software and hardware complex, PCS


Основным критерием, определяющим общую надежность конструкций доменной печи и, связан-ную с ней, эффективность доменного производства является прочность кожуха печи во всех периодах ее действия – от пусковой раздувки до выхода на задан-ный режим работы и многолетней эксплуатации. Во время работы кожух доменной печи испытывает воз-действие высоких, переменных во времени и нерав-номерно распределенных температур, давление про-дуктов плавки, газов, шихты, истирания и химиче-ских воздействий продуктов плавки.

Эти факторы в различных комбинациях вызыва-ют в кожухе печи, являющийся одной из самых от-ветственных конструкций доменного комплекса, вы-сокий уровень механических напряжений, которые при непредусмотренных технологией режимах экс-плуатации могут привести к нарушению целостности кожуха и, в ряде случаев, снижению запасов или по-лной потере прочности.

Учитывая, что параметрами, оказывающими ре-шающее влияние на прочностные характеристи-ки кожуха, являются действующие в нем механиче-ские напряжения и температура поверхности, инфор-мация об их фактических значениях дает возмож-ность анализировать техническое состояние кожу-ха и вести технологический процесс с оптимальны-ми на него силовыми воздействиями. Систематиче-ский контроль этих параметров направлен на обеспе-чение длительной, надежной эксплуатации сооруже-ния, а также своевременное выявление возможности возникновения опасных состояний и аварийных си-туаций.

Кроме того, что не менее важно, такой контроль

способствует выводу печи на стабильный режим ра-боты с минимальными начальными механическими напряжениями в кожухе и футеровке, т.к. при зафик-сированном высоком уровне напряжений в кожухе можно корректировать график раздувки печи, что по-зволяет за счет задержки подъема параметров задув-ки дать возможность «срабатывания» компенсацион-ным материалам в технологических зазорах и про-кладкам и, тем самым, снизить давление кладки на кожух.

Применяемый на ряде печей, в основном при пу-сковой раздувке, эпизоди ческий контроль напряже-ний имеет ряд существенных недостатков, которые ограничивают возможность получения непрерывной длительной информации о состоянии кожуха. При та-ком контроле применяются средства контроля с ви-зуальным методом непосредственного отсчета ре-зультатов измерений, что связано с необходимостью работы персонала в газоопасных зонах и с возмож-ной вероятностью ошибки при снятии отсчетов. Эпи-зодический контроль и применяемые методы и сред-ства измерений не дают возможности создания на их основе автоматизиро ванной системы длительного по-лучения непрерывной информации об измеряемых параметрах в процессе эксплуатации доменной печи.

Первая попытка создания автоматизированной системы дистанционного контроля напряженного со-стояния кожуха печи была предпринята в 1974 г. при строительстве ДП № 9 объемом 5000 м3. Система раз-работана в институте ЦНИПроектстальконструкция (Москва) с участием авторов настоящей статьи, смон-тирована на кожухе до ввода печи в эксплуатацию и функционировала только в период ее раздувки. Одна-ко, уже в первый период эксплуатации печи система,

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3124

АВТОМАТИЗАЦИЯк сожалению, вышла из строя. Причиной этого яви-лось примененная при ее проектировании элемент-ная база, нестабильные во времени тензорезисторные датчики деформации, а также способы их защиты, не отвечающие условиям эксплуатации доменной печи. Еще одним недостатком данной системы явилось то, что напряжения в кожухе измерялись тензорезистора-ми базой 20 мм, «собирающие» деформацию кожуха на относительно малой длине достаточно большого диаметра кожуха.

Учитывая потребность в контроле состояния ко-жуха уникального технологического агрегата, каким является ДП № 9, Корпорацией «Промстальконструк-ция» (Днепропетровск, Украина) по заданию и при участии ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог» в 2003 г. была создана и разработан проект автоматизирован-ной системы технической диагностики и длитель-ного мониторинга напряженно – деформированного состояния кожуха печи при ее раздувке и в процес-се эксплуатации. В том же году при капитальном ре-монте первого разряда такой системой была оснаще-на ДП № 9, а в 2006 г. ДП № 8 объемом 2700 м3 это-го предприятия.

Система построена на базе программно – техни-ческого комплекса, обеспечивающего непрерывное дистанционное автоматическое измерение выходных сигналов установленных на кожухе датчиков дефор-маций (напряжений) и перемещений, их обработку, обновление, представление и передачу накопленной информации по запросу в промышленную компью-терную сеть АСУТП ДП для последующего анализа и принятия решений о режиме дальнейшего ведения режима работы агрегата.

В основу программно-диагностического комплек-са положен частотный метод измерений и передачи сигналов первичных преобразователей (датчиков). Этот метод обладает повышенной помехоустойчиво-стью, в том числе при достаточно длинных линиях связи, что особенно важно для надежной работы Си-стемы в эксплуатационных условиях работы домен-ной печи.

Для системы применены датчики деформаций со струнным измерительным преобразователем и ча-стотным выходным сигналом. Они обеспечивают дистанционный контроль измеряемых параметров и обладают высокой стабильностью и надежностью в работе. Принцип действия струнного преобразовате-ля основан на изменении собственной частоты попе-речных колебаний стальной струны, получившей уд-линение, адекватное напряжениям в кожухе на изме-ряемом участке. Датчики защищены от окружающей среды специальным защитным устройством и, та-ким образом, находятся в одном температурном поле с кожухом печи. Следовательно, при равенстве ко-эффициентов температурного расширения материа-лов кожуха и струны, датчики деформаций являются температурно-компенсированными.

Датчики устанавливались на представительских участках, позволяющих судить об общем напряжен-но–деформированном состоянии кожуха печи. В ка-

честве таких участков были приняты лещадь, горн и фурменная зона печи. В каждом участке в шести точ-ках измерений, равномерно расположенных по сече-нию кожуха, смонтировано по 12 датчиков для изме-рений кольцевых и 12 меридиональных напряжений. На тех же участках смонтированы поверхностные термопары для контроля температуры кожуха.

Отдельно на одном уровне с датчиками дефор-маций установлены датчики общих радиальных пе-ремещений кожуха печи, фиксирующие деформации поперечного сечения контура кожуха и позволяющие сопоставить эти величины с результатами показаний преобразователей.

Технические характеристики измерительных пре-образователей обеспечивают измерение и долговре-менный контроль механических напряжений кожу-ха в диапазоне – 50…+500 МПа при температуре его наружной поверхности до 100 °С и перемещений до 20 мм при температуре окружающей среды до 70 °С. База измерений деформаций кожуха 400 мм.

Сбор и первичная обработка информации, посту-пающей от датчиков деформаций и перемещений, осуществляется в автоматическом режиме непрерыв-но или по запросу оператора многоканальным про-граммируемым терминалом (МПТ), разработанным на основе промышленного микроконтроллера. Тер-минал работает под управлением центрального ком-пьютера АСУТП ДП и обеспечивает ввод и запоми-нание результатов измерений по введенной в него программе. Кроме того, терминал обеспечивает ди-агностику основных узлов Системы, состояние ли-ний подключений и исправность преобразователей на основе анализа разброса их показаний. По коман-де центрального компьютера в текущий момент вре-мени терминал опрашивает в определенной последо-вательности все струнные преобразователи и пере-дает данные текущего опроса. Время опроса одного датчика 4 с, режим работы – круглосуточный, непре-рывный.

В системе предусмотрена двухуровневая систе-ма сбора, обработки, анализа, представления и архи-вирования информации, поступающей от датчиков, регистрирующих параметры работы кожуха печи. На первом уровне осуществляется опрос датчиков, пре-образование выходных сигналов в измеряемые ве-личины, формирование и отображение в табличной форме базы данных. Операции первого уровня вы-полняются многоканальным программируемым тер-миналом. На втором уровне осуществляются:

- представление в виде удобном для последую-щего анализа и принятия решений данных измере-ний перемещений и деформаций кожуха, температу-ры его поверхности и отходящей от холодильников воды, других заданных параметров, характеризую-щих состояние кожуха печи;

- анализ полученных данных путем сравнения ре-зультатов измерений с предельными расчетными или опытными величинами, превышение которых может привести к нештатным ситуациям в работе печи;

- формирование предупреждающих сигналов,

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 125

АВТОМАТИЗАЦИЯопасных, с точки зрения превышения напряжений в кожухе при следующих уровнях предельного состо-яния:

а) напряжения близки, но не достигают предель-ных величин;

б) напряжения в кожухе достигли предельных ве-личин;

в) напряжения в кожухе превзошли предельные значения на величину, вызывающую опасения за прочность кожуха и нормальную эксплуатацию печи;

- архивирование данных измерений и, в обобщен-ной форме, результатов долговременного контроля.

Работа системы второго уровня осуществляет-ся по специально разработанных Корпорацией «Про-мстальконструкция» математического обеспечения и программы ЭВМ, входящей в качестве подсистемы «АС Диагностика кожуха» в АСУТП ДП № 9 и № 8.

Данные измерений представляются в таблично – графической форме, отображающей для каждой зоны контроля: схему расположения датчиков, дату, время и номер сеанса связи, результаты измерений кольце-вых и меридиональных напряжений, пороговые (пре-дельные) величины напряжений и технологические параметры работы печи. В этом же окне отобража-ются эпюры главных напряжений в данном сечении кожуха печи и их величины в направлении кольце-вых деформаций. Изменения во времени максималь-ных величин нормальных напряжений по всем зонам контроля, начиная с пусковой раздувки, приводятся в виде графиков, постоянно обновляемых после каждо-го сеанса связи. Здесь же в цвете маркируются значе-ния максимальных напряжений, измеренных на каж-дом контролируемом участке кожуха печи.

Критерием оценки состояния кожуха печи в про-цессе эксплуатации является соотношение уровня измеренных напряжений и их предельных значений (пороговых), соответствующих величине расчетно-го сопротивления материала кожуха, равного преде-лу текучести металла с учетом коэффициента надеж-ности по материалу. Учитывая это при назначении пороговых величин состояния кожуха печи исходи-ли из следующих критериев оценки его напряженно-деформированного состояния:

- предела текучести и, соответствующего ему, расчетного сопротивления материала кожуха, опре-деляющего его механическую прочность;

- предельных деформаций кожуха;- возможной предельной температуры поверхно-

сти кожуха.Учитывая неравномерность распределения на-

пряжений в кожухе, преобладание нестационарных технологических процессов доменной плавки и труд-ности формализации нагрузок, в качестве критерия, характеризующего максимально возможное напря-женное состояние кожуха, принято достижение коль-цевыми и меридиональными напряжениями приве-денных предельных пороговых значений.

