Металлургическая и горнорудная промышленность_2..





НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ ЖУРНАЛ
/НЕТ
·/1/ІГРГИЧЕСК
·Я® 4 (262)
и ГОРНОР
·
·
·Н
·Л
ПРО
·ЫШ/ІЕННОСТЬ
2010
ДНЕПРОПЕТРОВСК
(технология, экономика, машиноведение, информатика, экология)
- "УКРМЕТАЛЛУРГИНФОРМ„НТА"
УЧРЩИТЕЛИ: МИНИСТЕРСТВО ПРОМЫШЛЕННОЙ ПОЛИТИКИ УКРАИНЫ,
НТО МЕТАЛЛУРГОВ УКРАИНЫ. НАЦИОНАЛЬНАЯ
МЕТАЛЛУРГИЧЕСКАЯ АКАДЕМИЯ УКРАИНЫ

Казаченко В.И.
председатель ЦК Профсоюза
металлургов и горняков Украины
ПРОФСОЮЗ НА СТРАЖЕ
ИНТЕРЕСОВ МЕТАЛЛУРГОВ И
ГОРНЯКОВ

в третье воскресенье июля наша страна традици¬
онно отмечала День металлурга и горняка Украины.
Мы живём в неоднозначное время. Влияние кризи¬
са Украина чувствует ещё достаточно сильно. В 2008
году его основной удар пришёлся но основе нацио¬
нальной экономики - горно-металлургическому ком¬
плексу. Предприятия ГМК оказались тогда в слож¬
ной экономической ситуации, практически везде упа¬
ли объёмы выпускаемой продукции. Резко снизилась рентабельность производства. Большинство ра¬
ботников перешли в режим неполной занятости, активизировались процессы оптимизации производ¬
ства и использования заемного труда, значительно уменьшился уровень заработной платы.
Для всей страны это был тяжёлый период. Но Профсоюз металлургов и горняков Украины не по¬
зволил работодателям использовать кризис как предлог для ухудшения социальных условий и нару¬
шения прав работников. Мы много сделали для того, чтобы поддержать металлургов и горняков, за¬
щитить их право па труд, достойную зарплату, безопасные условия работы. На большинстве пред¬
приятий по требованию профсоюзных комитетов были разработаны антикризисные программы.
Для Украины сегодня большая проблема - отсутствие внутреннего рынка металлопродукции.
Если до кризиса в стране оставалось около 25 % продукции ГМК, то сейчас - 15-16 %. А ведь нор¬
мальное развитие страны возможно только при условии развития внутреннего рынка. Наивно думать,
и государственным мужам в том числе, что рост национальной экономики возможен нри отсутствии
потребительского спроса на различные товары и услуги. Общеизвестно, что самым главным инвесто¬
ром в любой стране является население. А с низким уровнем зарплат говорить о росте потребитель¬
ского спроса пе приходится.
К сожалению, кризис сместил акценты в вопросах оплаты труда украинцев. И хотя Профсоюзу
удалось на большинстве предприятий сохранить уровень заработной платы, её покупательную воз¬
можность «съедает» инфляция. В 2009 году статистика зафиксировала индекс инфляции в Украине на
уровне 15,9 %. Значит, для того чтобы доход трудящегося не упал, его зарплата должна была вырасти
за прошлый год па столько же. Однако на большинстве предприятий этого пе произошло.
И собственникам, и государству нора понять, что политика низкой заработной платы себя изжи¬
ла. Для того чтобы росла пациопальпая экономика, необходимо увеличить долю заработной пла¬
ты в структуре операциоппых затрат предприятий. Традиционный аргумент собственников: вот бу¬
дет у вас производительность труда как за рубежом будет такая же зарплата. Мы на это всегда от¬
вечаем: да, у нас в два раза больше людей на тонну металлопродукции, но давайте тогда посчитаем:
а сколько же у нас выработка на 1 доллар зарплаты? Так вот, на доллар зарплаты у нас выработка в
2-4 больше, чем у наших зарубежных коллег, а зарплата 20-24 раза меньше. Удельный вес онла-

I Казаченко В.И., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

1



Уровень средней заработной платы, грн




ты труда в операционных затратах на наших пред¬
приятиях максимум 15 % (а в отдельных коллек¬
тивах 4,8 %), за рубежом он достигает 30-35 %.
Безусловно, этот процесс должен идти поэтапно,
но оп должен идти. Мы намерены кардинально
изменить подход к системе оплаты труда и начи¬
нать более жестко ставить эти вопросы перед соб-
ствеппиками.
Одпа из главных норм, заложенных в проекте
нового Отраслевого соглашения минимальный
уровень зарплаты в отрасли должен составлять не
менее двух прожиточных минимумов (на нынеш¬
ний момент - 1720 грн). Предусмотрено повыше¬
ние тарифной части до 65-70 %, что позволит ограничить возможности манипуляций с переменной
частью зарплаты. И ответы на эти вопросы должно искать, в первую очередь, государство.
В экономике необходимо устанавливать твёрдые правила игры. Действовать не через запрет, а
через регулятивные нормы: где-то материально заинтересовать, где-то ввести квотирование, где-то
поддержать льготами. Словом, государство должно сегодня нарабатывать такие законы, которые бу¬
дут работать на сохранение производства и на увеличение благосостояния человека труда. Сегодня
транснациональные компании только «выкачивают» из производства прибыль. А падо сделать так,
чтобы собственники были заинтересованы в модернизации производства, в его техническом перево¬
оружении.
На украинских горно-металлургических предприятиях износ основных фондов составляет 70-
80 %, а на некоторых и все 90 %. В такой ситуации от физической силы человека уже ничего не за¬
висит. Если не будет проводиться модернизация, внедряться новые технологии, производительность
труда пе вырастет. Собственники должны это понимать.
Особое внимание Профсоюза направлено на безопасность рабочего места трудящегося. Мы до¬
биваемся того, чтобы рабочая зона была под вниманием государства и работодателей. Надо побуж¬
дать их к созданию нормальных условий труда. Иптепсивпость труда должна давать человеку воз¬
можность восстанавливать силы, а не работать «на износ». Поэтому оптимизация числеппости, ко¬
торую повсеместно проводят собственники, должна соответствовать всем законодательным нормам
и не вести к усилению эксплуатации наёмных работников.
Все эти жизненно важные вопросы и пути их решения включены в Программу действий ПМГУ
на 2010-2015 гг., которая была принята на V Съезде нашего Профсоюза в мае этого года. Кроме того,
Съезд принял Резолюции "О защите прав работников на полную и продуктивную занятость", "Об
обеспечении нрав трудящихся на достойную оплату труда", "О мероприятиях по защите трудовых
прав в условиях применения заёмного труда". То есть, мы продолжаем свою работу по всем приори¬
тетным направлениям деятельности ПМГУ. И у нас для её успешного выполнения есть все условия:
знания, опыт, профессионализм профсоюзных работников. Главное, что нам надо для победы - не¬
равнодушие и активная позиция каждого трудящегося - члена ПМГУ. Я знаю, чем принципиальнее
человек, чем твёрже он стоит на защите интересов трудящихся, тем менее комфортно ему работает¬
ся. Но другого нути у нас нет: без борьбы невозможно отстоять право человека труда па достойную
жизнь!
В нашем Профсоюзе - 600 тысяч человек - трудящихся, ветеранов труда, студентов. И в день на¬
шего профессионального праздника я хочу выразить глубокое уважение каждому, кто связал свою
жизнь с ГМК, кто ежедневно идёт к печам и прокатным станам, кто спускается в шахты и открытые
карьеры, кто не мыслит свою жизпь без руды и металла.
От имени Президиума ЦК ПМГУ и себя лично я желаю вам, дорогие друзья, стойкости духа, вер¬
ности профессии, здоровья, счастья, благополучия! Завтра мы должны жить лучше! Для этого нам
необходимо выполнять два главных профсоюзных условия: быть солидарными, проявлять активную
жизпеппую позицию!



·



2



© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




УДК 662.74:338 Наука
Рудыка В.И. /к.э.н./, Малина В.П., Булгаков Е.И. /к.э.н./
Гипрококс
Не растерять, а приумножить достигнутое
в статье раскрыты главные проблемы и тенденции усовершенствования blast furnace соке
производства в мире. Сформулированы перспективы для техники коксования и усовершенствования
процесса. Проанализированы проблемы и достижения отечественной коксохимической
промышленности и предложено понятие её развития до 2020 г. Табл. 2. Библиогр.: 7 назв.

Ключевые слова: кокс и химическая промышленность, процесс коксования, проблема, понятие
развития

T
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·По данным американской компании «First River»
нынешний кризис в числе 10 кризисов в мировой эко¬
номике, которые были наиболее ощутимыми за по¬
следние 100 лет и вызвали значительное падение ми¬
рового производства (табл. 1) [1]
Нынешний снад и рецессия характеризуются че¬
тырьмя основными вызовами мировой экономике:
· они привели ее в состояние неопределенности;
· епіе раз подчеркнули роль и значение индустри¬
ализации;
· вызвали серьезные проблемы в металлургичес¬
кой промышленности;
· нарушили ценовые взаимосвязи.
Рецессия неординарна тем, что коснулась и про¬
мышленного производства, и мировой торговли, и
фондового рынка. Рецессия предопределила следую-
ш,ие концептуальные стратегические направления для
металлургии:
· необходимость укруннения производства;
· необходимость диверсификации металлургичес¬
кого производства;
· необходимость преодоления необоснованных
запретов на отвод территории для строительства;
· надежное обеспечение ресурсами;
· постоянноя оценка состояния экономики и экс¬
портные возможности;
· не упускать из виду Китай.
Рецессия enje раз показала: если нет роста миро¬
вого валового продукта, нет роста металлургическо¬
го производства.
Казалось бы, что пройденная школа более чем до¬
статочна для того, чтобы извлечь из нее соответству-
юш,ие уроки. И все же, чему научил нас очередной
глобальный кризис и что надо делать для того, чтобы
ситуации, подобные нынешней, не заставали нас вра¬
сплох? Этой теме уже посвяпіено немало дискуссий,
публикаций, высказано советов, мнений, рекоменда¬
ций, и судя по всему это не конец, ибо мнения о том,
когда мир увидит обнадеживаюпіий свет в конце тун¬
неля, самые разные.
Кризис резко обострил конкуренцию на мировом
рынке металлопродукции и выявил его самые слабые
© Рудыка В.И., Малина В.П., Булгаков Е.И., 2010 г.
Таблица 1. Падение мирового производства
последние 100 лет






















звенья. Суммарные мировые сталеплавильные мош,-
ности составляют 1806 млн. т, ожидаемая выплавка
стали в 2009 г составит 1217 млн. т. В течение 2004-
2009 гг в мире было введено дополнительно свыше
530 млн. т новых сталеплавильных мош,ностей. Нали¬
цо превышение мопіностей над спросом, их явная из¬
быточность [2].
В то же время китайская металлургия, имею-
ш,ая почти треть мировой сталеплавильной мопіно-
сти и гибкое государственное регулирование, напри¬
мер, по многим видам металлургической продукции
не допустила снижение объемов производства в срав¬
нении с 2008 г, но при этом в значительной степе¬
ни переориентировалась на внутренний рынок. При
этом Китай проводил активную политику по усиле¬
нию минерально-сырьевой базы за счет приобрете¬
ния зарубежных активов и реализации мер по обнов¬
лению структуры нроизводственной базы националь¬
ной металлургии, вьспючая закрытие неэффективных
предприятий. Китайские власти оказывают поддерж¬
ку усилиям национального бизнеса в проведении
этой политики.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

3




Еще один пример. Польша занимает лидирующие
позиции по производству кокса в ЕС, выпуская около
10 млн. т кокса г (2007 г.) при имеющихся мощностях
11,04 млн. т/г. Более половины кокса экспортируется
в страны ЕС. За последние 10 лет в стране построе¬
но больше коксовых батарей, чем во всех странах ЕС
вместе взятых: средний возраст батарей - самый низ¬
кий в ЕС «15 лет. Качество польского кокса отвеча¬
ет требованиям европейских доменщиков, для этого
Польша частично импортирует коксующиеся угли из
России, Чехии, США (2007 г - около 3,0 млн. т). Не¬
смотря на кризис, Польша сохранила и намерена и
далее удерживать эти позиции.
Рынок металла еще не восстановился и то, каким
он будет - чрезвычайно важно для Украины, ГМК ко¬
торой является базовой составляющей экономики,
на 40 % пополняющий казну валютой и обеспечива¬
ющий рабочими местами и заработной платой около
500 тыс. чел. [3].
ГМК Украины - это национальное достояние,
созданное трудом не одного поколения. К сожале¬
нию, степень износа основных фондов в нашей ме¬
таллургии доведена до 70 %, собственники и опера¬
торы (за редким исьспючением) не вьспадывают сред¬
ства в реконструкцию и модернизацию производства,
а немалая часть металлургических активов вообще
продана зарубежным собственникам. Тенденции по¬
глощения и слияния продолжают углубляться, а они,
как известно, - один из способов выигрыша в конку¬
рентной борьбе, но инициатива в этом процессе - не
в руках украинских металлургов.
Занимаемое Украиной восьмое место в мире по
выплавке стали (около 30 млн. т) выглядит скромным
в сравнении с китайским производством (530 млн. т).
На рынок выдвигаются новые мощные производите¬
ли: Индия, Бразилия, не стоят на месте Китай, США,
Турция, Россия.
Масштабами нашего ГМК и его коксохимической
подотрасли никого не удивить. Остается одно - по¬
вышение их технического уровня и использование в
полной мере того научно-технического потенциала,
которым еще располагает Украина, создание и вне¬
дрение собственных высокоэффективных техноло¬
гий химической переработки угля, которые позволят
удерживать достойное место в мировом коксохими¬
ческом сообществе.
После периода длительной стагнации в иннова¬
ционной деятельности мировой коксохимической по¬
дотрасли за последние годы произошли существен¬
ные подвижки. Ее научно-технический потенци¬
ал обогатился новыми идеями, реализованными ин¬
тересными разработками, расширился круг фирм и
стран - участников технического прогресса. Их уси¬
лия направлены на поиски путей совершенствова¬
ния технологической базы, повышения эффективно¬
сти и наилучшей адаптации технологии к динамично
меняющимся условиям рынка сырья для коксования,
конъюнктуры цен на уголь и кокс, направлений реше¬
ния глобальных экологических проблем.
В последние годы строительство новых коксовых
заводов - явление в мире не столь частое, а центр тя¬