В период эксплуатации было выделено три уров-ня указанных критериев, характеризующих механи-ческую прочность кожуха и дающих общую оцен-

ку состояния доменной печи. Считая распределение внутреннего давления от всех действующих компо-нентов нагрузки равномерным и, принимая на основа-нии расчетных предпосылок и результатов измерений, отношение кольцевых напряжений к меридиональным равным 2:1, определены величины пороговых значе-ний предельных приведенных напряжений σпр .

Для ДП № 9 величины этих напряжений состав-ляют:

- для первого уровня пороговых значений, харак-теризующего нормальное состояние кожуха печи, σпр ≤ 290 МПа;

- для второго уровня, характеризующего превы-шение измеренными напряжениями максимальных значений первого уровня, σпр 335 ≤ σк ≤410;

- для третьего уровня, характеризующего дости-жение измеренными напряжениями максимально до-пустимых напряжений, σпр ≥ 410 МПа .

Принятые в системе численные величины σпр учи-тывают взаимодействие этих напряжений по энерге-тической теории прочности, с наиболее соответству-ющей стали, имеющей площадку текучести.

Для оценки общих радиальных деформаций пре-дельные расчетные величины перемещения кожуха (увеличение диаметра) ДП № 9 составят: для пер-вого уровня пороговых значений ∆D ≤ 15,44, для вто-рого уровня 15,44 ≤ ∆D ≤ 18,9, для третьего уровня ∆D ≥ 18,9 мм.

Расчетные предпосылки и критерии оценки уров-ня напряженно-деформированного состояния кожуха определены в предположении температуры его по-верхности, не превышающей 100 °С.

Анализ результатов длительных измерений напряженно-деформированного состояния кожухов печей показал, что изменения во времени напряже-ний в кожухе ДП № 9 и № 8 в течение первых двух лет работы системы идентичны. Их уровень в период раздувки растет и через 30-40 суток после ее начала достигает 80-90 МПа в кожухе ДП № 9 и 60-75 МПа – ДП № 8. После истечения этого срока и до выхода на заданный режим работы печи напряжения стаби-лизируются и в дальнейшем, по мере выгорания фу-теровки, медленно повышаются. К концу двухлетне-го периода эксплуатации уровень напряжений достиг 150 МПа и 135 МПа в печи № 9 и № 8 соответствен-но. За этот период зафиксированы также всплески на-пряжений, вызванные перегревом отдельных зон кон-троля, что было подтверждено результатами осмотра и измерений температуры кожуха в местах установки датчиков деформаций.

ЗаключениеРазработанная Корпорацией «Промсталькон-

струкция» автоматизированная система технической диагностики и длительного мониторинга напряжен-но – деформированного состояния кожухов ДП ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог» функционировала на ДП № 9 более 5 лет. На ДП № 8 она функционирует с 2006 г. Существенных сбоев в работе системы не на-блюдалось.

Установка системы на доменных печах дала воз-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3126


можность произвести их раздувку после капиталь-ных ремонтов и вести эксплуатацию под контролем (мониторингом) напряженно-деформированного со-стояния кожуха, постоянно получать и хранить ин-формацию об этих параметрах и принимать возмож-ные меры по исключению «пиковых» напряжений и связанных с ними нештатных ситуаций.

Эксплуатация системы показала, что принятые при ее разработке и проектировании технические ре-шения, методы и средства измерений отвечают тре-бованиям ДСТУ Б В.2.6-25-2003 к автоматизирован-

ным системам технической диагностики строитель-ных конструкций.

Учитывая опыт эксплуатации разработанной ди-агностической системы и важность полученных ре-зультатов, с целью обеспечения промышленной безо-пасности кожухов доменных агрегатов, следует счи-тать целесообразным установку таких систем на вво-димые в эксплуатацию доменные печи и воздухона-греватели.


УДК 669.162.21-52 Муравьева И.Г. /к.т.н./ИЧМ НАН Украины

Новые возможности автоматизированного контроля и управления ходом доменной печи

© Муравьева И.Г., 2010 г.

Показаны новые возможности использования информации о параметрах поверхности засыпи шихты, получаемой с помощью стационарно установленной системы. Приведены разработанные в ИЧМ методы расчета параметров, характеризующих состояние поверхности засыпи шихты, а

также новые способы контроля, прогноза и управления ходом доменной печи на основе получаемой профилемером информации. Ил. 1. Библиогр.: 8 назв.

Ключевые слова: радиолокационная система измерения профиля поверхности засыпи ших-ты, методы расчета параметров состояния поверхности засыпи, способы контроля, прогноза и управления

The new possibilities of using information about charge surface parameters received by means of fi xed system are shown. Developed by Iron & Steel Institute methods of calculation of parameters that characterize the charge surface condition and new methods of forecasting and control of blast furnace operation on the basis of obtained information are presented in the paper.

Keywords: radar system of measuring charge surface contour, methods of calculation of charge surface condition parameters, control and forecast methods

Наука

Современное состояние вопроса и постановка задачи

Анализ литературных данных показал, что в СССР и зарубежных странах в течение многих лет проводились исследования различных профилеме-ров, однако эффективность их использования для контроля и управления работой доменных печей еще недостаточна [1]. Получаемая с помощью установ-ленных на доменных печах профилемеров информа-ция, главным образом, служит для настройки матема-тических моделей распределения шихты на колошни-ке, которые используются в составе экспертных си-стем управления доменной плавкой. Сведения об ис-пользовании информации профилемеров для опера-тивного, а тем более автоматизированного управле-ния доменной плавкой отсутствуют.

В 2003 г. на ДП № 9 объемом 5000 м3 НМетАУ и ООО «НИИ ММ» была установлена оригиналь-ная система измерения профиля поверхности засыпи шихты [2]. Созданию системы предшествовала разра-

ботка ИЧМ технологического задания на ее установ-ку, что было реализовано совместно с персоналом до-менного цеха № 2 [3]. В течение шести лет с момен-та установки этой системы сотрудниками ИЧМ вы-полнен большой объем теоретических и эксперимен-тальных исследований, позволивших получить новые научные знания о процессах, происходящих не толь-ко на поверхности засыпи, но и в доменной печи. Это открыло новые возможности использования инфор-мации о параметрах поверхности засыпи шихты для контроля и управления ходом доменной печи.

Изложение основных материалов исследова-ния

Для эффективного использования получаемой информации на основе результатов многолетних ис-следований с помощью стационарной системы осо-бенностей формирования поверхности засыпи ших-ты на колошнике разработаны специальные методы расчета характеризующих ее состояние параметров. Так, метод определения профиля поверхности засы-пи, в дополнение к полученным в результате изме-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 127


рений с помощью радиолокационной системы точ-кам поверхности засыпи, включает расчет положе-ния центральной точки профиля поверхности засы-пи. Полученные по результатам измерений слои, об-разованные за цикл загрузки печи, корректируются с учетом массы фактически выгруженных порций в цикле загрузки, а также с учетом перераспределения кокса к осевой зоне сечения колошника при выгрузке на него железосодержащих компонентов шихты. Для этого, на основе информации, полученной с помо-щью системы измерения профиля поверхности засы-пи шихты, разработан метод определения объема вы-тесненного кокса по направлению к осевой зоне сече-ния колошника при выгрузке на него железосодержа-щих компонентов шихты [4]. На основе установлен-ного различного характера поведения поверхности засыпи шихтовых материалов в промежутках между выгрузкой их порций, обусловленного перераспреде-лением материалов по поверхности и образованием взвешенного слоя разработан метод определения ско-ростей опускания шихтовых материалов в различных зонах сечения колошника [5].

Большой объем исследований был выполнен по определению показателя распределения шихтовых материалов на колошнике печи с помощью инфор-мации профилемера. Известно, что основным пока-зателем, характеризующим распределение шихто-вых материалов и газового потока по радиусу сече-ния колошника, является величина рудной нагрузки в равновеликих кольцевых зонах радиуса [6]. Значе-

ние рудной нагрузки определяется отношением масс железосодержащих компонентов и кокса. Масса вы-груженных за цикл загрузки железосодержащих ма-териалов и кокса определена программой загрузки, а распределение толщин слоев зависит как от объе-ма образованных слоев, так и насыпного веса выгру-жаемых материалов. Если первая составляющая масс – толщина слоя материала может быть определена с помощью установленного на печи профилемера, т.к. объем выгруженного материала может быть выражен произведением hi · Si (hi – толщина слоя, Si – площадь зоны сечения колошника), то вторая – насыпной вес является неизвестной величиной в связи с тем, что при выгрузке шихты распределителем загрузочного устройства шихта уплотняется и ее насыпной вес из-меняется, кроме того, в зависимости от угла накло-на лотка и профиля засыпи шихты. Разработан метод, согласно которому показатели распределения шихты по радиусу колошника рассчитываются в долях от об-щей рудной нагрузки (РНотн) пропорционально изме-нению отношения высот слоев железосодержащих материалов и кокса (Нжсм/Нк).

Разработанные методы расчета параметров по-верхности засыпи шихты положены в основу инфор-мационной системы расчета и отображения инфор-мации, полученной с помощью радиолокационно-го профилемера, которая реализована в составе АСУ ДП № 9. Достоверность методов подтверждена опы-том эксплуатации радиолокационной системы на ДП № 9 «АрселорМиттал Кривой Рог».

Рисунок. Видеокадр проекта компьютерной системы поддержки принятия технологических решений

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3128


Получаемая системой измерения профиля по-верхности засыпи шихты с использованием разрабо-танных методов информация позволила разработать ряд способов контроля не только формирования по-верхности засыпи, но и косвенного определения про-исходящих в печи процессов. Разработан метод опре-деления положения пластичной зоны в доменной печи, а также приемы оценки газодинамического ре-жима работы доменной печи с использованием пока-зателей стабильности опускания шихтовых материа-лов в различных зонах сечения колошника.

Оценка изменения теплового состояния домен-ной печи является одной из основных задач ведения процесса плавки. Основным параметром, с помощью которого оперативно оценивают изменение теплово-го состояния печи, является содержание кремния в чугуне на выпуске из доменной печи. В ИЧМ разра-ботан метод прогнозирования содержания кремния в чугуне, основанный на установленных взаимосвязях скоростей опускания шихты в осевой зоне печи с со-держанием кремния в чугуне на выпусках [7]. Метод позволяет прогнозировать содержание кремния в чу-гуне за 2–3 ч до выпуска его из печи. На основе пред-ложенного метода разработана и внедрена в составе АСУ ДП № 9 подсистема прогнозирования содержа-ния кремния в чугуне на выпусках.