жести по обновлению мощностей приходится на дей¬
ствующие заводские площадки. Реконструкцией и
модернизацией коксовых батарей активно занимают¬
ся сегодня производители кокса в Германии, Китае,
Польше, Индии, Турции, России, Японии и др. стран.
В Германии, например, получило распростра¬
нение строительство коксовых батарей с печами
большого объема и шириной камеры коксования до
600 мм. В 2003 г на коксохимическом заводе Швель-
герн в Дуйсбурге построены две коксовые батареи
общей мощностью по коксу 2,64 млн. т/год с печами
высотой 8,43 м, шириной 590 мм, объемом 93 м
·. Не¬
мецкие специалисты считают, что ширококамерные
печи позволяют получать кокс высшего качества для
крупных доменных печей из угольных шихт различ¬
ных составов, создают более благоприятные условия
для охраны среды, безопасности и гигиены труда, по¬
вышения производительности труда, обеспечивают
более равномерный нагрев загрузки.
В Китае наряду со значительным уве¬
личением масштабов производства кокса
(в 2008 г - 323,5 млн. т) имели место существенные
подвижки в технологии, базирующиеся на собствен¬
ных разработках [4]. Освоено строительство и экс¬
плуатация коксовых батарей с печами высотой 7 м,
с использованием технологии трамбования уголь¬
ной шихты перед коксованием производится более
80 млн. т кокса в год, имеются собственные разработ¬
ки установок сухого тушения кокса (УСТК) с произ¬
водительностью камеры тушения 70-190 т/ч кокса.
По состоянию на январь 2009 г в Китае насчи¬
тывалось 128 строящихся и построенных УСТК соб¬
ственного производства, рассчитанных на туше¬
ние 124 млн. т кокса, из них 69 УСТК мощностью
61,03 млн. т уже введены в эксплуатацию [5].
Японские металлурги считают, что нынешняя
технология производства кокса имеет ряд существен¬
ных недостатков: ограниченные возможности в части
угольной сырьевой базы коксования, низкая произво¬
дительность, большая энергоемкость, отрицательное
воздействие на окружающую среду и др. Готовясь
к решению назревших проблем обновления основ¬
ных фондов коксохимических предприятий Японии
в связи со старением и с целью их воспроизводства
на совершенно новой технической основе. Федера¬
ция черной металлургии Японии совместно с Нацио¬
нальным центром утилизации угля с 1994 по 2003 гг
выполнила комплекс научно-исследовательских и
экспериментальных работ, направленных на доведе¬
ние до совершенства технологии коксования в камер¬
ных печах. Эта задача решалась на уровне националь¬
ной программы в рамках нового проекта - SCOPE 21
(производительная экологически чистая суперпечь 21
века). Реализация проекта SCOPE 21 в промышлен¬
ных масштабах должна обеспечить:
· эффективное использование угольных ресурсов;
· повышение производительности коксовой уста¬
новки;
· экономию энергозатрат при производстве кокса;
· защиту окружаюшей среды.
В феврале 2008 г компания Ниппон Стил (Япо-

4

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ния) успешно ввела в эксплуатацию па заводе в Опта
первую промышлеппую коксовую установку мощно¬
стью 1 млн. т кокса в год, работающую по техноло¬
гии SCOPE 21. Строительство ее было начато в апре¬
ле 2006 г Технологический процесс вьспючает три
основные стадии: термическая подготовка угольной
шихты до температуры предпластического состоя¬
ния, высокоскоростное коксование до средней темпе¬
ратуры в горизонтальной камере коксования и дове¬
дение кокса до готовности в форкамере УСТК.
Современное коксохимическое производство
имеет сложную технологическую схему с большим
количеством оборудования и химической аппарату¬
ры, необходимых для эвакуации и обработки газо- и
парообразных продуктов, образующихся в процессе
пирогенетического разложения каменного угля.
Значительные капитальные затраты на эвакуа¬
цию сырого коксового газа и извлечение из него ка¬
менноугольной смолы, бензола, аммиака, сероводо¬
рода и др., на аппаратурное оснащение процесса и
его обслуживание приводят к ухудшению технико-
экономических показателей производства и росту се¬
бестоимости кокса. Кокс как металлургическое то¬
пливо является дорогостоящим компонентом домен¬
ной плавки. Его доля в себестоимости чугуна состав¬
ляет примерно 40 %.
Затраты на производство кокса постоянно ра¬
стут в связи с необходимостью внедрения в послед¬
ние годы дополнительных мероприятий, связанных
с ужесточением требований к защите окружающей
среды от вредных выбросов коксохимического про¬
изводства, стремлением сделать его безотходным, что
также требует значительных капиталовложений. Кро¬
ме того, химические продукты коксования зачастую
оказываются неконкурентоспособными в отношении
их аналогов, извлекаемых из нефти или из природно¬
го газа, утрачивают свое значение как сырье для хи¬
мической промышленности, а выручка от реализа¬
ции не покрывает затраты на их извлечение из кок¬
сового газа, переработку и внедрение перечисленных
мероприятий. Более того, ряд каменноугольных про¬
дуктов (сырая смола, бензольные углеводороды и др.)
из-за их химического состава все чаще рассматрива¬
ются как «проблемные продукты», переработка кото¬
рых является вредной для окружающей среды и здо¬
ровья человека.
С другой стороны, в обозримом будущем миро¬
вое потребление и производство стали будут расти,
а технология получения железо-углеродистого полу¬
продукта - чугуна в доменных печах будет доминиру¬
ющим процессом в черной металлургии. Именно эта
технология предопределяет необходимость использо¬
вания кокса.
Наряду с совершенствованием традиционной
технологии производства кокса с улавливанием хи¬
мических продуктов коксования получает распростра¬
нение технология с улавливанием тепла и выработ¬
кой электроэнергии. В мире уже построены мощно¬
сти для выработки 36,0 млн.т кокса/г по этой техно¬
логии. Технологические, энергетические и экологи¬
ческие основы данной технологии разработаны аме¬




риканской компанией «Sun Соке Energy». Суть ее
заьспючается в том, что весь газ, выделяющийся при
коксовании угля, сгорает внутри коксовых нечей, по¬
этому отпадает необходимость в сооружении устано¬
вок для обработки сырого коксового газа.
Коксохимическая отрасль Украины распола¬
гает сохранившимся огромным научно-техническим
потенциалом и отечественной школой технологии
переработки угля. Коксовые батареи, разработанные
Гинрококсом, успешно эксплуатируются в СНГ и за
рубежом. На отечественных коксохимических пред¬
приятиях имеются современные цехи по подготовке
угольного сырья для коксования, улавливания и пе¬
реработки химических продуктов коксования. Значи¬
тельным инженерным достижением отечественной
коксохимии является создание установок сухого ту¬
шения кокса, которые получили всемирное призна¬
ние и применение. На отечественных заводах в про¬
мышленных условиях был изучен и внедрен процесс
термической обработки угольной шихты и ее коксо¬
вания, была внедрена технология частичного бри¬
кетирования угольной шихты, технология коксова¬
ния трамбованной шихты. На основании длитель¬
ных исследований разработана и освоена в онытно-
нромышленных масштабах с проведением доменных
плавок оригинальная технология непрерывного полу¬
чения формованного металлургического кокса.
Гипрококс ведет научно-технические разработ¬
ки по созданию современных, отвечающих послед¬
нему слову техники высокопроизводительных эколо¬
гически чистых агрегатов для производства и обра¬
ботки кокса, по поиску прогрессивных и надежных
технических решений для реконструкции и модерни¬
зации действующих цехов и установок на новой тех¬
нической основе, в том числе разработки по техно¬
логии коксования без улавливания побочных химиче¬
ских продуктов. Научно-исследовательские и проект¬
ные институты, заводские службы имеют достаточ¬
ный научно-технический потенциал как для успеш¬
ного долгосрочного развития коксохимии Украины
и повышения ее конкурентоспособности на миро¬
вом рынке, так и для создания и освоения новых ори¬
гинальных технологий производства кокса, которые
могли бы пополнить национальное интеллектуальное
достояние.
Перечислим ьспючевые проблемы, стоящие перед
отечественной коксохимией, особенно проявившиеся
в период кризиса и которые могут быть успешно ре¬
шены при более эффективном использовании отече¬
ственного потенциала.
1. Еще более обострилось несоответствие меж¬
ду имеющейся в Украине угольной сырьевой базой и
нуждами коксового производства. С одной стороны
- это дефицитность ресурсов, с другой - несоответ¬
ствие их качественных характеристик возрастающим
требованиям к качеству доменного кокса и стремле¬
нию снизить расход его на тонну чугуна.
Доменное производство и далее будет занимать
ведущее место в технологиях восстановления желе¬
за, а технологический тандем домна - кислородный
конвертер будет основным в производстве стали. Со-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

5



гласно прогнозам рост выплавки стали в злектроду-
говых печах к 2020 г составит всего 2,0 %. Эксперты
отмечают, что за последние 50 лет технология домен¬
ной выплавки чугуна претерпела усовершенствова¬
ния, как никакая другая технология восстановления.
Расход кокса на тонну чугуна сократился с 0,9 до 0,3 т
(с использованием вдувания пылеугольного топлива
(ПУТ)), производительность доменной печи выросла
с 1,3 до 3,2 т/сут/м
· объема печи [6].
Совершенствование нынешней технологии до¬
менной плавки направлено на сокрапіение расхода
кокса на тонну чугуна, в том числе замену его ПУТ
из некоксуюпіихся углей, но при этом требуется кокс
более высокого качества с высоким показателем CSR
(55-65 %) и низким CRI (20-30 %), низким содержа¬
нием золы, серы, фосфора. Интенсификация домен¬
ной плавки посредством ускорения нротекаюпіих в
печи реакций, в т.ч. с участием кокса, при более низ¬
ких температурах (низкотемпературная доменная
плавка) также требует прочного кокса, но с более вы¬
сокой реакционной способностью.
Достойным примером для подражания может
служить выполненный в свое время УХИНом, Ги-
прококсом, ИЧМ, Харьковским опытным коксохими¬
ческим и Днепропетровским металлургическим за¬
водом большой комплекс исследований но производ¬
ству и испытанию в доменных плавках формованного
металлургического кокса из неспекаюпіихся украин¬
ских углей, давший очень обнадеживаюш,ие резуль¬
таты. К сожалению, дефицит финансовых средств не
позволил довести до конца строительство установки
но производству такого кокса на Баглейском коксохи¬
мическом заводе.
2. За годы независимости Украине так и не уда¬
лось ни избавиться от импортных поставок коксу-
юпіихся углей, ни решить в полной мере начатую в
годы супіествования Союза программу расширения
собственной сырьевой базы коксования путем ис¬
пользования новых технологических процессов под¬
готовки угольной шихты к коксованию и др.
В 2007 г был зафиксирован рекордный ввоз кок-
суюпіихся углей в Украину - 10,1 млн. т. 70-80 %
нужд Украины в импортном сырье все это время
удовлетворяла Россия. Но качество российского сы¬
рья все меньше отвечает запросам заказчиков, кроме
того, часть российских поставпіиков уже переориен¬
тировалась на Китай, поэтому рассчитывать можно
будет на ежегодное поступление в Украину 5-6 млн. т
угля [7]. Для выплавки в 2010 г прогнозируемых
27,8 млн. т чугуна Украине потребуется 16,2 млн. т
кокса и, соответственно, 25,9 млн. т угольного сырья,
в т.ч. 8,7 млн. т импортного. Перекрыть дефицит ро¬
стом отечественной добычи возможности нет, поэто¬
му уже начало 2010 г ознаменовалось активизацией
ввоза угольного сырья из США и Канады по морю.
Но это - та же зависимость несколько иного плана с
отягопіаюпіими обстоятельствами: нестабильность
мирового угольного рынка, более высокие цены, про¬
блемы логистики и т.п. Таким образом, для украинских
производителей проблема сырья для коксования на се¬
годня и на перспективу остается весьма актуальной.




3. Украина «лидирует» по затратам кокса на 1 т
чугуна. Велик и расход природного газа. Согласно по¬
казателям работы доменных цехов Украины в 2009 г
удельный расход энергоносителей в них составил:
кокса 543,7 кг/т чугуна, природного газа 54,2 м$т,
ПУТ топлива - 0(!), за исключением ЗАО «Донецк-
сталь». Украинские ученые неоднократно выступали
с предложениями об актуальности решения в Украи¬
не проблемы газификации угля. В 1994 г УХИНом,
Гипрококсом и институтом «Химтехнология» был
разработан технико-экономический доьспад по пе¬
реработке угля методом газификации в химическую
продукцию на Баглейском коксохимзаводе в количе¬
стве 2,3 млн. т с получением генераторного газа для
последуюпіего использования в синтезе метанола. К
сожалению, эти предложения не нашли должной под¬
держки на государственном уровне и не были реали¬
зованы.
4. Заслуживает самого пристального внимания
епіе одна проблема, для комплексного решения кото¬
рой в ГМК Украины пока enje не имеется концепту¬
альных подходов.
Будупіее металлургии все чапіе рассматривается
в увязке с изменениями глобального ьспимата. Произ¬
водство 1 т стали сопряжено с образованием 1,5-2 т
СО
·. Перед мировым сообпіеством стоит задача: как
к 2020 г произвести более 1,5 млрд. т стали с наи¬
меньшими затратами и наименьшими производствен¬
ными выбросами в окружаюпіую среду. С 1950-х гг
эффективность использования энергетических ресур¬
сов в черной металлургии ежегодно повышалась на
1 %, однако уже ясно, что возможности в этом направ¬
лении исчерпаны. Достичь лучших результатов, а
главное - добиться коренного сокрапіения СО
· невоз¬
можно без радикальных изменений технологическо¬
го процесса. В обозримом будупіем доменный про¬
цесс будет главенствуюпіим в производстве метал¬
ла, однако он может претерпеть супіественные техно¬
логические усовершенствования (снижение темпера¬
турных параметров процесса, сокрапіение/исьспюче-
пие использования горячего воздушного дутья и др.).
Это может коренным образом изменить требования к
качеству кокса, в частности, к показателям, получае¬
мым эмпирическим путем.
Каким должно быть качество кокса для новых
технологий, направленных на супіественное сокра-
піение количества СО
·, пока неясно. Уже упомина¬
лось об одном из больших европейских проектов
ULCOS (производство стали со сверхнизким выде¬
лением СО
·) и о разработке безазотной или кисло¬
родной доменной плавки. В рамках реализации это¬
го проекта на заводе в Лулеа компании SSAB Tunnplat
АВ (Швеция) завершены первые экспериментальные
работы на доменной печи с использованием холодно¬
го кислородного дутья, после чего, очевидно, будут
сформулированы требования к качеству кокса.
Американская компания «Charles River Associ¬
ates» (CRA) приводит следуюш,ие данные об эмиссии
СО
· при использовании ресурсов и сырья для получе¬
ния металла (табл. 2).
Все технологии получения из руды железа с ис-

6

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



пользованием углерода сопряжены с эмиссией того
или иного количества СО
·. Наименьшую эмиссию
обеспечивает ьспассическая технология вынлавки чу¬
гуна в доменной печи - 2,4 т/т чугуна, наибольшую
- технология COREX (около 3,8 т/т).
Введение в развитых странах штрафных санкций
за выбросы парниковых газов ставит перед металлур¬
гией серьезную задачу Выполненные расчеты гово¬
рят о том, что стоимость улавливания и хранения СО
·
колеблется от 40 до 120 долл. США/т СО
·. Экономи¬
ческие преимупіества вдувания в домну ПУТ могут
быть сведены на нет, если будут применяться штраф¬
ные санкции, а вдувание природного газа станет более
привлекательным. Анализируя возможные техноло¬
гические усовершенствования процесса восстановле¬
ния, CRA делает вывод о том, что все они в совокуп¬
ности могут обеспечить сокрапіение эмиссии СО
· на
10-15 %. Что касается технологий коксования, то но
мнению CRA, только две из них - производство фор¬
мованного кокса и печи без улавливания обеспечива¬
ют снижение эмиссии СО
·.
В металлургическом и коксохимическом про¬
изводстве Украины, как в зеркале, находит свое от¬
ражение сложившаяся в мире ситуация, а украинские
производители металла и кокса тоже ипіут для себя
наиболее верные ответы на вызовы времени. Несмо¬
тря на динамизм и противоречивость развития собы¬
тий, неопределенность прогнозов, будупіего мировой
экономики, у нас сложилось собственное видение си¬
туации и концептуальные подходы в части коксохи¬
мической промышленности Украины.
В настояпіее время в Украине эксплуатируется
55 коксовых батарей производственной мопіностью
23,4 млн. т валового кокса 6 % влажности. Средний
возраст коксовых батарей составляет 22,8 г нри про¬
ектном сроке эксплуатации - 20 лет.
За последние 10 лет в Украине введено в эксплу¬
атацию 12 коксовых батарей конструкции Гипрокок-
са, которые по техническим, технологическим и эко¬
логическими характеристиками отвечают мировому
уровню. По проектной документации Гипрококса за
эти годы построено 8 коксовых батарей, в частности
на ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог», коксовая ба¬
тарея (к.б.) №№ 3, 4; ОАО «Ясиновский КХЗ», к.б.
№№ 1, 5, 6; АОЗТ «Харьковский коксовый завод»,
к.б. № 1-6-бис; ОАО «Баглейкокс», к.б. № 7; ООО
«Истек» «Горловский коксохимический завод», к.б.
№ 3; ОАО «Алчевсккокс» к.б. № 10-бис и др.
Современное технологическое и эксплуатацион¬
ное состояние коксохимических предприятий и про¬
изводств Украины в целом отвечает мировому уров¬
ню. Но 61 % основных технологических агрегатов
большинства коксохимических предприятий (коксо¬
вые батареи, цехи улавливания и переработки хими¬
ческих продуктов коксования и прочее) отработали
более 20 лет и нуждаются в реконструкции или тех¬
ническом нереоснапіении.
Определяюпіее значение в разработке концепции
развития отечественной коксохимической промыш¬
ленности на среднесрочную перспективу до 2020 г
имеет прогноз объемов производства кокса. Отече-




Таблица 2. Эмиссия С02 при использовапии
ресурсов и сырья для получения металла










ственные и зарубежные специалисты отмечают три
ьспючевых положения, чрезвычайно актуальных для
металлургии Украины в целом и коксохимической
отрасли.
Во-первых, в мире в настояпіее время уже уста¬
новилась жесткая конкуренция между производите¬
лями, поскольку около 500 млн. т мош,ностей не име¬
ют рынка и не используются для производства стали.
Во-вторых, в конкуренции, особенно на международ¬
ных рынках металлопродукции, определяюш,им будет
фактор себестоимости, а следовательно, и возможно¬
сти предложить потребителям выгодную более низ¬
кую цену. В-третьих, уникальность ГМК Украины, со-
стояш,ую в том, что 80 % металлопродукции экспорти¬
руется и только 20 % используется на внутреннем рын¬
ке, а следовательно, уязвимость производства от коле¬
баний и конъюнктура внешних рынков сбыта.
В рассматриваемой перспективе до 2020 г коксо¬
химическая промышленность Украины все enje бу¬
дет в определяюпіей мере зависеть от конъюнктуры
внешних рынков на металлопродукцию. По разным
оценкам, производство кокса на отечественных кок¬
сохимических предприятиях, с учетом роста приме¬
нения ПУТ, развития внутреннего рынка стали и экс¬
портных возможностей металлопродукции, оценива¬
ется на уровне от 17 до 21 млн. т в год.
Характеризуя текупіий момент, зарубежные спе¬
циалисты отмечают, что восстановление рынка нача¬
лось раньше, чем ожидалось, но в настояпіее время
супіествует вероятность как роста, так и спада рынка,
следует ожидать стойкого возрастания мирового рын¬
ка в период 2012-2020 гг благодаря фундаменталь¬
ным факторам роста потребления в развиваюпіихся
странах, особенно в Индии, Бразилии, Турции, Паки¬
стане и ряде других стран. Важно подчеркнуть, что в
условиях неопределенности рынка металлургическо¬
го кокса не следует упускать из виду также возмож¬
ность диверсификации некоторых коксохимических
производств в будупіем.
На основе анализа современного положения кок¬
сохимического производства и его сырьевой базы,
прогнозов развития металлургических технологий,
рынков сбыта кокса разработана концепция и главные
направления развития и усовершенствования техно¬
логии коксования в коксохимической промышленно¬
сти Украины на период до 2020 г:
· вместо 2-3 старых и морально изношенных кок¬
совых батарей строительство новых батарей с печами
41,3; 51,0, 63,4 м\ высотой не более 7 м (без примене¬
ния дорогого ступенчатого подвода газа и воздуха на

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

7




обогрев), шириной 450- 500 мм с комплексом эколо¬
гических мероприятий;
· техническое перевооружение действующих кок¬
совых батарей с внедрением энергосберегающих и
природоохранных мероприятий;
· широкое внедрение технологии сухого тушения
кокса со строительством новых установок производи¬
тельностью одной камеры до 200 т/ч кокса;
· применение технологий, направленных на рас¬
ширение сырьевой базы коксования и повышение ка¬
чества кокса путем избирательного измельчения ших¬
ты с пневмомеханической сепарацией, трамбование
угольной шихты перед загрузкой в камеру коксова¬
ния, брикетирование угольной шихты.
Энергосбережение и эффективное использование
энергоресурсов должно быть достигнуто за счет:
· максимального использования вторичных энер¬
горесурсов (ИВР);
· строительства новых и модернизации существу¬
ющих объектов энергетического хозяйства коксохими¬
ческих предприятий на базе современных парогазо-
турбинных энергоустановок (ПГТЭ), работающих на
коксовом и доменном газах и обеспечивающих повы¬
шение коэффициента использования топлива до 80 %;
· снижение удельных затрат электрической и те¬
пловой энергии на получение кокса;
· 100 % использования коксового газа;
· максимально возможного использования кон¬
денсата пара;
· применение оборудования, имеющего высокий
коэффициент полезного действия;
· введение электроприводов с частотным регу¬
лированием оборотов на оборудовании и установках
коксохимического производства.
Значительное уменьшение выбросов газов и пыли
в атмосферу должно быть достигнуто за счет внедре¬
ния на большинстве предприятий:
· технологии и оборудования вакуумной очистки
коксового газа от сероводорода и углекислого газа;
· технологии рассева кокса на трехситчатых гро¬
хотах;
· закрытия цикла воды газовых холодильников и
цикла воды конечного охлаждения коксового газа;
· вентиляционных установок УСТК с сухой очист¬
кой от пыли и дожиганием газов;
· установок беспылевой выдачи кокса с сухой
очисткой аспирационного воздуха от пыли;




· модернизации цехов улавливания и переработки
химических продуктов коксования с использованием
современных технологий, расширение номеньспатуры
и повышение качества и конкурентоспособности то¬
варных продуктов;
· реконструкции установок конечного охлаж¬
дения коксового газа и создание новых совре¬
менных схем очистки газа от сероводорода с ис¬
пользованием усовершенствованных техноло¬
гий, доведением очистки до состава не больше
0,5 г/м с целью сокращения выбросов в атмосферу
серного ангидрида;
· строительства и реконструкции сооружений для
сбора и очистки сливных и сточных фенольных вод,
модернизации установок биохимической очистки,
особенно от аммиака.
Существенные преимущества повышения конку¬
рентоспособности отечественной коксохимической
области и значительный экономический эффект обе¬
спечивают внедрение инновационных комплексных
технологий.

Библиографический список
1. Moss J. The recession is over: so what? Матери¬
алы Мирового саммита «Металлургический кокс
2009», октябрь 2009, Питсбург, США.
2. Грищенко С.Г., Власюк B.C. Состояние миро¬
вой металлургии в новых реалиях.../ Металлург
и горноруд. пром-сть. - 2010. - № 1. - С. 4-5.
3. Гринев А.Ф. Конкурентоспособность. Пути
повышения эффективности производства горно¬
металлургического комплекса Украины / Метал¬
лург и горноруд. пром-сть. - 2010. - № 1. - С. 1-3.
4. Zheng Wen Hua и др. Technical Progress in Chi¬
na's Coke-Making Industry/. Материалы 5-го Меж¬
дународного конгресса по науке и технологии
производства чугуна, 19-23 октября 2009, Шан¬
хай. - С. 357-360.
5. Хи Lie и др. Соке Dry Quenching Technical In¬
stallation / Материалы 5-го Международного кон¬
гресса по науке и технологии производства чугу¬
на, 19-23 октября 2009, Шанхай. - С. 367-371.
6. Agarwal J.C. Production trends of liquid iron / Ма¬
териалы Мирового саммита «Металлургический
кокс 2009», октябрь 2009, Питсбург, США.
7. Ярош Я. Кокс дальнего плавания / http: min-
prom.ua/ page 2/news 1405.html.
· систем пневмоуборки помещений объектов рас¬
сева кокса, мокрого тушения и углеподготовительных
цехов;


·


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



8



© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 669.162.267.6

Производство
Куберский С.В. /к.т.н./
ДонГТУ
Довгалюк Г.Я., Акулов В.В.,
ОАО «Алчевский МК»
Винник К.В.
Зборщик A.M. /д.т.н./
«ДонНТУ»
Десульфурация чугуна в 300-т заливочных ковшах кислородно-
конвертерного цеха
Приведено описание оборудования для десульфурации чугуна в 300-т заливочных ковшах
кислородно-конвертерного цеха ОАО «Алчевский МК» и технологии десульфурации металла.
Представлены результаты промышленных исследований, на основании которых установлена
зависимость эффективности использования магния для десульфурации чугуна от содержания
серы в металле при продувке чугуна в 300-т заливочном ковше смесью гранулированного магния и
порошкообразной флюидизированной извести. Ил. 2. Библиогр.: 8 назв.