В составе АСУ загрузкой ДП № 9 реализован способ управления окружным распределением ших-товых материалов на колошнике доменной печи с ис-пользованием информации профилемера, использо-вание которого позволило обеспечить равномерное распределение шихты и газового потока по окружно-сти печи, оцениваемое по равномерности распреде-ления температур колошникового газа и газа на пе-риферии, а также уменьшить удельный расход кокса. Способ управления окружным распределением ших-товых материалов на колошнике доменной печи, обе-спечивает изменение объема шихтовых материалов или рудной нагрузки в заданном секторе по окружно-сти колошника и позволяет оперативно выравнивать неравномерность окружного распределения шихты созданием направленной (компенсационной) нерав-номерности.

С помощью радиолокационного профилемера выполнена оценка влияния существующих приемов управления окружным распределением шихты на формирование поверхности засыпи и характер рас-пределения скоростей ее опускания. Подтверждено влияние смены вида шихтовых материалов в бунке-рах БЗУ и направления вращения лоткового распре-делителя шихты на формирование профиля засыпи и расположение зон с более плотной укладкой ших-ты, характеризующихся пониженной газопроницае-мостью. В отличие от расчетных методов, с помощью которых определяется положение зон с пониженной газопроницаемостью для условий выгрузки потока материалов, профилемер позволяет более достовер-но определить положение зон, сформированных в ре-зультате выгрузки железосодержащих компонентов и кокса. Подтверждено положительное влияние попар-

ного смещения начала выгрузки шихтовых материа-лов из бункеров БЗУ по гаражным положениям лот-кового распределителя на выравнивание окружной неравномерности.

Совершенствование методов расчета и представ-ления информации о параметрах поверхности засыпи шихты позволило к настоящему времени приступить к выполнению исследований, направленных на уста-новление особенностей формирования поверхности засыпи шихты в процессе последовательно выгружа-емых порций шихтовых материалов в цикле загруз-ки, а также к разработке способов управления ходом печи с использованием информации профилемера.

Научный и практический интерес представля-ет впервые выполненный комплекс эксперименталь-ных исследований движения шихтовых материалов в шахте ДП № 9 ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог» в процессе ее выдувки с помощью стационарно уста-новленной системы измерения профиля поверхности засыпи шихты. Для успешного проведения выдувки необходимо обеспечить непрерывный контроль теку-щего уровня засыпи и скорости опускания поверхно-сти шихтовых материалов, характеризующих согла-сование дутьевого и температурного режимов. Наи-более опасной является ситуация, когда при выдув-ке печи нарушается баланс между весом столба ших-ты и напором дутья. Установленные на доменных пе-чах традиционные средства контроля уровня засыпи – электромеханические зонды, позволяют контроли-ровать положение опускающейся поверхности ших-ты до уровня 4,0-5,0 м. Ниже 5,0 м остаточный объ-ем шихтовых материалов и уровень их поверхности в доменной печи определяют трудоемким и недоста-точно оперативным способом ручного зондирования грузом на тросе. При этом текущий контроль пара-метров, характеризующих опускание шихты, опера-тивное определение и прогноз подвисаний и обрывов шихты, а также соответствующая своевременная кор-ректировка дутьевых и тепловых параметров весьма затруднительны. Слежение за опусканием поверхно-сти засыпи шихты при выдувке ДП № 9 осуществля-лось дважды. Первый раз - в процессе выдувки печи на капитальный ремонт 1-го разряда в 2003 г., когда уровень засыпи контролировался одним радиолока-ционным измерителем уровня, установленным на ку-поле печи, и обеспечившим измерение расстояния до поверхности засыпи шихтовых материалов и скоро-сти ее опускания на глубину 30 м. В процессе выдув-ки своевременное выявление подстоя шихты позво-лило определить причину резкого увеличения содер-жания водорода в составе шахтных газов и оператив-но отреагировать на это возмущение путем корректи-ровки количества воды и уменьшением расхода ду-тья, подаваемых в доменную печь [8]. Второй раз сле-жение за опусканием поверхности засыпи шихты в шахте ДП № 9 было выполнено во время ее выдувки 07.11.08 г. на длительную остановку. Опускание по-верхности засыпи шихты до достижения ею уровня 9,0 м контролировалось всеми радиолокационными измерителями системы. Контроль опускания поверх-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 129


ности засыпи шихтовых материалов ниже 9 м осу-ществлялся с помощью двух измерителей, позволяю-щих измерять уровень засыпи до отметки 30 м. Таким образом, результаты применения радиолокационного способа контроля уровня засыпи шихты при выдувке печи позволили определить еще одно из направлений использования стационарных систем измерения про-филя поверхности засыпи шихты для обеспечения безопасной и эффективной выдувки доменных печей.

Перспективы использования информации про-филемеров для принятия обоснованных управляю-щих воздействий на ход доменной плавки с целью минимизации энергозатрат на выплавку чугуна от-крываются на доменных печах, в составе АСУ кото-рых реализованы автоматизированные системы рас-пределения дутья и природного газа по фурмам, кон-троля разгара и теплового состояния металлоприем-ника, контроля и прогноза шлакового режима. Таки-ми объектами являются ДП № 9 и 8 ОАО «Арселор-Миттал Кривой Рог», на которых реализованы раз-работанные ИЧМ автоматизированные системы кон-троля. На основе установления взаимосвязи параме-тров распределения шихтовых материалов, опреде-ляемых с помощью системы измерения профиля по-верхности засыпи, тепловыми нагрузками на ограж-дение печи, распределением дутья по фурмам, расхо-дом кокса и качеством готовых продуктов плавки мо-гут быть разработаны критерии стабилизации рабо-ты доменной печи. Путем интегрирования реализо-ванных в составе АСУ доменных печей автоматизи-рованных систем на основе разработанных критериев стабилизации работы печи может быть создана ори-гинальная компьютерная система поддержки приня-тия технологических решений, предназначенная для оценки состояния процесса доменной плавки, а так-же прогноза ее изменений при колебаниях топливно-сырьевых условий и требований к химическому со-ставу продуктов плавки. Разработки, направленные на создание такой системы на ДП № 9 планируется выполнить в ближайшее время. Результатом приме-нения системы будет выдача рекомендаций по кор-рекции распределения шихтовых материалов и дутья по фурмам на основе сопоставления текущих значе-ний параметров с базовыми, в качестве которых при-няты значения параметров, характерных для устойчи-вого периода работы доменной печи. Кроме того, си-стема позволит оперативно обнаруживать расстрой-ства работы доменной печи и выдавать рекомендации по их устранению.

Заключение Выполненные сотрудниками ИЧМ эксперимен-

тальные исследования с использованием установлен-ной на ДП № 9 стационарной системы измерения про-филя поверхности засыпи шихты позволили разрабо-тать новые способы контроля, прогноза и управле-ния доменной плавкой, основанные на информации о параметрах поверхности засыпи шихты. Реализация

этих способов в составе АСУ ДП № 9, как следует из анализа публикаций, не имеет аналогов в практике автоматизированного контроля и управления домен-ной плавкой. Положительные результаты эксплуата-ции на ДП № 9 системы измерения профиля поверх-ности засыпи шихты свидетельствуют о правильном выборе параметров радиолокационного профилеме-ра, конструктивных решений по установке измерите-лей и методических основ обработки и представле-ния информации. Результаты исследований являют-ся базой для дальнейшей разработки новых техноло-гических способов контроля, прогноза и управления доменной плавкой на основе информации, получае-мой стационарными системами измерения профиля поверхности засыпи.

Библиографический список1. Анализ результатов эксплуатации профилеме-ров на доменных печах / Большаков В.И., Му-равьева И.Г., Шулико С.Т., Семенов Ю.С. // Ме-таллург. и горноруд. пром-сть. - 2003. – № 4. – С. 123–127.2. Радиолокационный контроль процессов в до-менном производстве / Кукушкин О.Н., Головко В.И., Михайловский Н.В. и др. // Сб. научн. тр. ИЧМ «Фундаментальные и прикладные пробле-мы черной металлургии». - 2008. – Вып. 16. – C. 380–385.3. Большаков В.И., Муравьева И.Г. Перспективы управления ходом доменной печи с использова-нием результатов измерения профиля засыпи / / Металлург. и горноруд. пром-сть. - 2004. – № 4. – С. 81–84.4. Метод определения объема вытесненного кок-са при выгрузке на него железосодержащих ком-понентов шихты / И.Г. Муравьева, Ю.С. Семенов, Ф.М. Шутылев и др. Сб. научн. тр. ИЧМ «Фунда-ментальные и прикладные проблемы черной ме-таллургии». - 2009. – Вып. 19. – С. 80–89.5. Анализ результатов исследований скоростей опускания шихты в доменных печах / В.И. Боль-шаков, И.Г. Муравьева, Ю.С. Семенов, С.Т. Шу-лико. Сб. научн. тр. ИЧМ «Фундаментальные и прикладные проблемы черной металлургии». - 2006. – Вып. 12. – С. 109–117.6. Большаков В.И. Технология высокоэффектив-ной энергосберегающей доменной плавки. – К.: Наукова думка, 2007. – 412 с.7. Прогнозирование теплового состояния горна до-менной печи / Большаков В.И., Муравьева И.Г., Се-менов Ю.С. и др. // Сталь. - 2009. – № 5. – С. 7–9.8. Выдувка доменной печи объемом 5000 м3 на капитальный ремонт 1–го разряда / Можаренко Н.М., Шулико С.Т., Муравьева И.Г. и др. Сб. на-учн. тр. ИЧМ «Фундаментальные и прикладные проблемы черной металлургии». - 2004. – Вып. 8. – С. 130–138.


I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3130

ЭКОЛОГИЯ

УДК 669.162.2.013.7:628.1 Титкова С.А., Пиниэлле М.М., Титков Г.А.ГП «Укргипромез»

Галкин Ю.А.Научно-проектная фирма «ЭКО-ПРОЕКТ»

Разработка и опыт промышленной эксплуатациисистемы оборотного водоснабжения технологических газоочистокдоменных печей ОАО «Енакиевский металлургический завод»

© Титкова С.А., Пиниэлле М.М., Титков Г.А., Галкин Ю.А., 2010 г.

В комплексе строительства ДП № 3 ОАО «Енакиевский металлургический завод» выполнен проект очистки оборотной воды газоочистки ДП № 3, с подключением стоков газоочистки к су-ществующему блоку оборотного водоснабжения ДП № 4 и ДП № 5. Блок оборотного водоснабже-ния ДП-4,5 введен в эксплуатацию в 2007 г. Применение компактных отстойников-флокуляторов позволило разместить их в непосредственной близости от газоочисток доменных печей, что зна-чительно сократило протяженность шламовых лотков и трубопроводов подачи воды потребите-лям и разгрузить действующие очистные сооружения. Разработанный ГП «Укргипромез» и реали-зованный проект системы оборотного водоснабжения газоочисток доменных печей с использова-нием отстойников-флокуляторов ЭП-400 показал свою высокую эффективность и данная техно-логия имеет перспективу при реконструкции и новом строительстве аналогичных оборотных ци-клов. Ил. 1. Табл. 1.