Ключевые слова: десульфурация чугуна, заливочный ковш, гранулированный магний,
флюидизированная известь

Pig-iron desulfurization equipment in 300-ton ladles of oxygen-converter plant at OJSC "Alchevsk Iron
& Steel Works" and metal desulfurization technologies are presen
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
· Важнейшей задачей, которую предстоит решить
предприятиям металлургического комплекса Украи¬
ны, является повышение качества отечественной ме¬
таллопродукции и ее конкурентоспособности на вну¬
треннем и мировом рынках. Обязательным услови¬
ем конкурентоспособности металла является низкое
содержание серы, которое в современных сталепла¬
вильных цехах достигается широким использовани¬
ем внепечной десульфурации чугуна при подготов¬
ке его к сталеплавильному переделу и выплавленной
стали.
Сотрудниками Института черной металлургии
МЧМ СССР (в настояпіее время ИЧМ НАН Украи¬
ны) впервые показано, что при глубокой десульфура¬
ции чугуна наиболее экономичным является исполь¬
зование магниевых реагентов [1]. Впоследствии эти
выводы были подтверждены исследованиями ряда за¬
рубежных фирм. По этой причине большинство от¬
делений внедоменной десульфурации чугуна, введен¬
ных в эксплуатацию в последние годы, спроектиро¬
ваны для инжекционной обработки чугуна гранули¬
рованным без добавок или смесью гранулированного
магния с порошкообразной известью, карбидом каль¬
ция и др. [2, 3].
До недавнего времени внедоменная десульфура¬
ция чугуна на отечественных заводах выполнялась
в 80-140-т чугуновозных ковшах [4]. ОАО «Алчев¬
ский МК» первым из металлургических предприятий
Украины освоило технологию десульфурации чугу¬
на продувкой смесью гранулированного магния и по¬
рошкообразной флюидизированной извести в 300-т
заливочных ковшах кислородно-конвертерного цеха
(ККЦ) с использованием оборудования, изготовлен¬
ного по лицензии фирмы «Polysius» (Германия).
В настояпіей работе ставилась задача изучить эф¬
фективность использования этого способа обработ¬
ки для десульфурации металла в большегрузных за¬
ливочных ковшах.
В основном здании ККЦ ОАО «Алчевский МК»
расположены два отделения десульфурации («Се¬
верное» и «Южное»), каждое из которых имеет соб¬
ственное отделение перелива чугуна. Организация
работ по десульфурации чугуна в ККЦ поясняется
схемой на рис. 1.
В качестве реагентов для десульфурации чугу¬
на используются гранулированный магний марки
МГП-99 (ТУ 1714-004-43055164-2004) фракции 200-
1000 мкм и порошкообразная известь, флюидизиро¬
ванная в процессе помола силиконовым маслом. Со¬
гласно ТУ У 26.5-00193714-042-2001 химический со¬
став извести должен отвечать следуюпіим требовани¬
ям, %: СаО > 94, S < 0,04; потери при прокалке < 0,8.
Размер частиц извести не должен превышать 100 мкм.
При этом массовая доля частиц, размер которых не
превышает 60 мкм, должна составлять не менее 80 %.
В качестве транспортируюпіего газа при пере¬
грузке и инжектировании реагентов в металл исполь¬
зуется азот давлением не менее 10 бар (1 МПа), хи¬
мический состав которого должен соответствовать
требованиям к азоту повышенной чистоты 1 сорта по
ГОСТ 9293-74. В аварийных ситуациях предусмотре¬
на возможность использования в качестве транспор-
тируюпіего газа аргона, химический состав которого
должен соответствовать требованиям к аргону 1 со¬
рта по ГОСТ 10157-79.
Гранулированный магний и порошкообразная из-
I Куберский С.В., Зборщик A.M., Довгалюк Г.Я., Акулов В.В., Винник К.В., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

9



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО





Г ОТДЕЛЕНИЕ П
ПЕРЕЛИВА ЧУГУНА ;






ОТДЕЛЕНИЕ





I
ХРАНЕНИЯ
МАТЕРИАЛОВ












Рис. 1. Схема организации работ по десульфурации чугуна в ККЦ ОАО «Алчевский МК»: 1 - миксерный чугуновозный ковш;
2 - самоходный чугуновоз; 3 - заливочный ковш; 4 - транспортировка ковша краном в камеру десульфурации; 5 - шлаковая чаша на
стенде; 6 - кантовательный стенд заливочного ковша; 7 - машина скачивания шлака; 8 - платформа-крышка камеры десульфурации
с патрубком для отвода отходящих газов; 9 - фурма-зонд; 10 - фурма для вдувания реагентов в чугун; 11 - трубопровод подачи азо¬
та для донной продувки; 12 - камера десульфрации; 13 - пневмокамерный насос для вдувания десульфураторов в чугун; 14 - суточ¬
ный бункер запаса десульфураторов; 15 - промежуточный пневмокамерный насос-транспортер; 16 - бункер запаса десульфураторов;
17 - автоцистерна
весть в специальных автоцистернах доставляются на
разгрузочную станцию расположенного в отдельном
здании отделения хранения материалов и пневмо¬
транспортом перегружаются в три бункера запаса ем¬
костью 100 м
· каждый, один из которых предназначен
для хранения магния, а два других - извести. Бункера
запаса оборудованы датчиками уровня материалов и
весовым табло для контроля массы материалов в бун¬
кере. Во избежание подсосов воздуха и влаги в бунке¬
рах запаса постоянно поддерживают избыточное дав¬
ление 2-5 мбар (200-500 Па). Бункер запаса гранули¬
рованного магния дополнительно оборудован датчи¬
ком для определения содержания кислорода в атмос¬
фере и термопарой. При увеличении содержания кис¬
лорода в атмосфере бункера запаса магния более 1,0 %
и температуре выше 150 °С производится очисти¬
тельная продувка бункера азотом.
Из бункеров запаса материалы самотеком посту¬
пают в три промежуточных пневмокамерных насоса-
транспортера емкостью 1 м
·, каждый из которых сое¬
динен с одним из бункеров запаса и предназначен для
передачи реагентов в один из суточных бункеров за¬
паса «Северного» и «Южного» отделений десульфу¬
рации.
В каждом из отделений десульфурации имеется
три суточных бункера запаса емкостью 10 м
·, один
из которых предназначен для гранулированного маг¬
ния, а два других - для порошкообразной извести.
Так же как и бункера запаса отделения хранения ма¬
териалов суточные бункера запаса отделений десуль¬
фурации оборудованы датчиками уровня материа¬
лов и весовым табло для контроля массы материалов
в бункере. Заполнение их производится в автомати¬
ческом режиме при снижении уровня материалов в
бункерах ниже максимального. Суточный бункер за¬
паса магния донолнительно оборудован средствами
контроля содержания кислорода в атмосфере и темпе¬
ратуры. Сброс давления и удаление заныленного азота
из суточных бункеров запаса производится через тка¬
невые фильтры и предохранительный ьспапан для под¬
держания постоянного избыточного давления 2-5 мбар
(200-500 Па).
Из суточных бункеров запаса десульфураторы
самотеком поступают в пневмокамерный насос для
вдувания в чугун гранулированного магния емкостью
1 м' и два пневмокамерных насоса для вдувания по¬
рошкообразной извести емкостью 2 м
·. Емкость на¬
сосов достаточна для обработки одного ковша с чугу¬
ном без промежуточной дозагрузки. Из этих насосов
гранулированный магний и порошкообразная флюи-
дизированная известь поступают в пневмотрассу, где
происходит их смешивание, после чего реагенты вду¬
ваются в металл в массовом соотношении 1 : (5-7).
Для вдувания десульфураторов в чугун исполь¬
зуются футерованные жаропрочным бетоном двух-
сопловые фурмы длиной 6500 мм. Сопла диаметром
12 мм расположены под углом 90° к продольной оси
фурмы в одной плоскости. Расстояние от оси сопел
до нижнего торца фурмы составляет 150 мм.
Для доставки чугуна из доменного цеха использу¬
ются 350-т чугуновозные ковши миксерного типа, ко¬
торые поступают в отделения перелива чугуна ККЦ
по двум железнодорожным путям, проложенным по
обе стороны от ямы перелива на отметке ± О мм. В
яме перелива на отметке -9000 мм проложен рельсо¬
вый путь, соединяюпіий отделение перелива чугуна с
загрузочным пролетом цеха. По этому пути переме-
піается самоходный чугуновоз, предназначенный для
транспортирования 300-т заливочного ковша, в дни-
піе которого вблизи стенки диаметрально противопо¬
ложной сливному носку установлены две пористые
пробки для продувки металла азотом. Чугуновоз обо-
10
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
рудован тензодатчиками для взвешивания чугуна в
процессе перелива. При переливе металла из чугуно-
возного ковша в заливочный уровень свободного бор¬
та ковша должен составлять не менее 500 мм.
После перелива чугуна в заливочный ковш чугуно¬
воз перемепіается в загрузочный пролет. При помош,и
мостового крана грузоподъемностью 470 + 100/20 т
ковш снимается с чугуновоза и устанавливается на
кантовательный стенд в камере десульфурации. В
процессе установки ковша на стенд автоматически
выполняется подьспючение продувочных устройств к
трубопроводу подачи азота.
При наличии в ковше большого количества шла¬
ка перед обработкой может проводиться скачивание
шлака из заливочного ковша. При этом стенд с ков¬
шом наклоняется с помош,ью гидроцилиндра в сто¬
рону сливного носка ковша, под которым установле¬
на шлаковая чаша. При появлении шлака на сливном
носке дальнейший наьспон ковша прекрапіают и про¬
водят частичное скачивание шлака нри помош,и ма¬
шины скребкового типа. При этом шлак отдувается
в сторону сливного носка ковша путем продувки ме¬
талла азотом через пористые пробки в днипіе с рас¬
ходом 60 нм
·/ч на каждое из продувочных устройств.
Расходы магния и извести на обработку ковша
определяются автоматизированной системой управ¬
ления технологическим процессом на основании ре¬
зультатов химического анализа нроб металла, ото¬
бранных из миксерного ковша в доменном цехе после
последнего налива чугуна.
Перед началом обработки над камерой десульфу¬
рации устанавливают самоходную платформу, на ко¬
торой смонтированы фурма-зонд для отбора проб и
замера температуры чугуна, а также запіитная крыш¬
ка ковша с патрубком для отвода отходяпіих газов.
После этого вьспючают систему газоочистки в рабо¬
чем режиме, при использовании которого произво¬
дительность дымососа составляет 300000 тыс. нм
·/ч,
и начинают опускать продувочную фурму. В первом
промежуточном положении (1000 мм от верха ковша)
происходит автоматическая остановка фурмы, и начи¬
нается подача азота. Затем фурму опускают во второе
промежуточное положение (300 мм от верха ковша),
при этом вновь происходит автоматическая остановка
и начинается подача извести. После этого фурму по¬
гружают в обрабатываемый металл. При высоте фур¬
мы над днипіем ковша равной 300 мм происходит ав¬
томатическая остановка и начинается подача магния.
Обычно скорости подачи магния и извести в металл
составляют соответственно 12 и 60-85 кг/мин, расход
транспортируюпіего газа 50-60 нм$ч. При этом про¬
должительность десульфурации 250-280 т чугуна со¬
ставляет 10-20 мин в зависимости от исходной концен¬
трации серы в металле и необходимого содержания ее
по окончанию обработки.
После ввода в металл расчетного количества де-
сульфураторов подачу магния нрекрапіают и подни¬
мают фурму во второе промежуточное положение,
где отьспючают подачу извести. Затем фурму подни¬
мают в первое промежуточное положение и 2-3 раза в
течение 2-3 с подают через фурму азот под давлением
10 бар (1 МПа) для очистки сопел фурмы. После это¬
го фурму поднимают в исходное положение, не пре-
крапіая подачу азота до полного подъема фурмы.
При помош,и фурмы-зонда измеряют температуру
металла и отбирают пробу для определения содержа¬
ния серы в чугуне. После подъема фурмы в исходное
положение кантовательный стенд наьспоняют в сторо¬
ну сливного носка ковша. Продувая металл азотом че¬
рез пористые пробки в днипіе ковша, отдувают шлак
от задней стенки ковша к сливному носку и скачива¬
ют его в шлаковую чашу. По окончанию скачивания
шлака стенд возврапіают в исходное положение. На¬
блюдение за ходом десульфурации чугуна и скачива¬
ния шлака ведется с нульта управления с помош,ью
видеокамеры. Если согласно данным химического
анализа содержание серы в чугуне в результате обра¬
ботки не понизилось до необходимого уровня, прово¬
дят повторную продувку.
По окончании обработки платформу-крышку ка¬
меры десульфурации отводят в парковочное положе¬
ние. Производительность дымососа системы газоо¬
чистки уменьшают до 100000 тыс. нм$ч. При помо-
ш,и заливочного крана, оборудованного тензодатчика¬
ми для определения фактической массы заливаемого
в конвертер чугуна, ковш снимают со стенда и транс¬
портируют в загрузочный пролет ККЦ.
Для оценки эффективности использования маг¬
ния на десульфурацию чугуна в 300-т заливочных
ковшах ККЦ ОАО «Алчевский МК» были проанали¬
зированы результаты промышленных исследований,
выполненных в 2009 г В первом полугодии 2009 г
были проконтролированы результаты обработки 944
ковшей, масса чугуна в которых изменялась в преде¬
лах 228-304 т, в среднем составляя 262 т. Температу¬
ра обрабатываемого чугуна изменялась в пределах
1259-1453 °С. Концентрация серы в чугуне до обра¬
ботки находилась в пределах 0,009-0,155 %, после де¬
сульфурации 0,001-0,043 %. При этом удельный рас¬
ход магния составлял 0,054-1,44 кг/т чугуна.
Во втором полугодии 2009 г проконтролированы
результаты обработки 940 ковшей, масса чугуна в ко¬
торых изменялась в пределах 242-299 т, в среднем со¬
ставляя 275 т. Температура обрабатываемого чугуна
изменялась в пределах 1350-1430 °С. Концентрация
серы в чугуне до обработки находилась в пределах
0,010-0,106 %, после десульфурации 0,002-0,047 %.
Удельный расход магния составлял 0,19-0,81 кг/т чу¬
гуна.
Полученные при этом результаты представле¬
ны на рис. 2 в виде зависимости между средними за
время обработки значениями степе™ использования
магния на десульфураціда чугуна (//
·) и концентра¬
ции серы в металле {JS] ).
·$Іетодика определения
численных значений
· [S] онисана в работе [5].
При обработке экспериментальных данных учитыва¬
ли результаты ранее выполненных исследований [6,7],
согласно которым при десульфурации чугуна продув¬
кой смесью гранулированного магния и флюидизиро-
ванной извести вдуваемая вместе с магнием в металл
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
11



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
известь не оказывает существенного влияния на ре¬
зультаты о
·аботки. Поэтому нри расчете численных
значений rj
· предполагали, что все количество уда¬
ленной из чугуна серы вступало в реакцию с магни¬
ем.
Статистическая обработка данных на рис. 2а с
использованием пакета приьспадных программ «Stat-
0,02 0,04 0.06 [S]. %
0,02 0.04 0.06 [S], %
graphics Plus 3.0» показала, что из имеющегося набо¬
ра стандартных статистических моделей зависимость
степени использования магния на десульфурацию чу¬
гуна от концентрации серы в металле точнее других
описывает модель «S-curve» вида
= ехр(-0,328813-0,00638938/[5]). (1)
При найденных значениях коэффициентов в кор¬
реляционном уравнении (1) величина коэффициента
корреляции R = 0,729.
Обработка данных на рис. 26 показала, что они
могут быть описаны той же статистической моделью
вида
Tis = ехр(-0,315121-0,00804182/[5]) =0,5311.(2)
Результаты вычислений но уравнениям (1) иХ2)
существенно различаются в области значений [S]
менее 0,010 %, что обусловлено матім количеством
плавок в этом диапазоне значений [S] ъ массиве экс¬
периментальных данных, полученном во втором по¬
лугодии 2009 г При более высоких значениях [S]
результаты расчетов но уравнениям (1) и (2) с доста¬
точной для практических целей точностью совпа¬
дают, что позволяет считать установленные зависи¬
мости достоверными и использовать их для оценки
удельного расхода магния на десульфурацию чугуна.