Ключевые слова: доменная печь, оборотное водоснабжение, газоочистка, отстойники-флокуляторы

The project of cooling water treatment of gas cleaning of BF No. 3 with connection to the corresponding block of recycling water supply of BF No. 4 and No. 5 was implemented at JSC “Yenakievskiy Iron & Steel Works”. The block of recycling water supply of BF No. 4 and No. 5 was put in operation in 2007. Application of compact collectors-fl occulators allowed arranging them near gas-cleaning units of blast furnaces which considerably reduced the dimension of slack bins and water-supply line to consumers as well as unloading the current treatment plants. Developed by "Ukrgipromez" and implemented project of circulation water supply system of gas cleaning of blast furnaces with the use of collectors-fl occulators ЭП-400 showed the high performance. This technology is perspective at reconstruction and new construction of similar circulation cycles.

Keywords: blast furnace, circulating water supply, gas cleaning, collectors-fl occulators

Интенсивное техническое переоснащение основ-ных производств предприятий черной металлургии, в том числе и Украины, поставило новые задачи по совершенствованию их водного хозяйства:

- принципиально улучшить качество оборотной воды, подаваемой потребителю;

- повысить экологичность систем водоочистки;- снизить габариты очистных сооружений, капи-

тальные и эксплуатационные затраты;- обеспечить механизацию и автоматизацию тех-

нологических процессов с применением современ-ных средств управления на основе программируемых контроллеров.

В комплексе строительства ДП № 3 ОАО «Ена-киевский металлургический завод» с реконструкци-ей объектов инфраструктуры заказчиком было пред-ложено выполнить проект очистки оборотной воды газоочистки ДП № 3, подключив ее к существующе-му блоку оборотного водоснабжения ДП № 4 и ДП № 5. При этом требовалось увеличить как производи-тельность очистных сооружений, так и повысить ка-чество очищенной воды. К началу проектных работ очистка оборотной воды газоочисток ДП №№ 1, 3, 4, 5 осуществлялась на сооружениях «грязного» обо-ротного цикла водоснабжения производительностью 3000 м3/ч в составе:

- 4-х радиальных отстойников, из них два диаме-

тром по 30 м и два диаметром по 36 м;- шламовых насосных станций перекачки стоков

после газоочисток доменных печей на радиальные отстойники;

- 2-х двухсекционных вентиляторных градирен с секциями пл. 192 м2;

- насосной станции осветленной воды, подающей воду на газоочистки.

В ходе разработки концепции реконструкции обо-ротного цикла проектировщики столкнулись со сле-дующими проблемами:

- неудовлетворительное техническое состояние очистных сооружений;

- отсутствие эффективных путей улучшения каче-ства очистки оборотной воды и увеличения произво-дительности очистных сооружений;

- невозможность остановки работы существую-щего оборотного цикла на реконструкцию;

- необходимость значительного повышения каче-ства очищенной воды.

Исходя из этого было принято решение о строи-тельстве блока оборотного водоснабжения для газоо-чисток ДП № 4 и ДП № 5, который был построен и в 2007 г. введен в постоянную эксплуатацию (рисунок). В состав оборотного цикла газоочисток домен-ных печей входит шламовая насосная станция, три отстойника-флокулятора типа ЭП-400 диаметром 10 м, трехсекционная вентиляторная градирня пл.


I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 131

ЭКОЛОГИЯ

секции 144м2, циркуляционная насосная станция, подающая осветленную воду на газоочистки. Шлам из отстойников- флокуляторов по мере накопления в осадочной части аппаратов откачивается насосами на заводской шламонакопитель. Подпитка оборотного цикла осуществляется водой из заводского пруда.

Впервые в Украине для осветления шламосодер-жащих стоков газоочисток ДП №№ 3, 4, 5 были уста-новлены отстойники-флокуляторы типа ЭП-400 ди-аметром 10 м конструкции и производства Научно-проектной фирмы « ЭКО-ПРОЕКТ», Екатеринбург, которые по ряду параметров имеют преимущества перед ранее применявшимся оборудованием. Основ-ными особенностями отстойников-флокуляторов яв-ляются:

- увеличенная удельная гидравлическая нагруз-ка на аппарат, составляющая 11-15 м3/(м2·ч) против 1-2,5 м3/(м2·ч) для радиальных отстойников;

- небольшие габариты при большой единичной мощности. Так, производительность отстойника-флокулятора диаметром 10 м достигает 800-1000 м3/ч при концентрации взвешенных веществ в исходной воде 2-3 г/дм3;

- сохранение качества осветленной воды даже при значительных колебаниях состава исходной воды;

- высокая надежность работы, в т.ч. откачки шла-ма из корпуса аппарата;

- наличие перекрытия, практически исключающе-го выброс в атмосферу паров воды и других компо-нентов.

Применение компактных отстойников-флокуля-торов позволило объединить сооружения «чистой» и «грязной» воды в единый блок и разместить его в не-посредственной близости от газоочисток доменных печей, что значительно сократило протяженность шламовых лотков и трубопроводов подачи воды по-требителям и разгрузить действующие очистные соо-ружения газоочисток доменных печей, которые оста-ются в работе для обслуживания газоочисток ДП № 1. Блок оборотного водоснабжения ДП №№ 4 и 5 на-дежно работает и обеспечивает проектные показате-ли как по производительности, так и качеству освет-ленной воды.

В настоящее время ведутся строительные рабо-ты по расширению и реконструкции установки во-доподготовки ДП № 4 и ДП № 5, связанные с подклю-чением оборотной воды газоочистки ДП № 3. В ком-плексе мероприятий, обеспечивающих очистку до-полнительных сточных вод от газоочистки ДП № 3 в количестве 1300 м3/ч, приняты следующие решения:

- установить дополнительный отстойник-

Рисунок. Очистные сооружения оборотного цикла во-доснабжения газоочисток ДП № 4 и ДП № 5 с тремя отстойниками-флокуляторами ЭП-400флокулятор ЭП-400;

- выполнить реконструкцию существующего де-лителя потока для равномерного распределения по-даваемой на очистку воды между всеми работающи-ми в данное время аппаратами в связи с установкой дополнительного отстойника-флокулятора;

- изменить схему дозирования флокулянта, по-скольку существующая подача раствора в делитель потока не обеспечивает оптимальных условий сме-шивания с оборотной водой;

- для возможности достижения необходимой тем-пературы охлажденной воды выполнить дооборудо-вание существующей трехсекционной вентилятор-ной градирни комбинированным оросителем, состо-ящим из одного яруса пленочного оросителя, поверх которого устанавливается капельно-пленочный оро-ситель из решетчатых призм.

В результате реконструкции установка оборотно-го водоснабжения газоочисток будет состоять из сле-дующих узлов:

- шламовой насосной станции производительно-стью 3600м3/ч для приема стоков от газоочисток;

- 4-х отстойников-флокуляторов ЭП-400. Все от-стойники являются рабочими, кратковременно возмож-но отключение одного из них на ремонт; при этом рас-ход воды на один аппарат будет составлять 1200 м3/ч, а удельная гидравлическая нагрузка 15 м3/(м2·ч);

- реагентного хозяйства;- циркуляционной насосной станции для подачи

осветленной воды на газоочистки доменных печей.С целью интенсификации процесса очист-

ки оборотной воды по рекомендации поставщика

Таблица. Сравнительная характеристика очистных сооруженийНаименование Существующий оборотный цикл Новый оборотный цикл после

реконструкцииПроизводительность системы, м3/ч 3000 3600Содержание взвешенных веществ до очистки, мг/дм3 2000-3000 2000-3000Содержание взвешенных веществ после очистки, мг/дм3 300-350 150-170Тип флокулянта (доза, мг/дм3) Не применяется Praestol-650 (0,3)Тип реагента для стабилизационной обработки (доза, мг/дм3) Не применяется Триполифосфат Nа

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3132

ЭКОЛОГИЯ

отстойников-флокуляторов проектом предусмотрена обработка воды раствором флокулянта Praestol-650. Для повышения эффективности работы флокулянта его дозирование предусмотрено во всасывающие тру-бопроводы насосов, подающих воду на отстойники-флокуляторы.

Надежность работы технологического оборудо-вания обеспечивается стабилизационной обработкой осветленной оборотной воды. Ввод стабилизирующе-го реагента - триполифосфата натрия, предусматри-вается в приемные камеры холодной воды под гра-дирнями.

Заключение Разработанный ГП «Укргипромез» и реализо-

ванный проект системы оборотного водоснабже-ния газоочисток доменных печей с использовани-ем отстойников-флокуляторов ЭП-400 показал свою высокую эффективность и данная технология имеет перспективу при реконструкции и новом строитель-стве аналогичных оборотных циклов.


УДК 614.89 Голинько В.И. /д.т.н./, Чеберячко С.И. /к.т.н./Национальный горный университет

Влияние конструкции полумаски одноразовых респираторов на их основные показатели

© Голинько В.И., Чеберячко С.И., 2010 г.

Сделана попытка объяснить разницу в показателях качества одноразовой полумаски и образ-ца фильтрующего материала, из которого изготовлен рассматриваемый респиратор. Указаны основные причины, приводящие к ухудшению защитной эффективности средств индивидуальной защиты органов дыхания. Предложены способы улучшения работы одноразовых полумасок. Ил. 4. Табл. 3. Библиогр.: 1 назв.

Ключевые слова: респиратор, фильтрующие материалы, механизм улавливания, эффектив-ность фильтрации

It was attempted to explain the variation in quality indexes of disposable half mask and sample of fi lter medium from which the considered mask was fabricated. The principal reasons leading to deterioration in protective effi ciency of respiratory protective device are specifi ed. The methods to improve disposable half masks are suggested.

Keywords: breathing mask inhaler, fi lter medium, capture mechanism, fi ltering effi ciency

Респираторы – один из надежных средств защиты органов дыхания. Большое их разнообразие способ-ствует удовлетворению различных требований заказ-чика. Основная задача средств индивидуальной за-щиты органов дыхания (СИЗОД) – это обеспечение высокой очистки воздуха при минимальном отяго-щающем воздействии. Исходя из этих предпосылок, наиболее удобными и простыми в эксплуатации яв-ляются фильтрующие одноразовые полумаски. Прин-цип действия этих респираторов основан на улавли-вании аэрозольных частиц из окружающей среды во-локнами фильтрующего слоя, за счет нескольких ме-ханизмов улавливания: диффузионного, инерционно-го, касания, электростатического и др. Чем эффектив-нее работают эти механизмы, тем больше защитная эффективность СИЗОД, которая оценивается по вы-ражению

1з

п

KK

,

где Кп – коэффициент проникания вредного веще-ства в подмасочное пространство.

Обычно для респираторов коэффициент проника-

ния устанавливается экспериментально на специаль-ных установках по наиболее проникающим размерам частиц (например, тест-аэрозоль масляного тумана с диаметром частицы 0,28-0,32 мкм). Для фильтрую-щих материалов его можно определить из выражения

2,сум

п

HК ехр

а

где β – плотность упаковки волокон; H – толщи-

на фильтрующего слоя, м; ηсум – суммарный коэффи-циент улавливания аэрозольных частиц, обусловлен-ный всеми механизмами; а – диаметр волокон филь-трующего материала.

Работа каждого из приведенных механизмов улавливания определяется параметрами фильтрую-щего материала в зависимости от скорости воздуш-ного потока и размеров частиц аэрозоля. К приме-ру, чем тоньше диаметр волокна, тем больше вероят-ность оседания мельчайших частичек, которые явля-ются наиболее опасными для человека. Немаловаж-ную роль играет и толщина фильтрующего слоя: с ее увеличением возрастает эффективность фильтрации загрязненного воздуха.

Однако любая преграда на пути воздушного по-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 133

ЭКОЛОГИЯ

тока приводит к увеличению сопротивления его дви-жению. Чем толще и плотнее эта преграда, тем боль-ше потери давления на ней. Каждый респиратор ха-рактеризуется не только защитной эффективностью, но и величиной сопротивления дыханию, вызываю-щей дополнительные затраты энергии на ее преодо-ление. Его можно определить с помощью перепада давления на СИЗОД в специальной установке. При этом для фильтрующего материала его значение мож-но рассчитать по формуле

2

4( 0,5ln )

v Hpa

,

где v – скорость движения воздуха, м; μ – дина-мическая вязкость воздуха, Н·с/м2; λ – поправочный коэффициент, зависящий от расположения волокон в фильтрующем слое.

Поскольку полумаску изготавливают из цельной заготовки определенного фильтрующего материала, то ее основные показатели должны быть такие же, как и используемого материала. Однако готовые изделия при определении значений их свойств в лабораторных условиях показывают несколько заниженные результа-ты по сравнению с образцами фильтрующего материа-ла с такой же площадью фильтрации (табл. 1).

Возникает задача в определении причин, приво-дящих к ухудшению показателей качества одноразо-вых респираторов.

Один из возможных путей увеличения коэффици-ента проникания полумаски – это подсос загрязнен-ного воздуха по полосе обтюрации, особенно в обла-сти переносицы. Исследования показывают, что его значение возрастает в зависимости от увеличения со-противления фильтрующего слоя. Часть воздушного потока с аэрозолем минует фильтр и попадает в под-масочное пространство через неплотности между об-

тюратором и лицом человека, поскольку их сопротив-ление гораздо ниже, чем самой фильтрующей полу-маски. Решением этой задачи является усиление об-тюрационной полосы или ее наиболее слабых участ-ков дополнительными слоями пористого материала, который может загладить неровности на лице чело-века (рис. 1).

И все же, к снижению эксплутационных характе-ристик СИЗОД приводят не только щели между ли-цом и полумаской. В табл. 1 приведены результаты экспериментально установленных показателей филь-трующих респираторов надежно герметизированной полосой обтюрации. На наш взгляд, мы не учитыва-ем тот факт, что поверхность полумаски полностью не задействована. Часть ее попросту исключена из процесса фильтрации, тогда как определение значе-ний коэффициента проникания и перепада давления

Таблица 1. Основные показатели готового изделия и фильтрующего материала для его изготовления

Тип испытуемого изделия Скорость фильтрации,v0, м/с

Перепад давления на изделии, Δр, Па

Коэффициент проникания тест- аэрозоля, К %

Образец фильтрующего материала елефлен 0,0016 8,1±0,5 1,1±0,005

Респиратор ШБ-1 «Лепесток-40Е» из элефлена 0,0016 10,9±0,4 2,3±0,005

Образец фильтрующего материала ФПП15 - 1,5 0,0016 24,7±0,7 0,23±0,004

Респиратор ШБ-1 «Лепесток-200» 0,0016 32,6±1,9 0,95±0,005Образец фильтрующего материала елефлен 0,002 9,3±0,4 1,4 ±0,005

Респиратор «Росток-3» 0,002 11,4±0,5 9,4±0,005

а б

Рис. 1. Оформление полосы обтюрации: а – резиновый уплотнитель и полиуретановая полоска в области переносицы; б – полиуретановая полоска по всему обтюратору

а)

б)Рис. 2. Общий вид (а) и структурная схема (б) установки для исследования СИЗОД по пылевому фактору: 1 – фильтр предварительной очистки; 2 – стабилизатор давления; 3 – ма-нометр; 4, 6, 7 – регулировочные вентили; 5, 8 – диафрагма; 9 – генератор пыли; 10 – микроманометр МКВ 150; 11 – испы-тательная камера с муляжом и закрепленным на нем респира-тором; 12 – аллонж с фильтром АФА; 13 – аспиратор ЭД-5; 14, 15 – жидкостные манометры

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3134

ЭКОЛОГИЯ

на образцах фильтрующих материалов происходит с учетом всей рабочей площади полумаски.

Для проверки приведенных выше предположе-ний была определена площадь задействованной в процессе фильтрации поверхности полумаски, по-сле запыления ее в специальной камере. Для экспе-римента подбирали по несколько штук одноразовых респираторов «Лепесток» и «Росток», которые поо-чередно помещали в испытательную камеру и закре-пляли их на муляже головы 11 с надежной гермети-зацией полосы обтюрации (рис. 2). В камеру подава-ли запыленный воздух определенной концентрации, образованной в специальном пылевом генераторе 9. С помощью аспиратора 13 в подмасочном простран-стве исследуемого изделия создавали разрежение, и тем самым обеспечивали протягивание сквозь филь-трующую полумаску воздушного потока с расходом 30 л/мин. Таким образом имитировали работу орга-нов дыхания человека.

После испытания подсчитывали размер рабо-чей поверхности фильтрации Sраб, определяя площа-ди сравнительно чистых участков и вычитая их из общей площади полумаски Sобщ. Результаты замеров приведены в табл. 2. Как видно на рис. 3 участки в районе подбородка и полосы обтюрации, которые полностью прижаты к лицу, не работали и тем самым уменьшили эффективную площадь полумаски.

Однако, при сравнении значений основных по-казателей респираторов с аналогичными у образцов фильтрующих материалов, площадь которых равна рабочей площади исследуемых СИЗОД, видим, что разница между их величинами все же осталась. Сле-довательно, существуют еще какие-то причины, при-водящие к снижению качества этих респираторов.

Внимательно изучая состояние различных типов полумасок после запыления, было замечено на их ра-бочей площади фильтрации наличие более темных (особенно в области носа) и более светлых участков. Это позволило сделать вывод о том, что конструкция полумаски тоже влияет на равномерность распреде-ления воздушной нагрузки по ее поверхности. Из-за отсутствия жесткого каркаса внутри полумаски в рас-сматриваемых СИЗОД, часть материла под действи-ем разряжения прогибается и в зависимости от ве-личины вдоха может либо полностью, либо частич-но касаясь к щекам, исключатся из процесса филь-трации. Следовательно, происходит перегрузка неко-торых участков поверхности фильтрующего респи-ратора, что способствует увеличению скорости воз-душного потока на них и ухудшению защитной эф-

фективности.Попробуем определить уменьшение рабочей пло-

щади фильтрации за счет деформирования фильтру-ющего материала респиратора. На рис. 4 приведена расчетная схема полумаски, представленная в виде шарового сегмента. Точка А находится в области под-бородка, а точка В – в области переносицы. В пер-вом приближении уменьшение площади фильтрации за счет деформации поверхности полумаски и прили-панию ее к лицу человека можно оценить по формуле

2 ( )( )рабS R u L u ,где R – радиус шарового сегмента (полумаски), м;

u – величина деформации, м; L – длина шарового сег-мента (полумаски), м.

Согласно [1] перепад давления Δp связан с проги-бом оболочки в пределах упругих деформаций зави-симостью

Таблица 2. Результаты определения рабочей площади респираторов

Тип испытуемого изделия Площадьфильтрации, м2

Коэффициент рабочей площади фильтрации kр =

Sраб/Sобщ

Перепад давления на образце фильтрующего материала площадью

Sраб, ПаРеспиратор ШБ-1 «Лепесток-40Е из

элефлена»0,0314 0,87 9,41±0,8

Респиратор ШБ-1 «Лепесток-200» 0,0314 0,87 29,6±1,1

Респиратор «Росток» 0,025 0,94 10,8±0,7

а б

Рис. 3. Одноразовые противопылевые полумаски: а – «Ле-песток»; б – «Росток - 3»

Рис. 4. Схема изменения формы полумаски под действием перепада давления

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 135

ЭКОЛОГИЯ

2

2(1 )p EHu

а

,

где Е – модуль упругости материала фильтрующей ткани; ξ – коэффициент Пуассона (принимаем 0,5).

Таким образом, определив возможную деформа-цию полумаски, можем оценить уменьшение ее ра-бочей площади фильтрации. При этом, учитывая, что максимальная величина прогиба фильтрующего ма-териала ограничена лицом человека, то есть изме-рив расстояние от точки С к лицу человека (точка Е рис. 4), будем его сравнивать со значением рассчитан-ной величины деформации. Если величина u больше, чем расстояние СЕ то и определять рабочую площадь фильтрации будем исходя из значения этой величины. В табл. 3 приведены значения рассчитанных величин деформаций, рабочих площадей фильтрации вышеу-помянутых респираторов, а также значения их пред-полагаемых перепадов давлений.

Величина уточненной рабочей площади поверх-ности полумаски получилась несколько заниженной, о чем говорит увеличенный перепад давления на об-

разце фильтрующего материала. Принятая модель де-формации фильтрующего слоя не совсем отображает действительность, а является только первым ее при-ближением. И тем не менее это позволяет сделать вы-вод, что чем жестче фильтрующий слой, тем меньше у него потерь защитной эффективности за счет изме-нения рабочей площади. Однако респираторы с жест-ким фильтрующим материалом не обеспечивают гер-метичность по полосе обтюрации и менее удобны при транспортировке и эксплуатации. Некоторые произ-водители изготавливают респиратор с жестким карка-сом и тем самым убирают деформацию материала и обеспечивают плотное прилегание полумаски к лицу за счет мягкого фильтрующего слоя. Таким образом, результаты исследований показывают, что наиболее эффективными являются формированные полумаски с усиленной полосой обтюрации.