Выводы
Таким образом, в условиях ОАО «Алчевский
МК» проведены промыпшенные исследования де-
сульфурации чугуна инжектированием гранулиро¬
ванного магния в 300-т заливочные ковши ККЦ. Уста¬
новлены зависимости степени использования магния
на десульфурацию чугуна от среднего за время обра¬
ботки содержания серы в металле. Расчеты с исполь¬
зованием уравнений (1) и (2) показывают, что при по¬
нижении содержания серы в чугуне от 0,020-0,030 до
0,005 % средние значения удельного расхода магния
составляют 0,330 - 0,465 кг/т.
Сравнение результатов настоящего исследования
с нриведенными в работе [8] данными об эффектив¬
ности десульфурации металла в 140-т чугуновозных
ковшах показывает, что при обработке в 300-т зали¬
вочных ковшах ККЦ удельный расход магния на де¬
сульфурацию чугуна уменьшается в 1,37-1,3 раза.
Дальнейшие исследования будут направлены на
уточнение зависимости степени использования маг¬
ния на десульфурацию чугуна от концентрации серы





























































·
Рис. 2. Результаты промышленных исследований десуль¬
фурации чугуна в 300-т заливочных ковшах: а - первое по¬
лугодие 2009 г.; б - второе полугодие 2009 г
В металле при ее значениях менее 0,010 %, анализ эф¬
фективности использования дорогостоящей флюиди-
зированной извести в условиях внепечной десульфу¬
рации чугуна магнием и поиск альтернативных шла-
кообразующих смесей, позволяющих уменьшить за¬
траты на обработку за счет понижения стоимости де-
сульфураторов и уменьшения потерь чугуна с ковше¬
вым шлаком.

Библиографический список
1. Внепечная десульфурация чугуна на предприя¬
тиях черной металлургии / А.Ф. Шевченко, Ю.Ф.
Вяткин, С.В. Лепорский и др. // Сталь. - 1985. -
№ 10.-С. 32-34.
2. Большаков В.И. Создание и промышлен¬
ное применение современных аппаратурно-
технологических комплексов десульфурации чу¬
гуна на металлургических комбинатах Китая /
В.И. Большаков, А.Ф. Шевченко, В.А. Алексан¬
дров и др. // Металлург и горноруд. пром-сть. -
2004.-№4.-С. 6-12.
3. Современные установки десульфурации чугу¬
на и их технологические возможности / А. Эхель-
мейер // Труды восьмого конгресса сталеплавиль¬
щиков (Нижний Тагил, 18-22 октября 2004 г).
М.: ОАО «Черметинформация», 2005. - С. 31-39.
4. Зборщик A.M. Эффективность промышленных
технологий внедоменной десульфурации чугуна
// Сталь. - 2004. - № 2. - С. 18-22.
5. Зборщик A.M. Анализ термодинамики и кине¬
тики десульфурации чугуна магнием // Сталь. -
2001.-№ 7.-С. 17-20.
6. Сравнение эффективности современных техно¬
логий внедоменной десульфурации чугуна. / A.M.
Зборщик, С.В. Куберский, К.Е. Писмарев и др. //
Сталь.-2010.-№ 1.-С. 21-23.
7. Зборщик A.M. Эффективность современных
технологий внедоменной десульфурации чугуна.
/ A.M. Зборщик, С.В. Куберский, К.Е. Писмарев
и др. // Изв. вузов. Черная металлургия. - 2009. -
№ 11.-С. 10-12.
8. Зборщик A.M. Эффективность десульфурации
чугуна магнием в крупных заливочных ковшах //
Сталь. - 2002. - № 7. - С. 20-23.

12

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК: 669.162.266.4.003.12 Наука
Тогобицкая Д.Н. /д.т.н./, Можаренко Н.М. /к.т.н./, Белькова А.И. /к.т.н./, Степаненко Д.А.
Институт черной металлургии НАН Украины
Аналитическая оценка свойств доменных шлаков,
обеспечивающих устойчивую работу печи в нестационарных
условиях
с использованием системы контроля и управления шлаковым режимом доменной плавки вы¬
полнены расчетно-аналитические исследования состава и высокотемпе->ратурных свойств ших¬
товых материалов и соответствуюш,их им свойств первичных и конечных шлаков из задувоч-
ных шихт и в период остановки печи на капитальный ремонт для условий работы доменных пе¬
чей ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог» и ОАО «Северсталь». Установлены предельные значения
физико-химических свойств первичных и конечных шлаков в рабочем режиме, в периоды задувки и
выдувки доменных печей в сырьевых условиях заводов Украины. Ил. 6. Библиогр.: 7 назв.

Ключевые слова: доменная печь, задувка, выдувка, шихтовые материалы, температуры
размягчения и плавления, доменный шлак, свойства шлака, вязкость, энтальпия

The calculation-analytical investigation on composition and high temperature prope
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·owing-out, charge materials, softening and smelting
temperature, blast-furnace slag, properties of slag, viscosity, enthalpy

Современное состояние вопроса
В нестационарных условиях работы нечи свой¬
ства образующихся из шихтовых материалов первич¬
ных и конечных шлаковых расплавов должны спо¬
собствовать безаварийной и устойчивой работе до¬
менных печей. При задувке печи процессы форми¬
рования зон размягчения и плавления шихтовых ма¬
териалов и образуюпіихся из них расплавов играют
важную роль для поддержания ровного хода печи и
предотврапіения подвисаний и обрывов шихты, для
сохранения футеровки печи горна, заплечиков, низа
шахты, а также условий гарнисажеобразования в на¬
чальный период работы печи. В период остановки
нечи на капитальный ремонт при проведении промы¬
вок шлаковый режим определяет дренажную способ¬
ность горна, обеспечивая равномерную выдачу про¬
дуктов плавки, и способствует удалению запіитного
гарнисажа шахты и металлоприемника печи.
Оценке технологической роли шлаковых распла¬
вов в обеспечении безаварийной и устойчивой рабо¬
ты печи при задувке и выдувке в литературе посвяпіе-
но ограниченное число публикаций.
Целью настоящей работы является расчетно-
аналитическая оценка и установление предельных
значений физико-химических свойств доменных
шлаков в периоды задувки и выдувки в сопоставле¬
нии с рабочим режимом работы доменных печей в
сырьевых условиях заводов Украины.
Изложение основных материалов исследования
Для создания наиболее рациональных условий, а
именно прогрева шихтовых материалов, направлен¬
ного воздействия на процессы шлакообразования,

связанного с формированием зоны размягчения, пер¬
вичных, промежуточных и конечных шлаков в пери¬
од задувки, раздувки и вывода печи в рабочий режим,
важно знать температуры размягчения и плавления
шихтовых материалов, а также свойства первичных и
конечных шлаков. Для прогнозирования свойств же¬
лезорудных материалов используется разработанная
в ИЧМ обобпіенная модель агрегатных преврапіе-
пий, методика которой описана в работах [1-3]. На¬
личие такой модели позволяет выполнить априорный
анализ плавкости железорудных материалов в соот¬
ветствии с их наличием и выбрать целенаправленный
режим их загрузки в соответствии с технологической
инструкцией задувочного и выдувочного периодов.
Обработка исходных данных на основе «сверт¬
ки» химического состава и температур размягчения
и плавления, различных не восстановленных агло¬
мератов, окатышей и железной руды позволила по¬
лучить модели для прогнозирования этих свойств в
виде уравнений: Т° = f {Fe
·O
·,FeO,l
·e,р) Ае
- химический эквивалент состава шихты; р - показа¬
тель стехиометрии структуры [1]. С учетом степени
восстановления {R) получены уравнения для расчета
температур начала и конца размягчения и плавления
для агломератов и конвертерного шлака, окатышей и
руды в виде =f{T\-R) [3].
Разработанные модели прогнозирования состава
и высокотемпературных свойств шихтовых материа¬
лов и соответствуюпіих им свойств первичных и ко¬
нечных шлаков реализованы в разработанной в ИЧМ
системе контроля и управления шлаковым режимом
доменных печей «Шлак», прошедшей широкую апро-

© Тогобицкая Д.Н., Можаренко Н.М., Белькова А.И., Степаненко Д.А., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

13



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО

ОАО
·'Арселор Ииттал Кривой Рог
·' Печь №9
Хішичвсмий состав
·ахружаемой шихты (%>:

Наименование расчета; О










Z КОКСА, % = 12-20










пр&бу кокса; K2S
· 96.5 ; МІО 7.6










коЛ'-ьо Из них промывочных:D.
Показатели шихты:
Fe203 = 65.64
Feot
·m. 52.33
De = -3.205
Ro = 0>734
Dde = -1*074
Колошниковый гаа:
Давланме (ати)1.50
С02 <%)=20.10
· Дутье:
Содержание 02(%)=26,5
Расход пр, раза(мЗ/мин)=466,О
Ca0/Si02 - 0.Э83 Al203/Mg0 = 1.183
(CaO+KgO)/Si02=l,073
СО І%)=2".Л0
Температура (*С>"190.0
Расход дутья{мЗ/мин)7200
Температура дутья(°С)=1050
Расчетные показатели технолоп
·:
Степень испол
· гаэа(доли) = 0.414
Расход топлива на 1кг 0,253
Длина фурменной Зоны (м) = 2.136
Рудная нагрузка 2,567
Температура горения ~ 2147
ПокаваФдли коксаі
Расход кокса (кг/т)672,4
Диаметр кокса (мм)=26.2
Пло-зі-н. коксе (кг/мЗ) =1009. О

Доли перехода в шлак:
LSi « 0.81452 LMn в 0.22571
Давление ду%ья(ати)3.10
Естеста.алажн.(р/мЗ)-10.00
Расход пара(т/ч)О.00
Влажность дутья<г/мЗ)~10.00


0.96419 LFe





























Рис. 1. Выходной документ системы прогнозирования продуктов доменной плавки по составу загружаемой задувочной
шихты ДП № 9
бацию на ряде доменных нечей отрасли [4-6]. С ис¬
пользованием системы «Шлак» для задувочных шихт
ДП №№ 8, 9 ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог», а
также ДП № 5 ОАО «Северсталь» рассчитаны свой¬
ства доменных шлаков (рис. 1-3). Указанные на рис.
3 интервалы изменения физико-химических критери¬
ев стехиометрии г и физико-химического эквивалента
состава шлака De соответствуют обоснованным гра¬
ничным условиям, предъявляемым технологически¬
ми требованиями к конечным шлакам, обеспечиваю-
піим нормальный ход печи и выплавку чугуна задан¬
ного состава в условиях работы ДП № 9. Динамика
изменения свойств первичных шлаков (рис. 2) в до¬
статочной степени точно отражает закономерности
изменения вязкости первичных шлаков, полученных
из частных шихт.
В доменной печи задувочная шихта по высоте
печи распределена большими блоками, причем ниж¬
няя половина печи практически представлена одним
коксом. Поэтому первичный шлак нижней зоны печи
(фурменный пояс - распар) представляет собой шлак,
образованный золой кокса. Доминируюш,ими вепіе-
ствами при этом будут SiO
· - около 50 % и АІ
·О
· - 20-
30 %, остальные составляюш,ие представлены в не-

J4

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4







ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО











Р[Г1І Р11Г2
! 3 4 5 б
ПІП ГІШ
І1ПСХІЫ I









б рші рш:
-дпш
-дп>чй
·
'ДП№5
· miLmj
Рис. 2. Динамика изменения свойств первичных шлаков задувочной шихты ДП № 8, 9 ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог» и
ДП № 5 ОАО «Северсталь»
1У6«


193(1
2
ІЧОМ
РШ
1N7II


1N4II


INK)

№ шіі\ты

- Л 5 4
У./
кі,
().й<15 0.700 0.705 0.710 0.715 0.720 0.725 0.73»
Стгміоліетріія ш.ііжі) р
-2.7 -2.6 -2.5 -2.4 -2.J -2.2
ХіІМІІЧГГКІІІІ 'ЖВІІВЛ.ІСНТ CUfTDBil Ш.11ІК1) &f
Рис. 3. Динамика изменения свойств конечных шлаков задувочной шихты ДП № 8 (·); ДП № 9 (
·) ОАО
Кривой Рог» и ДП № 5 (
·) ОАО «Северсталь»
«АрселорМиттал
значительном количестве. Поэтому визуально, при
раздувках нечей этот шлак при прохождении его че¬
рез фурменную зону наблюдается очень вязким и на
срезе фурм провисает короткими стеками. Однако,
учитывая то, что в первые часы работы образование
первичного шлака идет в периферийной зоне, стекает
этот шлак в пределах пристенной зоны. Учитывая его
вязкое состояние, следует ожидать наслоение его на
епіе недостаточно прогретые стены заплечиков, горна
и металлоприемника. Именно развитие этого процес¬
са необходимо поддерживать первые двое суток раз-
дувки печи, обеспечивая таким образом образование
высокопрочного гарнисажа.
По мере схода раздувочной шихты в зону низа
шахты и заплечиков приходит офлюсованная часть
задувочной шихты с практически сформированным
конечным шлаком. Как правило, состав этого блока
состоит из конвертерного шлака и піебня, получае¬
мого из доменного шлака. Если учесть, что соглас¬
но отработанным технологиям раздувки печей коли¬
чество шлака на тонну чугуна должно быть 0,8-1,2 т,
то естественно, что физические свойства первичных
шлаков будут определяться системой конвертерный
шлак - доменный піебень - зола кокса. Вязкость пер¬
вичного шлака уже при температуре около 1350 °С
находится в пределах 0,5-1,7 Па-с.
Следуюпіий блок задувочной шихты уже пред¬
ставлен железосодержапіими материалами и коксом
с нарастаюпіей рудной нагрузкой. Поэтому образова¬
ние первичных шлаков из этих частных шихт будет
близким к обычным при стационарных режимах. Уже
будет достаточно полно сформировано поле устойчи¬
вых шлаков тройных систем CaO-SiOj-Al
·Oj и MgO-
SiOj-Al
·Oj и др. В результате, каквидно на рис. 2, вели¬
чины вязкости из последних шихт будут практически
одинаковыми. В задувочной шихте ДП № 8, 9 харак¬
тер изменения значений вязкости шлака по всем ших¬
там практически идеален. Это хорошо прослежива¬
лось в реальных условиях работы печи. Шлак хоро¬
шо аккумулировал тепло и на выпусках наблюдался
хорошо текучим. Это подтверждается и температу¬
рой начала плавления первичных шлаков (рис. 2), а
также большим количеством мусора на первых выпу¬
сках благодаря хорошей текучести конечного шлака.
С приходом в зону первичного шлакообразова¬
ния шихт, близких по компонентному составу к ра¬
бочим, с повышением температуры теплота образо¬
вания шлака растет, что и подтверждено расчетно-
аналитическим экспериментом (рис. 3). И хотя конеч¬
ные шлаки для условий ДП № 5 ОАО «Северсталь»
обладают более высоким теплосодержанием за счет
увеличенного содержания MgO, тенденция роста эн¬
тальпии шлаков для задувочных шихт аналогична
шлакам заводов Украины.
С целью ликвидации замусоренности горна про¬
водятся промывки за несколько суток до останов¬
ки печи с вводом в загрузочную шихту специальных
промывочных материалов с определенными свой¬
ствами. Т.к. расплавы из промывочных шихт доста¬
точно агрессивные по отношению к футеровке до¬
менной печи, выбор промывочных композиций, ре¬
жим их загрузки и промывки определяется обычно
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
15




ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО





· о
о 2

0.450
0.425
0.400
0.375
0.350
0.325
0.300



I МдО,% 6

Вязкость тш
·
· W



1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 37 40 43 46 49 52 55 58 61 64 67
- Вязкость
-MgO,%
Выпуск




о

·)
s
1,2 % и пониженную основ¬
ность шлака (СаО/ SiO
·)
1,10-1,15 ед.
В качестве промывоч¬
ных материалов использу¬
ют обычно железную руду,
которая обеспечивает под¬
вижность расплава ниже об¬
ласти вязко-пластичного со¬
стояния и приносит в горн
печи 35-40 % закиси железа,
что обуславливает её высо¬
кую реактивность по отно¬
шению к коксовой мелочи.
Также для улучшения дре¬
нажной способности гор¬
на добавляют марганцевую



4.5
3.5
2.5
1.5
0.5
1 4
7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 37 40 43 46 49 52 55 58 61 64 67
Поверх.натяжение
·Т начала плавления
Выпуск
руду-
Анализ характеристик
конечного шлака ДП № 9
(рис. 4-5) показал следую-
піее. В подготовительном
периоде к выдувке шлако¬
вый режим характеризовал¬
ся как неустойчивый. В ре¬
зультате нестабильности
-0.5
7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 37 40 43 46 49 52 55 58 61 64 67
теплового состояния низа
[Si],%»Т чугуна Выпуск
Рис. 4. Изменение показателей чугуна и шлака в период промывки горна перед выдувкой
ДП 9 ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог»
печи и содержания крем¬
ния в чугуне (от 0,25 до
2,20 %), связанной с посту¬
плением кокса низкого ка¬
ИСХОДЯ из накопленного опыта и особенностей плав¬
ки, поскольку условия проведения нромывок в тех¬
нологической инструкции не конкретизированы. Для
обеспечения ровного хода доменной печи в течение
последних 1-2 суток перед остановкой повышают те¬
пловое состояние горна за счет понижения рудной
нагрузки таким образом, чтобы к моменту останов¬
ки «облегченная «шихта подошла к распару, обеспе¬
чивая повышенное содержание кремния в чугуне 1,0-


Энтальпия ЁЛ,кДж/кг
зад}вка - 1820-1850
рабочвй режим - 1830-1360
вид
·'вка - 1840-1871}
чества, основность шлака по CaO/SiO
· изменялась от
1,09-1,13 до 1,29-1,32 при переходе на выплавку ли¬
тейного чугуна. При соотношении Al
·O
·/MgO в ко¬
нечных шлаках, равном 1,70-1,85, свойства шлаков ко¬
лебались в широком диапазоне, что при повышенной
вязкости и поверхностном натяжении, пониженной
температуре плавления даже при высокой основно¬
сти создавало затруднения дренажа продуктов плав¬
ки в горне и осложнения в ходе плавки. К моменту

''
·
·Вязкость Щ}ИТ=1500"С '

·15в6>
задувка- 0,25-0,3
рабочнй режим - ОДб-0,33
выдувка - 0,2-0,28











15"в'
задувка- 400-430
рабочоЁ режвм - 420-440
выдувка - 400-420
Рис. 6. Предельные значения физико-химических свойств конечных шлаков при задувке, выдувке и в рабочем режиме
доменных печей в условиях заводов Украины

16
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО

выдувки печи повышенное
содержание MgO в конечных
шлаках (примерно на 1 %)
при возросшей основно¬
1380
1360
сти (1,29-1,32) и понижен¬
ном отношении AIjOj/MgO
(1,49-1,63) улучшило вяз¬
кость шлаков, они стали бо¬
1340 +
н 1320
1300
1280 -



·
·
Л»»
лее подвижными, энтальпия
возросла при одновременно
возросшей их температуре
(рис. 5). Улучшение свойств
конечных шлаков обусло¬
1260 -
1240
1220
1.3




1.5
* * *
·
* -sv.

·
·

1.7 1.9
AljOj/MgO
вило улучшение дренажной
способности горна и способ¬
ствовало более равномерной
выдаче продуктов плавки.

Заключение
Рис. 5. Зависимость свойств от содержания MgO в конечном шлаке при выдувке ДП № 9
ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог»
2. Выбор рационального состава доменной
шихты на основе физико-химического моделиро¬
вания свойств расплавов / Д.П. Тогобицкая, А.Ф.
Таким образом, в результате выполненной
расчетно-аналитичекой оценки шлакового режима с
помош,ью системы «Шлак» установлены предельные
значения физико-химических свойств первичных и
конечных шлаков, обеспечиваюш,ие ровный ход печи,
устойчивое тепловое и дренажное состояние горна в
рабочем режиме, в периодах задувки и выдувки до¬
менных печей в сырьевых условиях заводов Украи¬
ны (рис. 6):
- в задувочном периоде вязкость первичных
шлаков при температуре 1350 °С должна быть в пре¬
делах 0,4-2,0 Пахе с выходом на рабочую шихту с
вязкостью при Т = 1500 °С на уровне 0,3 Пахе; тем¬
пература кристаллизации конечных шлаков не более
1300 °С; поверхностное натяжение конечных шлаков
на уровне 400-430 мН/м; энтальпия на уровне 1820-
1850 кДж/кг;
- в рабочем режиме оптимальной является вяз¬
кость при температуре 1450-1550 °С не менее 0,25-
0,26 Пахе; температура конца кристаллизации не бо¬
лее 1300 °С; поверхностное натяжение на уровне 420-
440 мН/м; энтальпия на уровне 1830-1860 кДж/кг;
серопоглотительная способность не менее 13-20;
- при выдувке печи необходимо обеспечить хо¬
рошую текучесть шлаков с вязкостью при темпера¬
туре 1450-1550 °С не более 0,2-0,3 Пахе, температу¬
ру конца кристаллизации на уровне 1300-1350 °С,
снижение новерхностного натяжения до уровня 410-
420 мН/м, повышение теплосодержания (энтальпии)
до уровня 1840-1870 кДж/кг.

Библиографический список
1. База данных и модели для прогнозирования
плавкости железорудных материалов / Э.В. При-
ходько, А.Ф. Хамхотько, Д.П. Тогобицкая // Сталь.
-1998.-№9.-С. 7-9.













































·
Хамхотько, А.И. Белькова и др. // Металлургия
России на рубеже XXI века: Сб. научн. тр.- Ново¬
кузнецк: МППК, 2005. - С. 92-99.
3. Разработка моделей для прогнозирования
агрегатных преврапіений железорудных материа¬
лов в доменной печи / Д.П. Тогобицкая, А.Ф. Хам¬
хотько, Н.А. Гладков, Н.Е. Ходотова // Фундамен¬
тальные и прикладные проблемы черной метал¬
лургии. Сб. научн. тр. - Днепропетровск: ИЧМ,
2009.-Вып. 19.-С. 49-66.
4. Совершенствование шлакового режима до¬
менной плавки в сырьевых условиях КГГМК
«Криворожсталь» / П.И. Оторвин, Д.Н. Тогобиц¬
кая, А.И. Белькова, Н.М. Можаренко // Сталь.
-№ 6.-2004.-С. 24-28.
5. Физико-химические основы создания систе¬
мы контроля и управления шлаковым режимом
доменной печи в изменяюш,ихся шихтовых и тех¬
нологических условиях / Д.Н. Тогобицкая, А.Ф.
Хамхотько, А.И. Белькова, П.И. Оторвин // Тео¬
рия и практика производства чугуна. Тр. МНТК.
- Кривой Рог, 2004. - С. 504-508.
6. Огнеупоры для футеровки доменной печи и
их взаимодействие с доменными шлаками / В.И.
Большаков, А.С. Нестеров, П.И. Оторвин, Д.Н.
Тогобицкая, А.Ф. Хамхотько // Фундаментальные
и приьспадные проблемы черной металлургии. Сб.
научн. тр. - Днепропетровск: ИЧМ, 2005. - Вып.
10.-С. 245-261.
7. Приходько Э.В. Металлохимия многокомпо¬
нентных систем. - М.: Металлургия, 1995. - 320 с.

Поступила 23.03.2010


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4


17




КОКСОХИМИЧЕСКОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 338:669.162 Производство
Лялюк В.П. /д.т.н./, Шеремет В.А. /к.т.н./, Учитель А.Д. /д.т.н./, Ляхова И.А. /к.т.н./,
Кекух А.В. /к.т.н./, Оторвин П.И. /к.т.н./, Кассим Д.А.
Писарь С.А. КМФ НМетАУ
ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог»
Оценка степени однородности угольной шихты
в условиях ухудшения сырьевой базы коксования одной из важнейших задач является доведение
степени смешивания угольной шихты по всем ее показателям до 98-99 %, так как неравномерное их
распределение в коксовой камере сказывается на качестве кокса. Табл. 4. Библиогр.: 6 назв.

Ключевые слова: уголь, шихта, степень смешивания, качество шихты, кокс

One of primary tasks under conditions of worsening raw material resources base for coking is to make the
degree of coal charge mixing close to 98-99 % in its all indexes because their uneven distribution in the coke
chamber affects the coke quality.