Библиографический список 1. Корнілов О.А. Опір матеріалів. – К.: Логос, 2002. – 562 с.


Таблица 3. Результаты определения деформации полумаски и ее рабочей площади

Тип испытуемого изделия

Расчетное значение деформации

фильтрующего материала полу-маски, мм

Уточненная рабочая площадь полумаски, м2

Перепад давления на образце фильт-рующего

материала площадью Sраб, Па

Респиратор ШБ-1 «Лепесток-40Е из

элефлена»1,4 0,02657 11,6

Респиратор ШБ-1 «Лепесток-200» 1,7 0,02612 34,7

Респиратор «Росток» 1,3 0,0236 12,6

Уважаемые читатели!

Уже сегодня можно оформить подписку изданий ООО «Укрметаллургинформ «НТА» на 2010, 2011 гг.:

- журнал «Металлургическая и горнорудная промышленность» на русском языке;- журнал «Металлургическая и горнорудная промышленность» на русском языке, CD-ROM;- журнал “Metallurgical and mining industry”на английском языке

через каталог «Изданий Украины», каталог России «Газеты. Журналы» и через редакцию журнала.

Редакция: ул. Дзержинского, 23, г. Днепропетровск, Украина, 49027,

к/т 056-744-81-66; т/ф 0562-46-12-95.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3136

ИНФОРМАЦИЯ

РЕЦЕНЗИЯ на монографию Ф.К. Клименко, С.Н. Зыбайло «Научные открытия ученых СНГ»

Днепропетровск, «Новая идеология», 380 с.

Научные открытия из всех объектов интеллектуальной собственности характеризуются особыми, свойственными толь-ко им признаками. Нормы авторского, патентного права не могут обеспечить регулирование всех отношений (правовых, экономических, организационных и др.), возникающих в связи с установлением научного открытия, являющегося согласно Стокгольмской конвенции об учреждении Всемирной организации интеллектуальной собственности (ВОИС), принятой в Стокгольме 14 июля 1967 г. самостоятельным объектом интеллектуальной собственности.

7 марта 1978 г. страны-участницы ВОИС подготовили и приняли Женевский договор о международной регистрации научных открытий, который позволяет, с одной стороны, - закреплять авторство и приоритет на научные открытия, а с дру-гой стороны, - обеспечить централизованную информацию о научных открытиях и, благодаря этому, предоставить миро-вой общественности легкий и самый широкий доступ к описаниям научных открытий. Основываясь на принципах Женев-ского договора, решениях ВОИС, с учетом сложившейся практики регистрации научных открытий, Международная ассо-циация авторов научных открытий, Российская академия естественных наук и Международная академия авторов научных открытий и изобретений с 1992 г. совместно осуществляют экспертизу и регистрацию научных открытий. В этой связи выход монографии «Научные открытия ученых СНГ» авторов Ф.К. Клименко, С.Н. Зыбайло в виде справочника, который содер-жит систематизированную информацию о зарегистрированные научных открытиях ученых СНГ с 1992 по 2008 гг., является своевременным и вполне актуальным.

Монография состоит из шести разделов и приложений, которые полностью характеризуют научное открытие как са-мостоятельный объект интеллектуальной собственности.

В первом разделе авторы кратко рассмотрели в историческом плане становление научного открытия как объекта ин-теллектуальной собственности.

Основным признакам научных открытий в области естественных наук посвящен второй раздел. Практика регистрации научных открытий выделяет следующие основные виды открытий в области естественных наук: явление, свойство, закон (за-кономерность) и объект материального мира. Заслуживает внимания то, что объект как вид научного открытия, является но-вым для практики регистрации открытий, и до его введения объекты регистрировались при помощи так называемой косвен-ной защиты, чаще всего через «явление». Авторы выделяют три основных признака научного открытия: новизна, достовер-ность, научная значимость.

В третьем разделе авторами показано, что формула научного открытия – основной источник информации об откры-тии. Даны логические правила изложения формулы научного открытия и приведены примеры структурных формул открытий на «явление», «свойство», «закономерность», «объект».

Четвертый раздел посвящен эффективности научных открытий, которая связана, прежде всего, с приростом и расши-рением научных знаний, и реализация этой функции существенно отличается от функции, направленной на осуществление технического прогресса. Кроме этого, эффективность результатов фундаментальных исследований (открытий) – качествен-ный показатель ценности полученного результата, характеризующий его научную и практическую значимость. Авторами приводится шкала весовых коэффициентов оценки эффективности научных открытий, коэффициенты времени и даты, фор-мулы для определения суммарного оценочного показателя эффективности научного открытия.

Методологические особенности оценки открытий в области общественных и гуманитарных наук приведены в пятой главе.Шестая глава начинается с систематического указателя зарегистрированных научных открытий: физические науки, хи-

мические науки, науки о земле, биология и медицина, общественные и гуманитарные науки, а также научных идеях и гипоте-зах. Несмотря на то, что информация, используемая в п.п. 6.2-6.5 справочника, базируется на сведениях, опубликованных в сборниках кратких описаний открытий Российской академии естественных наук, Международной академии авторов от-крытий и изобретений, Международной ассоциации авторов научных открытий, авторы изданной монографии собрали во-едино эти сведения, дополнили информацией об области наук и практической значимости научных открытий, провели па-тентный поиск и привели перечень изобретений, созданных на основе открытий или послуживших основой для создания от-крытий.

Приложения к монографии состоят из системы указателей: названий научных открытий, расположенных последова-тельно по возрастанию номеров; нумерационного, содержащего весь перечень номеров открытий с упоминанием откры-тий, публикация о которых либо отсутствует, либо не производится по просьбе авторов, а также указаний вида открытий с соответствующими индексами; алфавитно-предметного, составленного из ключевых слов научных открытий; именного ав-торов научных открытий, содержащего фамилии и инициалы авторов (физических лиц); организаций-заявителей (юридиче-ских лиц), где были созданы открытия; кратких описаний научных открытий, содержащих основные библиографические дан-ные о них.

Монография написана грамотно в доступном для понимания стиле.На основании изложенного можно констатировать, что в монографии «Научные открытия ученых СНГ» авторов

Ф.К. Клименко, С.Н. Зыбайло справочная информация составлена в форме, удобной для самостоятельного составления фор-мулы и оформления заявки на научное открытие; приведено положение о порядке представления, экспертизы материалов за-явок и выдачи дипломов на научные открытия, идеи, гипотезы в Международную ассоциацию авторов научных открытий.

Монография предназначена для научных, инженерно-технических работников, работающих над проблемными вопро-сами науки, для изобретателей, преподавателей, а также студентов, изучающих право интеллектуальной собственности.

Гасик М.И., академик НАН Украины, д.т.н.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 137


Центральная государственная научно-техническая библиотека горно-металлургического

комплекса Украины

Новые поступления в фонд библиотеки

МЕТАЛЛУРГИЯ624.9 Б23 Банников Д.О. Вертикальные жесткие стальные емкости : Современные концепции формообразования. - Днепропетровск: Монолит, 2009. - 186 c. 669.2/.8 Б68 Благородные металлы / В.Н. Бредихин, В.А. Кожанов, Н.А. Маняк, Е.Ю. Кушнерова. -Донецк: ДонНТУ,2009. - 526 c. 621.771 Ж94 Жучков С.М. и др. Управление температурным режимом непрерывной сортовой прокатки : (Теоретические и технологические основы) : Монография / С.М.Жучков, Л.В. Кулаков, А.П. Лохматов. - М: Теплотехник, 2008. - 142 c.621.774 З-14 Загорулько В.С. Ультразвуковая дефектоскопия труб и ее проблемы : обмен опытом, результаты исследований, рекомендации. - Днепропетровск: ГП «НИТИ», 2009. - 202 c.669.18 К49 Клименко П.Л. Упрочнение стали при горячей деформации. - Днепропетровск: Пороги, 2009. - 103 c. 669.2/.8 К59 Козин Л.Ф., Волков С.В. Химия и технология высокочистых металлов и металлоидов : Т.1. Химические и электрохимические методы глубокой очистки. – К.: Наукова думка, 2002. - 536 c. 669.2/.8 К59 Козин Л.Ф., Волков С.В. Химия и технология высокочистых металлов и металлоидов : Т.2. Физико-химические и кристаллизационные методы глубокой очистки. – К.: Наукова думка, 2003. - 352 c. 621.036 К64 Коновалова С.О. Теплотехніка та теплоенергетика :Ч.2. Металургійна теплоенергетика. - Краматорськ: ДонДМА, 2009. - 148 c.621.74 К84 Крупный слиток / А.Н. Смирнов, С.Л. Муров, В.М. Сафонов, А.Ю. Цупрун. - Донецк: Вебер, 2009. - 278 c. 669 М34 Математичне моделювання металургійних процесів. - Запоріжжя: ЗДІА, 2008. - 150 c. 669 М54 Металлургия : Сборник научных трудов Запорожской гос. инж. академии, Вып. 19. - Запорожье: ЗГИА, 2009. - 176 c. 669 М54 Металлургия : Сборник научных трудов Запорожской гос. инж. академии, Вып. 20. - Запорожье: ЗГИА, 2009. - 163 c.669.2/.8 М54 Металургія рідкісних матеріалів. Ч. 7. Вторинні легкі рідкісні метали (літій, рубіній, цезій, берилій) : Ч. 8. Вторинні рідкісноземельні метали. - Запоріжжя: ЗДІА, 2009. - 66 c.669 П31Петрушов С.Н. Сырьевая база и подготовка материалов к металлургическому переделу. - Алчевск: ДонГТУ, 2009. - 238 c.621.778 Ф79 Формирование оптимальных свойств окалины на поверхности катанки. - Бендеры: Полиграфист, 2008. - 290 c. 669.1 Ф94 Фундаментальные и прикладные проблемы чёрной металлургии : Сб. научн. трудов : Вып. 19. – К.: Наукова думка, 2009. - 424 c.