Keywords: coal, charge, degree of mixing, charge quality, coke
Формирование физико-химических и механичес¬
ких свойств кокса происходит в процессе терми¬
ческой переработки углей. Требования к подверга¬
ющемуся переработке углю определяются возмож¬
ностями процесса слоевого коксования. Они сводят¬
ся, в первую очередь, к обеспечению стабильных за¬
данных свойств угольной шихты (содержанию вла¬
ги, золы, серы, выхода летучих веществ, насыпной
массы, гранулометрического состава, спекаемости,
коксуемости и т.д.) в количествах, соответствующих
одной загрузке коксовой камеры, и в каждом неболь¬
шом ее объеме, с целью получения кокса, отвечаю¬
щего требованиям современной доменной плавки [1].
В связи с этим одним из первостепенных в ряду
многих мероприятий, направленных на повышение
показателей качества кокса, является обеспечение вы¬
сокой степени смешивания угольных концентратов,
из которых составляют шихту для коксования, т.к. это
дает возможность получения однородного по струк¬
туре кокса. Вещественный состав и технологические
свойства компонентов угольной шихты заметно от¬
личаются друг от друга. Для обеспечения условий
спекания и коксообразования в угольной шихте важ¬
но, чтобы между зернами ее компонентов был тес¬
ный контакт, а зерна плохо спекающихся углей были
в окружении зерен хорошо спекающихся углей. Это
достигается тщательным перемешиванием компо¬
нентов угольной шихты при соответствующем ее гра¬
нулометрическом составе. В связи с этим при подго¬
товке угольной шихты к коксованию необходимо об¬
ращать особое внимание на хорошее смешивание ее
составляющих и обеспечивать однородность состава
угольной шихты [2].
В настоящее время на коксохимическом произ¬
водстве (КХП) ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог»
в силоса закрытого сьспада поступает до 15 марок
угольных концентратов. Шихту трех очередей угле-
подготовительного цеха (УПЦ) постоянно составля¬
ют из 9-12 марок угля. Качество кокса в первую оче¬
редь определяется оптимальным составом и количе¬
ством угольных концентратов. Неритмичность по¬
ставки такого большого числа марок угля и колеба¬
ния их физико-химических параметров снижают ка¬
чество кокса и стабильность его показателей.

Таблица 1. Изменение технических и нластометрических показателей качества угольных
концентратов, используемых в марте 2010 г. на 3-й очереди КХП
















© Лялюк В.П., Шеремет В.А., Кекух А.В., Оторвин П.И., Писарь С.А., Учитель А.Д., Ляхова И.А., Кассим Д.А., 2010 г.

JS © Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 4




КОКСОХИМИЧЕСКОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Для получения кокса стабильного качества, даже
при небольшом количестве угольных концентратов,
необходимо решать проблему эффективного смеши¬
G
X


а
5"
©



к
и
о
о

н
а
сі

оа
й
2


ий
о


оа
о

а
н
а:
ZS
X
о
X
Й
2
X
nQ
ч
о
U
СІ
оа
н
S
3S
S

м
сі
©



т
X
-#-
сі
а
U
©
а
н
вания (усреднения) угольной шихты, идупіей на кок¬
сование. Молотковая дробилка при подготовке шихты
по схеме ДШ считается одним из эффективных сме¬
сителей, но какова эта эффективность при таком ко¬
личестве угольных концентратов, вопрос, на кото¬
рый попытались ответить в процессе исследований.
Изменения показателей технического, нласто-
метрического и петрографического анализов уголь¬
ных концентратов в марте 2010 г, из которых готови¬
ли шихту на 3-й очереди УПЦ КХП для 5-6 батарей,
приведены в табл. 1 и 2. Из таблиц следует, что все
показатели качества угольных концентратов изменя¬
лись в очень широких пределах. Колебания показате¬
лей качества кокса, произведенного на 5-6 батареях в
марте 2010 г, приведены в табл. 3. Из табл. 3 видно,
что показатели холодной прочности кокса и
равно как и показатели CRI и CSR, не соответствуют
требованиям современной доменной плавки.
Используя методику и схему отбора проб уголь¬
ной шихты в сечении потока на транспортерной лен¬
те, провели отбор точечных проб массой 200 г для
определения технических, пластометрических и пе¬
трографических параметров шихты и проб массой
16 кг для определения насыпной массы и грануломе¬
трического состава шихты на 3-й очереди УПЦ КХП
предприятия. Перед отбором проб цехом была выпол¬
нена профилактика и регулировка молотковой дро¬
билки. Нагрузка на ленте 3-й очереди УПЦ в этот пе¬
риод была 300 т/ч.
Технический анализ отобранных проб шихты, на¬
сыпная масса, гранулометрический состав и петро¬
графические показатели приведены в табл. 4. Исполь¬
зуя методы математической статистики, Шатоха И.З.
предложил формулу для определения степени сме¬
шивания шихты по любому показателю ее качества
[1,3,5]



\ н а
2
где <Уф- дисперсия показателя угольной шихты
фактического смешения; сг
· - дисперсия показателя
совершенно несмешанной шихты; сг
·- дисперсия,
обусловленная ошибками отбора и разделки проб, а
также их анализом. Для показателя выхода летучих
вепіеств сг
· = 0,03.
Дисперсия показателя качества для совершенно
неоднородной шихты подсчитывается по формуле [3]



S
г5
СІ
Я"
S
ё
ее
Н
І=1
где Х - средневзвешенная величина показателя
качества угольной шихты; X. - показатель качества
і-го компонента шихты; т. участие компонента в
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
19




КОКСОХИМИЧЕСКОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 3. Колебания качества кокса на 5-6 батареях в марте 2010 г.



Таблица 4. Изменение показателей качества отобранных проб шихты



























шихте, %; п - количество компонентов в шихте.
Степень смешивания шихты на 3-й очереди УПЦ
КХП, рассчитанная по выходу летучих вепіеств, рав¬
на 86,3 %, что далеко от оптимальной, экономически
оправданной степени ее смешения 97-98 % [4].
Как уже отмечалось, степень смешивания шихты,
определяемая по колебаниям ее влаги, должна быть
100 %, а получили фактическое ее значение 76,2 %,
в то время как влага оказывает значительное влияние
на насыпную массу шихты и качество кокса. Enje бо¬
лее низкое значение - 45 % получили для enje одно¬
го показателя технического состава шихты - содер¬
жания золы, и только степень смешивания но пока¬
зателю содержания серы была высокой - 94,7 %, что
объясняется незначительным колебанием содержа¬
ния серы в угольной шихте.
Однако самая низкая степень смешивания ших¬
ты 20,3 % получилась для «отопіаюпіего» ьспасса 0-
0,5 мм из-за того, что количество этого ьспасса в шихте
УПЦ КХП очень высоко - 46-49 %, и он очень неравно¬
мерно распределяется в шихте, а, как известно, содер¬
жание этого ьспасса также оказывает значительное вли¬
яние на насыпььую массу шихты и качество кокса [6].
Показатель степени смешения шихты по изменению
в пробах тольцины ььластометрического слоя 69,1 %,
а насыпной массы шихты 71,4 %, что также не способ¬
ствует получению кокса высокого качества.
Степень смешения шихты по показателям ее пе¬
трографического состава для витринита и суммы ото-
ьцаюьцих компонентов, соответственно, 89,7 и 88,2 %,



























что также недостаточно для оптимальной, экономи¬
чески оправданной степени смешивания.
Анализируя полученные результаты степени сме¬
шивания шихты на 3-й очереди УПЦ КХП, даже с
учетом ошибок отбора и разделки проб, а также их
технического анализа, можно констатировать, что эта
шихта нуждается в дополнительном смешивании пе¬
ред подачей ее в коксовую камеру.
На коксохимических предприятиях в разное вре¬
мя применяли тарельчатые, лопастные, бичевые, ба¬
рабанные, шнековые и дезинтеграторные машины
для смешивания шихты. Смешивание угольной ших¬
ты происходит и при перегрузках с одного конвейе¬
ра на другой при ее транспортировке после дробил¬
ки. Однако, как показали проведенные исследования
и опыт предыдуьцих лет, обойтись без машин органи¬
зованного смешивания не удается.

Выводы
В условиях ухудшения сырьевой базы коксова¬
ния и неритмичности поставки угольных коньіентра-
тов на коксохимические предприятия необходимо
уделять новышенное внимание проблеме качествен¬
ной подготовки шихты, поступаюьцей на коксование.
Одной из важнейших задач является доведение сте¬
пени смешивания угольной шихты по всем ее показа¬
телям до 98-99 %, так как неравномерное их распре¬
деление в коксовой камере отриьіательно сказывается
на качестве кокса.


20


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4






КОКСОХИМИЧЕСКОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Библиографический список
1. Шатоха И.З., Иваницкий В.Г., Шатоха В.И. Тех¬
нология подготовки угля на стадии усреднения
для производства доменного кокса. - Днепропе¬
тровск.: Пороги, 1997. - 244 с.
2. Зашквара В.Г., Дюканов А.Г. Подготовка углей
к коксованию. - М.: Металлургия, 1981. - 60 с.
3. Шатоха И.З., Лазовский И.М. Оценка степени
смешения (однородности) угольных шихт // Кокс
и химия. - 1965. - №2. - С. 1-4.
4. Улучшение качества кокса / И.Г. Зубилин, Л.П.
Кокс и химия. - 1975. -№ 5. - С. 54-57.
5. Шатоха И.З., Боклан Б.В., Мениович В.И.
Усреднение углей и качество доменного кокса.
К.: Техника, 1983. - 103 с.
6. Организация рационального дробления уголь¬
ной шихты - путь к повышению качества кокса
для доменной плавки / В.П. Лялюк, В.А. Шере¬
мет, А.В. Кекух и др. // Кокс и химия. 2010.
№2.-С. 48-52.

Поступила 07.05.2010
Семисалов, И.М. Лазовский, В.И. Сухоруков //


·

Требования к статьям, направляемым в редакцию
Уважаемые авторы! Для ускорения подготовки очередных номеров журнала редакция обращается с лросьбой 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 (210x297 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 Office, 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 тп. 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 N95, 1999) и экономическим (Бюл. ВАК N96, 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 ПІДВИиДЕННЯ ВИМОГ ДО ФАХОВИХ
ВИДАНЬ, ВНЕСЕНИХ ДО ПЕРЕЛІКІВ ВАКУКРАТНИ" (Бюл. ВАК №1, 2003), которыми предписывается:
3. Редакційним колегіям організувати належне рецензування та ретельний відбір статей до друку. Зобов'язати іх 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 и зв'язок із важливими науковими чи практичними заеданиями; аналіз останніх
досліджень і лублікацій, в яках започатковано розв'язання даноі проблеми і на які спирасться автор, виділення невирішених раніше
частин загальнбі проблеми, котрим лрисвячусться означена стаття; формулювання цілей статті (постановка заедания); виклад
основного матеріалу дослідження з повним обфунтуванням отриманих наукових результатів; висновки з даного дослідження і
перспективи подальших розвідок у даному налрямку.
4. Спеціалізованим ученим радам при прийомі до захисту дисертаційних робіт зараховувати статті, подані до друку, починаючи
3 лютого 2003 року, як фаховілише за %мови дотаимання вимог до них, викладених %п. 3 даноіпостанови..."

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: metinfo(a)fnetinform.dp.ua; mgp@metaljournaLcom.ua.





© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4





21




СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 669.18 Наука
Охотский В.Б. /д.т.н./
НМетАУ

Неметаллические включения в стали при раскислении. Теория
Получены выражения для удаления кислорода и неметаллических включений при раскислении
стали в сталеплавильном агрегате, на выпуске в ковш и при внепечной доводке. Ил. 3. Библиогр. :
4 назв.

Ключевые слова: сталь, раскисление, кислород, неметаллические включения

Expressions for removal of oxygen and non-metallic inclusions during steel deoxidation in steelmaking unit,
at ladle pouring and out-of-furnace treatment are obtained.

Keywords: steel, deoxidation, oxygen, non-metallic inclusions

При раскислении стали поверхность экзогенных
неметаллических вьспючений (НВ) становится ме¬
стом протекания реакции элемента-раскислителя (Э)
с кислородом. С.Н. Herty (США) первый установил,
что нри вводе ферросилиция в мартеновскую ванну
содержание НВ через некоторое время достига¬
ет максимума, совпадающего с окончанием расходо¬
вания кремния на раскисление, а затем, в результате
удаления НВ-минимума Знание закономерно¬
стей динамики раскисления и содержания НВ в стали
позволит найти технологические приемы для его ми¬
нимизации.
При вводе раскислителя в ванну сталеплавиль¬
ного агрегата ее кипение подавляется. Если скорость
раскисления лимитируется переносом кислорода к
поверхности находящихся в металле экзогенных НВ,
то, пренебрегая скоростью их всплывания, можно
принять величину критерия Шервуда Sh = 2, откуда
коэффициент переноса кислорода = 2Dg/d, где -
коэффициент молекулярной диффузии кислорода, d -
размер НВ. Тогда за время dx к поверхности НВ будет
неренесена масса кислорода dmg= Pp(0-0*)nd
·pj/100,
где О, О* - фактическая и равновесная с раскислите-
лем концентрации кислорода, pj - плотность металла.
При количестве НВ в ванне N = 6M*HB/100p2nd\ где
М-ее масса, НВ-содержание в металле и плотность р
·
включений, изменение концентрации кислорода со¬
ставит do = - Nd .100/М.
mO
Произведя подстановки и интегрируя нолученное
выражение в пределах 0 = 0
· при х = О и О = при
X = X, где О
·, - начальное и конечное содержание
кислорода, получим
1п[(0
·-0*)/(0
·-0*)] = 12HB(p/p,)D„x/100p,d
· (1)
При лимитировании раскисления переносом эле¬
мента - раскислителя для реакции хЭ+уО»-Э
·Оу пу¬
тем аналогичных рассуждений найдем, что измене¬
ние содержания кислорода в ходе раскисления соста¬
вит
AO=0
·-0*=12(y/x)(Mg/M3)(p/p2)D3HB(3-3>/100d2,(2)
где Mjj, Mg - мольные массы кислорода и элемен-