ГОРНОЕ ДЕЛО622 А22 Автоматизація виробничих процесів у гірничій промисловості. – К.: ФАКТ, 2001. - 164 c. 622.7 Б70 Блохин В.С. и др. Основные параметры технологических машин. Машины для дезинтеграции твердых материалов. Ч.1. - Днепропетровск: ИМА-пресс, 2006. - 404 c.622 Б90 Булат А.Ф., Дырда В.И. Фракталы в геомеханике : Проект «Наукова книга». – К.: Наукова думка, 2005. - 358 c. 55 Г36 Геолого-геофизическая модель Криворожско-Кременчугской шовной зоны Украинского щита / Под ред. А.В. Анциферова. – К.: Наукова думка, 2006. - 196 c. 622 Д64 Должиков П.Н. и др. Основы экономики и управления горным предприятием. - Донецк: Норд-Пресс, 2009. - 202 c. 622.24 К75 Коцкулич Я.С., Тищенко О.В. Закінчування свердловин. – К.: Інтерпрес ЛТД, 2004. - 366 c. 622.34 К90 Кулиш Е.А., Плотников А.В. Геологические факторы экономической ценности железорудных месторождений. – К.: КНЭУ, 2005. - 292 c. 622.27 Н34 Научное обеспечение совершенствования методов производства открытых и подземных горных работ : Сборник научных трудов ГП НИГРИ. - Кривой Рог: НИГРИ, 2009. - 192 c. 622.78 П31 Петрушов С.М., Русанов І.Ф. Обладнання і експлуатація фабрик окускування. - Алчевськ: ДонДТУ, 2009. - 346 c.622.78 П31 Петрушов С.М. Формування шару шихти на агломашині. - Алчевськ: ДонДТУ, 2009. - 168 c.622.7 П44 Подрібнювання. Енергетика і технологія / Г.Г. Півняк, Л.А. Вайсберг та ін. - Дніпропетровськ: НГУ, 2006. - 314 c.622.27 С73 Способы и средства создания безопасных и здоровых условий труда в угольных шахтах : Сборник научных трудов : № 1 (23). - Макеевка: МакНИИ, 2009. - 154 c.

МАШИНОСТРОЕНИЕ621 К14 КазаковаТ.В. Технология машиностроения. Технология станкоинструментального производства. - Краматорск: ДонГМА, 2009. - 140 c.621.8 К56 Ковалевский С.В. и др. Теоретические основы технологии производства деталей и сборки машин / С.В. Ковалевский, С.Г. Онищук, Ю.Б. Борисенко. - Краматорск: ДонГМА, 2009. – 64 с.622.7 Н17 Надутый В.П. и др. Синтез параметров валковых вибрационных классификаторов. – К.: Наукова думка, 2006. - 190 c. 621.97 С32 Середа Б.П. Обробка металів тиском. - Запоріжжя: ЗДІА, 2009. - 344 c.621.73 Т38 Технологія ковальсько-штампувального виробництва / Б.П. Середа та ін. - Запоріжжя: ЗДІА, 2009. - 258 c.621.31 Ш89 Штепа В.П. Теория. Эксперимент. Практика : (Энергосбережение при машинном производстве) : Монография. - Днепропетровскск: ИМА-пресс, 2009. - 268 c.

Наш адрес: г. Днепропетровск, ул. Дзержинского,23, ГУ «ЦГНТБ ГМК Украины»Т.: (80562) 46-12-91; (8056) 374-42-18, 770-23-12, 744-87-26 e-mail:[email protected]; www.cgntb.dp.ua

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3138


На соискание Государственной премии Украиныв области науки и техники 2010 года

Вторичные ресурсы металлургии

Ученые-металлурги, специалисты разных металлургических производств активно обсуждают работу «Ком-плекс инновационных ресурсосберегающих технологий и оборудования для рециклинга и экологически безо-пасной утилизации отходов металлургии и смежных отраслей», которую Комитет по Государственным премиям Украины допустил к участию в конкурсе на соискание Государственной премии Украины в области науки и тех-ники 2010 г. Интерес к работе обусловлен ее комплексностью и направленностью на решение одной из важ-нейших проблем сегодняшней металлургии.

Следует признать, что сложившаяся в Украине сложная экологическая обстановка в значительной мере об-условлена функционированием предприятий горно-металлургического комплекса. Вопросы повторного ис-пользования отходов металлургического производства никогда не оставались без внимания ученых и производ-ственников. Однако, сложность технологических процессов рециклинга, а также масштабность проблемы при-вели к тому, что в настоящее время накоплены сотни миллионов тонн техногенных отходов. Их складирование требует капитальных затрат и отвода земель, кроме того, при этом неизбежно загрязняется атмосфера и по-чвенные воды. В то же время эти отходы, как правило, содержат ценные элементы и могут рассматриваться как техногенные месторождения, промышленная разработка которых становится экономически целесообразной в условиях дефицита невозобновляемых природных ресурсов. Таким образом, тема представленной работы яв-ляется весьма актуальной.

В разработке представленных в работе ресурсосберегающих технологий и оборудования для рециклинга и экологически безопасной утилизации отходов принимали участие представители Национальной металлурги-ческой академии Украины, Института газа НАН Украины, Украинского государственного научно-технического центра «Энергосталь», Физико-технологического института металлов и сплавов НАН Украины и НПП «Пром-тех». Это позволило совместными усилиями решить проблему утилизации таких промышленных отходов, как шламы газоочистки, замасленная прокатная окалина, шлаки, травильные растворы и гальваношламы.

Комплекс выполненных в работе фундаментальных и прикладных исследований позволил решить следую-щие важные проблемы:

- переработка отходов газоочистки с получением высокосортного цинкового концентрата и обесцинкован-ных металлизированных железорудных окатышей, пригодных для использования в производстве;

- подготовка переувлажненных шламов и замасленной прокатной окалины к использованию в качестве ком-понента агломерационной шихты, а также при коксовании с использованием торфа в качестве влагоемкой до-бавки;

- жидкофазное восстановление металлов из промышленных отходов;- извлечение соединений ванадия из шлаковых отходов титано-магниевого производства;- экологически безопасная утилизация шламов гальванических производств машиностроительных предпри-

ятий (один из наиболее токсичных отходов) с получением комплексных лигатур;- утилизация в металлургических печах особо опасных стойких органических отходов, в частности, содержа-

щих диоксин;- разработка и внедрение комплекса технологий на основе плавильного агрегата нового типа - барботаж-

ных печей, в которых в условиях горения топлива в погруженной струе реализуются технологические процессы термической переработки шлаковых отходов металлургического производства с получением теплоизоляцион-ной строительной шлаковаты, дорожного ситалла и других материалов;

- ресурсосбережение в металлургии путем сокращения коррозионных потерь на основе разработки и вне-дрения новых материалов и систем антикоррозионной защиты.

Результаты работы внедрены на целом ряде предприятий горно-металлургического комплекса и смежных отраслей Украины, России, Беларуси и дальнего зарубежья.

Материалы работы весьма широко опубликованы – в 21 монографии, 185 научных статьях в передовых журналах, докладах на 94 конференциях. Технические решения, созданные в ходе выполнения работы, защи-щены 112 патентами и авторскими свидетельствами. Высокий научный уровень работы подтверждается защи-той 6 докторских и 12 кандидатских диссертаций, основанных на фундаментальных и прикладных исследовани-ях, которые были реализованы в ходе ее выполнения.

Учитывая актуальность работы, значимость и масштабность полученных в ней научных и практических ре-зультатов, обсуждаемая работа имеет несомненное значение для экономики Украины, а ее авторы Гогенко О.А., Касимов А.М., Костяков В.Н., Максимук А.Б., Олабин В.М., Пинчук С.И., Пиоро Л.С., Сталинский Д.В. и Шатоха В.И. достойны присуждения Государственной премии Украины в области науки и техники 2010 года.

Заведующий кафедрой электрометаллургии НМетАУ, академик НАН Украины, иностранный член Российской Академии Наук,

доктор технических наук, профессор М.И. Гасик.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3 139

1

411

12

16

16

21

24

27

33

37

42

45

47

52

55

60

63

67

70

75

79

82

85

89

92

98

102

106

109

112

115

119

123

126

130

132

136

137

138

METALLURGISTS TAKE COUNCIL ..............................V.S. Kharakhulakh, V.V. Lesovoy, V.M. Melnik State of

steelmaking at enterprises of Association “Metal-lurgprom” and its development prospects till 2015

S.G. Grishchenko is 60 years old ................................BLAST-FURNACE PROCESS

V. I. Bolshakov, V.V. Lebed Investigation of gas distribution in the upper part of blast furnace ..............................

STEELMAKINGTo 75-th anniversary of D.A. Dyudkin .............................I. D. Buga, A. I. Trotsan, B. F. Belov, O. V. Nosochenko,

I. V. Parenchuk Analysis of refi ning processes of steel ladle treatment ................................................

V. B. Okhotskiy, M. V. Chuyko Deoxidation and alloying of basic oxygen steel ...................................................

V. L. Naydek, R. Ya. Jakobshe, V. N. Baranova Problems of out-of-furnace treatment and steel continuous cast-ing in Ukraine ...........................................................

A.N. Smirnov Continuous steel casting is 50 years old in Ukraine ................................................................

ELECTROMETALLURGYE. V. Prihodko, D. N. Togobitskaya, A. F. Petrov,

A. F. Khamkhotko, S. V. Grekov Forecasting physic-chemical properties of manganese ferroalloy pro-duction slag ..............................................................

A. N. Ovcharuk, A. Yu. Taran, V. K. Rudenko Ferrosili-coaluminum production from secondary abrasive materials ..................................................................

FOUNDRY N. Sh. Ismailov, O. A. Dyshin Optimum physic-mechanical

properties of foundry molding sand on the basis of complete factorial experiment ..................................

G. Sh. Kiriya, L. Kh. Ivanova, I. V. Shlyapin Energoinforma-tional effect on structure and properties of cast-iron

ROLLING V. A. Nikolaev, A. A. Vasilev, A. G. Vasilev Kinematic and

power parameters of thin strip rolling-drawing .........A. M. Dolzhanskiy, V. Z. Kutsova, T. A. Ayupova Defi nition

of ultimate technological deformability of metals when rolling wedge-shaped samples ......................

L. G. Delyusto, V. N. Shakhtarin Rolling mill design deve-lopment with application of electromagnetic fi eld .....

PIPE & TUBE PRODUCTIONV. G. Litvyak, V. I. Freydlin, V. F. Polivoda Technical re-

equipment of pipe-rolling department at JSC “Taganrog Iron & Steel Works” ................................

A. I. Tutberidze Features of metal deformation in plug mill rolls in the initial moment of rough tube roll biting .....

METAL SCIENCE & HEAT TREATMENTI. G. Uzlov, A. M. Nesterenko, K. I. Uzlov, A. V. Knysh Esti-

mation of effect of wheel-tire steel structure factors on structural strength during operation ....................

G. V. Levchenko, E. G. Dyomina, E. E. Nefyedeva, I. D. Buga, Yu. G. Antonov, G. A. Medinskiy Effect of billet strained condition on microstructure homoge-neity of railway axes .................................................

A. A. Bryukhanov, P. P. Stoyanov, Yu. V. Zilberg, М. Shaper, М. Rodman, М. Hepke, D. Rodman Anisotropy of mechanical properties of magnesium alloy AZ31 sheets as a result of alternating bending deformation

I. G. Uzlov, O. G. Sidorenko, I. P. Fedorova, A. P. Sukhoy, V. A. Sheremet, V. A. Kekukh, V. G. Lyasov, A. V. Mamaev Effi ciency of application of multisection units of reinforcing bar thermal hardening ..............

A. I. Babachenko, A. A. Kononenko, A. L. Safronov, O. F. Klinovaya Effect of structural condition of wheels on their stress concentrator sensitivity ...................ANTICORROSIVE PROTECTION OF METALS

T. A. Dergach, L. S. Severina, I. A. Bezdetny, S. K. Yurkov Corrosion-resistance test of tubular billet and pipes made of corrosion-resistant steel and alloy .............

NONFERROUS INDUSTRYL. E. Sargsyan, A. M. Oganesyan Investigation of chalco-

pyrite cuprum concentrate calcination by method of thermogravimetric and differential-thermal analysis

ORE MININGA. Yu. Proydak, O. I. Polyakov, T. A. Oleynik, V. N.

Kharitonov, L.V. Sklyar, N. V. Kushniruk, M. O. Oleynik, M. I. Gasik Investigation of mineral com-position of phosphorites from Malokamyshevatsky deposit and dressing technology ............................

A. V. Shvydky Investigation of factors affecting the deter-mination accuracy of magnetic properties of minerals

SCIENCE OF MACHINESS. P. Eronko, E. V. Oshovskaya, S. A. Bedarev, G. S.

Romanova, D. I. Fedyaev Investigation and calcula-tion of power parameters of hinged gate system for slag cut-off when steel tapping from basic-oxygen converter ...............................................................

V. I. Bolshakov, G. V. Drakin, P. G. Prokopenko Advanced leveling valve of blast furnace charging device .......

I. V. Belmas, О. I. Bilous, Y. M. Konokh Deformation of step rope on hoisting engine sheave .....................

E. I. Bilous, D. L. Kolosov Application of drive gear for robotic complex hoisting .........................................

HEAT & POWER ENGINEERINGV. P. Shtepa, A. V. Solovy, M. M. Kozerema, N. G. Malich

Power effi ciency of unit being developed ..............AUTOMATION

S. F. Saliy, A.V. Novitskiy Experience of ERP-system GrossBee XXI implementation at JSC “Druzhkovs-kiy Hardware Plant” ................................................

А. Е. Lubin, Z. A. Shulman Diagnostic of technical condi-tion of blast-furnace jacket .....................................

I. G. Muravyeva New possibilities of automated control of blast-furnace operation ..........................................

ECOLOGYS. A. Titkova, M. M. Pinielle, G. A. Titkov, Yu. A. Galkin

Development and industrial operation experience of circulation water supply system of technological gas cleaning of blast furnaces at JSC “Yenakievs-kiy Iron & Steel Works” ..........................................

V. I. Golinko, S. I. Cheberyachko Effect of disposable respirator half-mask design on its basic indexes ....

INFORMATIONReview of monograph F.K. Klimenko, S.N. Zybailo

“Scientifi c discoveries of scientists from CIS countries” ...............................................................

New books in Central State Scientifi c and Technical Library ...................................................................

Nomination for a State Prize of Ukraine in the fi eld of science and technology 2010 Secondary re-sources of metallurgy ...........................................

Contents

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010 3140

МЕТАЛЛУРГИ СОВЕТУЮТСЯ… .........................................Харахулах В.С., Лесовой В.В., Мельник В.М. Состоя-

ние сталеплавильного производства на предприя-тиях объединения «Металлургпром» и перспекти-ва его развития до 2015 года ......................................

С.Г. ГРИЩЕНКО - 60 лет .....................................................ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО

Большаков В.И. , Лебедь В.В. Исследование газора-спределения в верхней части доменной печи ..........СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

К 75-ЛЕТИЮ Д.А. ДЮДКИНА ..............................................Буга И.Д. Паренчук И.В., Троцан А.И., Белов Б.Ф., Но-

соченко О.В. Анализ рафинировочных процессов ковшевой обработки стали .........................................

Охотский В.Б., Чуйко М.В. Менеджмент раскисления и легирования кислородно-конвертерной стали ..........

Найдек В.Л., Якобше Р.Я., Баранова В.Н. Проблемы внепечной обработки и непрерывной разливки ста-ли в Украине .................................................................

Смирнов А.Н. Пятьдесят лет непрерывной разливке ста-ли в Украине .................................................................

ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯПриходько Э.В., Тогобицкая Д.Н., Петров А.Ф., Хам-

хотько А.Ф., Греков С.В. Прогнозирование физико-химических свойств шлаков производства марган-цевых ферросплавов ..................................................

Овчарук А.Н., Таран А.Ю., Руденко В.К. Выплавка фер-росиликоалюминия из вторичных материалов абра-зивного производства ..................................................

ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВОИсмаилов Н.Ш., Дышин О.А. Оптимальные физико-

механические свойства формовочной смеси на основе полного факторного эксперимента ...............

Кирия Г.Ш., Иванова Л.Х., Шляпин И.В. Влияние энер-гоинформационного воздействия на структуру и свойства чугуна ............................................................

ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВОНиколаев В.А., Васильев А.А., Васильев А.Г. Кинема-

тические и силовые параметры прокатки-волочения тонких полос .................................................................

Должанский А.М., Куцова В.З., Аюпова Т.А. Определе-ние предельной степени технологической дефор-мируемости металлов при прокатке клиновидных образцов ......................................................................

Делюсто Л.Г., Шахтарин В.Н. Совершенствование кон-струкции прокатных клетей с использованием элек-тромагнитного поля .....................................................

ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВОЛитвяк В.Г., Фрейдлин В.И., Поливода В.Ф. Техничес-

кое переоснащение трубопрокатного цеха в усло-виях действующего производства в ОАО «Таганрог-ский металлургический завод» ...................................

Тутберидзе А.И. Особенности деформации металла в валках автоматстана в начальный момент захвата гильзы ..........................................................................МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

Узлов И.Г., Нестеренко А.М., Узлов К.И., Кныш А.В. Оценка влияния структурных факторов колесно-бандажных сталей на их конструкционную проч-ность при эксплуатации ...............................................

Левченко Г.В., Дёмина Е.Г., Нефедьева Е.Е., Буга И.Д., Антонов Ю.Г., Мединский Г.А. Влияние деформи-рованного состояния заготовок на однородность микроструктуры железнодорожных осей ..................

Брюханов А.А., Стоянов П.П., Шапер М., Родман М., Хепке М., Родман Д., Зильберг Ю.В. Анизотропия механических свойств листов магниевого сплава AЦ31 в результате деформации знакопеременным изгибом. ........................................................................

1

411

12

16

16

21

24

27

33

37

42

45

47

52

55

60

63

67

70

75

79

82

85

89

92

98

102

106

109

112

115

119

123

126

130

132

136137

138

СодержаниеУзлов И.Г., Сидоренко О.Г., Федорова И.П., Сухой А.П.,

Шеремет В.А., Кекух В.А., Лясов В.Г., Мамаев А.В. Эффективность применения многосекционных установок термического упрочнения арматурного проката ......................................................................

Бабаченко А.И., Кононенко А.А., Сафронов А.Л., Клиновая О.Ф. Влияние структурного состояния железнодорожных колес на их чувствительность к концентраторам напряжений ................................

ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛЛОВДергач Т.А., Северина Л.С., Бездетный И.А., Юрков С.К.

Методика испытаний на стойкость к коррозионно-му растрескиванию трубной заготовки и труб из коррозионностойких сталей и сплавов ....................ПРОИЗВОДСТВО ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ

Саргсян Л.Е., Оганесян А.М. Исследование обжи-га халькопиритового концентрата меди методом термогравиметрического и дифференциально-термического анализа .............................................

ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВОПройдак А.Ю., Поляков О.И., Гасик М.И., Олейник Т.А.,

Харитонов В.Н., Скляр Л.В., Кушнирук Н.В., Олейник М.О. Исследования минерального со-става фосфоритов Малокамышеватского место-рождения и разработка технологии их обогащения

Швыдкый А.В. Исследование факторов, влияющих на точность определения магнитных свойств мине-ралов ..........................................................................

МАШИНОВЕДЕНИЕЕронько С.П., Ошовская Е.В., Бедарев С.А., Рома-

нова Г.С., Федяев Д.И. Исследование и расчет энергосиловых параметров системы поворотного затвора для отсечки шлака при выпуске стали из кислородного конвертера ........................................

Большаков В.И., Дракин Г.В., Прокопенко П.Г. Усо-вершенствованный уравнительный клапан загру-зочного устройства доменной печи ..........................

Бельмас І.В., Білоус О.І., Конох Ю.М. Деформування ступінчастого канату на шківі підйомної машини ...

Білоус О.І., Колосов Д.Л. Використання плоского тя-гового органу для підняття робототехнічного ком-плексу .........................................................................

ТЕПЛОТЕХНИКАШтепа В.П., Соловий А.В., Козерема М.М., Малич Н.Г.

Прогнозирование полезной работы и кпд проекти-руемой машины .........................................................

АВТОМАТИЗАЦИЯСалий С.Ф., Новицкий А.В. Опыт внедрения ERP-

системы GrossBee XXI в ОАО «Дружковский ме-тизный завод» ...........................................................

Любин А.Е., Шульман З.А. Диагностика техническо-го состояния кожуха доменной печи ......................

Муравьева И.Г. Новые возможности автоматизирован-ного контроля и управления ходом доменной печи

ЭКОЛОГИЯТиткова С.А., Пиниэлле М.М., Титков Г.А., Галкин Ю.А.

Разработка и опыт промышленной эксплуатации си-стемы оборотного водоснабжения технологических газоочисток доменных печей ОАО «Енакиевский металлургический завод» ........................................

Голинько В.И., Чеберячко С.И. Влияние конструк-ции полумаски одноразовых респираторов на их основные показатели ................................................

ИНФОРМАЦИЯРЕЦЕНЗИЯ на монографию Ф.К. Клименко, С.Н. Зы-

байло «Научные открытия ученых СНГ» ...............Новые поступления в фонд ЦГНТБ ..............................На соискание Государственной премии Украины в

области науки и техники 2010 года Вторичные ресурсы металлургии ...............................................

gendocs.rugendocs.ru/docs/18/17745/conv_1/file1.pdf · i l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ?...

Documents