© Охотский В.Б., 2010 г.
3 - опытные точки [2-4]
та, Dg - коэффициент молекулярной диффузии эле¬
мента.
Если удаление кислорода из металла происходит
как всплывание НВ со скоростью U, то при условии
полного смешения ванны аналогично получим
ln[(0
·-0*)/(0
·-0-)]=Ux/A (3)
где h-приведенная по площади ванны ее глубина.
Так как скорость всплывания НВ - функция их
размера, то во всех трех уравнениях (1)-(3) нри про¬
чих равных условиях динамика раскисления опреде¬
ляется величиной d. Она минимальна при определе¬
нии по уравнению (3) с использованием коэффици¬
ента сопротивления формы по Шлихтингу С
·= 18,5/
Re
·'', где Re - число Рейнольдса [1] и несколько боль¬
ше по Стоксу Cj,= 24/Re и, таким образом, удаление
кислорода при раскислении ванны сталеплавильного
агрегата лимитируется всплыванием НВ.
На рис. 1 представлена зависимость величины U,
расчитанной по (3) для данных о динамике раскисле¬
ния и фактических величинах d в индукционной [2]
и ЭД [3] печах и конвертере [4]. Уравнение но Шлих-

22

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
тингу (линия 1) лучше описывает эксперименталь¬
ные данные, чем по Стоксу (линия 2).
При раскислении стали в ковше на выпуске из
сталеплавильного агрегата за время dx удаляется мас¬
са НВ dm = UFpjCdx/100, что изменяет их концентра¬
цию на величину dC = -lOOdmA
·pj, при изменяюпіем-
ся объеме металла в ковше V = Mx/pjx
·
·
·, где М-масса
плавки; х
·
·_
· - продолжительность выпуска. После
подстановок и интегрирования в пределах С = Cj при
X = Xj и С = Cj при X = Xj получим
ln(C/C,) = Ux_ln(x/x,)/A. (4)
При выдержке стали в ковше после выпуска уда¬
ление НВ описывается выражением (3). Если сталь в
ковше продувается инертным газом, то согласно ре¬
акции Э
·О
·+уС»-хЭ+уСО возможно восстановление
оксидов углеродом на поверхности пузырей, парци¬
альное давление монооксида углерода в которых
первоначально равно нулю, что вызывает перенос к
их поверхности О и С.
Коэффициент массообмена равен Д. =(D.U / D),
где - коэффициент молекулярной диффузии пере¬
носимого вепіества; D, U - размер и скорость всплы-
вания пузыря. Количество пузырей, одновременно
находяпіихся в ковшовой ванне, = 6hl 1UnD
·,
где І-интенсивность продувки, а плопіадь их поверх¬
ности F = . За время dx концентрация кислоро¬
да изменится на величину dO = p
·FNdz IМ,
интегрируя которую в пределах О = O
·j при х = О, О
= О при X = X, получим
1п(Од ІО
·) = Ъх 2"' / 273) / (5)
где Kjj - коэффициент пропорциональности в за¬
висимости D от I [1], Т - температура ванны.
Для переноса углерода путем аналогичных рассу¬
ждений получим
(С„ - Су) = 2"" хЗ(Мо [С] /
·™М ,(6)
где М
·, - атомарные массы кислорода и углеро¬
да; - коэффициент молекулярной диффузии угле¬
рода.
Если процесс удаления кислорода лимитирует¬
ся переносом СО в пузыре, то по модели Хэндлоса-
Барона [1] (3
·
· =0,00375t/, а удельная интенсив¬
ность переноса СО составляет = Рсо
·со
· -
где R - универсальная газовая постоянная. Для реак¬
ции С+0»-С0 Ка
·а
·, где К - константа равнове¬
сия, и процесс внутреннего массообмена описывает¬
ся выражением
\n(OJ OJ = l00M
·i0,00315)g"'kaj"'hT / 6МКк,
·ПЗ'"Т"\(7)
В том случае, если процесс раскисления стали
углеродом достигнет равновесия, то
ln(O„/OJ = 100M„F
·[C]/F„ (8)
где - удельный расход инертного газа; -
объем моля газа.
Сопоставление результатов расчета по (5)-(7) по¬
казывает, что раскисление стали углеродом при про¬
дувке инертным газом, скорее всего, определяется
внешним переносом углерода. На рис. 2 сопоставле¬
ны рассчитанная по (6) зависимость АО = (О
·
Рис. 2. Удаление 0(НВ) при барботаже: 1,2- продувка через
пробку; 3, 4 - через фурму; 1,3- удаление О; 2, 4 - НВ



















Рис. 3. Степень приближения к равновесию удаления О и
НВ (условные обозначения как на рис. 2.)
от [с]/М (линия I) и опубликован¬
ные экспериментальные данные при продувке стали
в ковше через пробку и фурму при оценке динами¬
ки раскисления но изменению [О] и НВ. Какого-либо
влияния этих факторов на степень отьспонения опыт¬
ных точек от линии I не замечено.
Судя по положению данных эксперимента отно¬
сительно равновесной линии I, рассчитанной по (8)
(рис. 3), при продувке через пробку равновесие не до¬
стигается, а через фурму - фактические результаты
превышают равновесные, что связано с большей ин¬
тенсивностью продувки, размерами пузырей и, соот¬
ветственно, степенью их дробления в последнем слу¬
чае, что не учитывается моделью (8).

Выводы
Составлены модели образования и удаления не
металлических вьспючений при раскислении на раз¬
ных этапах производства стали.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

23



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Библиографический список
1. Охотский в.Б. Модели металлургических си¬
стем. - Днепропетровск: Системные технологии,
2006.-287 с.
2. Kundu A.L., Gupt К.М. // Met. Trans. - 1989. - Vol.



УДК 669.046.58
20.-В. №5.-P. 581-584.
3. Plockinger е., Wahlster M. // Stahl und Eisen. -
1960. -№ 10. - S. 659-669.
4. Plockinger E., Rosegger R. // Stahl und Eisen. -
1957. -№ 11. - S. 701-714.
Поступила 14.01.2009


Наука
Хагеманн P., Петцольд П., Шеллер П.Р./д.т.н./
ТУ «Горная академия Фрайберг»
Процесс растворения оксидных неметаллических
включений в шлаке
в данной работе представлены исследования процесса расстворения неметаллических частиц
(Alfiy МдО Аір
· и МдО) в синтетических шлаках системы CaO-Alfi
·-SiO
·, а также в промышленном
шлаке при температуре 1550 °С. Исследования проводились в высокотемпературном конфокальном
лазерном сканируюш,ем микроскопе. Ил. 4. Табл. 3. Библиогр.: 8 назв.

Ключевые слова: неметаллические включения, шлак, растворение, скорость растворения,
высокотемпературный конфокальный лазерный микроскоп

The process of nonmetallic inclusions (AI203, Mg0 AI203 and MgO) dissolution in synthetic slags of
system Ca0-AI203-Si02 as well as in the industrial slag at 1550 °C is investigated in the paper Investigations
were carried out in high-temperature confocal laser scanning microscope.

Keywords: non-metallic inclusions, slag, dissolution, dissolution rate, high-temperature confocal laser
microscope

Введение
Неметаллические включения приводят к значи¬
тельному ухудшению качества и механических свойств
готовой стальной продукции [1]. Во время внепечной
обработки могут встречаться вьспючения, получен¬
ные из продуктов раскисления, восстановления, взаи¬
модействия стали и шлака и из фрагментов огнеупор¬
ных материалов [2]. Для улучшения чистоты получае¬
мой стали образовавшиеся неметаллические вьспюче¬
ния (НВ) должны быть направлены на границу раздела
металл-шлак и переведены в шлаковую фазу, в которой
они растворятся. Кроме гидродинамических потоков в
жидкой стали, на переход НВ в шлак оказывают влия¬
ние такие свойства фазовой границы металл-шлак, как
смачиваемость [3]. Процесс растворения НВ в жидких
шлаках может быть исследован с помош,ью высоко¬
температурного конфокального лазерного сканирую-
піего микроскопа (CLSM) [4-7].
Целью данной работы являлись исследования про¬
цесса расстворения таких неметаллических частиц,
как Al
·Oj, MgO'Al
·Oj и MgO в двух синтетических
трехфазных шлаковых системах: CaO-Al
·O
·-SiO
· и в
промышленном шлаке, с помош,ью CLSM. При этом
было исследовано влияние содержания АІ
·О
· в шлаке
на скорость растворения и массоперенос.
Экспериментальная часть
На рис. 1 схематически представлена нагрева¬
тельная камера CLSM, в которой проводились экспе¬
рименты.
В исследованиях использовались перемолотые
частицы AljOj, MgO и MgO'Al
·O
· размером 250-
) Хагеманн Р., Петцольд П., Шеллер П.Р., 2010 г.

350 мкм. Синтетические шлаки были смешаны из от¬
дельных компонентов СаСО
·, SiO
· и АІ
·О
·, переплав¬
лены, охлаждены и перемолоты. Далее их химичес¬
кий состав был проанализирован с помош,ью рент-
генофлюоресцентного спектрометра (RFA). Про¬
мышленный шлак был взят из пром-ковша. Химиче¬
ский состав шлаков представлен в табл. 1 и на рис. 2.
Основность (CaO/SiOj) в синтетических шлаках со¬
ставляла 1, а в промышленном 1,3.
Перед исследованием шлаковые образцы массой
0,09 г расплавлялись в платиновом тигле и выдержи¬
вались в течение 5 мин при температуре 1550 °С с це¬
лью гомогенизации. Затем шлак охлаждался, на его
поверхность располагали неметаллическую части¬
цу (рис. 16), шлак вместе с частицей нагревали до
1550 °С. Во время процесса нагрева шлак расплавля¬
ется, и частица погружается на дно тигля. Время до¬
стижения дна определялось как начальная точка про¬
цесса расплавления. Изменение нлопіади частицы во
времени было измерено по записанному видео с по-
мош,ью программы «analysSIS5.0®». Затем по плопіа-
ди частицы был рассчитан ее эквивалентный радиус
R и соотношение между оставшимся объемом части¬
цы и ее плопіадью.
Результаты
Поведение частиц во время растворения
Химический состав шлаков оказывает влияние на
процесс растворения НВ. Частица может растворять¬
ся равномерно по всей контактируемой поверхности
или точечно, только по некоторым точкам поверхно¬
сти. Вследствии этого процесс растворения может
проходить с гладкой или шероховатой поверхностью,

24

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 1. Состав исследованных шлаков






а)






б)

подача охламсдающе%і
воды

платиновый
тигель

частица годача

платиновый тигель
шлаковая

исследуемый
опраз#ц
проба
тр
·гель иэ
тлииоэёма
с термоэігюментом
термоалемект
защитное
cietcno

N
кагреэательная
камера
фиксатор
галогенная лампа


Рис. 1. Нагревательная камера (а) и расположение исследуемых систем в камере (б)
которая оказывает дальнейшее влияние на скорость
растворения. АІ
·О
· имеет при растворении гладкую
поверхность, в то время как MgO'Al
·Oj образует ше¬
роховатую поверхность. Оба вида частиц растворя¬
ются в рассмотренных шлаковых системах диффузи¬
онно, без протекания каких- либо химических реак¬
ций. При этом скорость уменьшения радиуса части¬
цы и плотность массового потока (см. «Плотность
массового потока») в течение всего процесса раство¬
рения остаются постоянными, а объемное изменение
массы частицы изменяется линейно во времени. На
рис. 3 в качестве примера представлено изменение
безразмерного эквивалентного радиуса частиц АІ
·О
·
в синтетических шлаках.
Процесс растворения MgO частиц в шлаке S2
можно разделить на три периода (рис. 4). В первом
периоде частицы растворяются диффузионно. Этот
период длится около 20 с. В конце данного перио¬
да вокруг частиц из-за химического взаимодействия
образца
растворенного MgO со шлаком образуется плотный
шпинельный слой MgO'Al
·Oj. Этот слой приводит к
замедлению скорости дальнейшего растворения. Ча¬
стицы растворяются внутри области, окруженной
MgO'AljOj. К определенному моменту времени (в
нриведенном примере это 290 с, что занимает 90 %
обпіего времени растворения) частица в своей вну¬
тренней оболочке полностью растворяется. В этом же
периоде происходит растворение плотного слоя шпи¬
нели из-за динамического равновесия между раство¬
ренной в шлаке шпинельной фазой и плотным сло¬
ем. Второй период заканчивается полным растворе¬
нием слоя шпинели. Третий период связан одновре¬
менно с разрушением структуры частицы на мелкие
части, которые распределяются в шлаке и очень бы¬
стро растворяются. Подобный феномен растворения
MgO уже был описан в работе [7].
Интенсивность растворенш
Средняя интенсивность растворения есть отно-
Рис. 2. Фазовая диаграмма шлаковой системы CaO-AI
·Oj-
SiOJ8]

шение начального радиуса ко времени растворения
X. Полученные значения интенсивности растворения
представлены в табл. 2. Увеличение содержания окси¬
да алюминия на 30 % в шлаке по сравнению с Sj ве¬
дет к уменьшению интенсивности растворения частиц
AljOj с 2,14 до 0,47 мкм/с. Дальнейшее увеличение со¬
держания оксида алюминия на 10 % в промышленном
шлаке епіе более замедляет процесс растворения. Ин¬
тенсивность растворения частиц MgO-Al
·O
· уменьша¬
ется с увеличением содержания оксида алюминия в
шлаке. Увеличение содержания АІ
·О
· на 40 % в шла¬
ке Sj по сравнению с Sj уменьшает интенсивность рас¬
творения в 7 раз. При растворении частиц MgO также
наблюдается уменьшение интенсивности растворения
с увеличением содержания АІ
·О
·.
Плотность массового потока
Плотность массового потока при растворении в
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
25




СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО



0,9
0,8
0,7
0,6




·
·V





E 0,15
R/Ro 0,5
0,4
0,3



о 5
· 100 ІЪО 200 250 200 250
время Ісек]
Рис. 3. Изменение безразмерного эквивалентного радиуса
частиц АІ
·Оз в синтетических шлаках, - начальный ради¬
ус частицы
шлаках есть изменение массы частицы по новерхно-
сти за единицу времени. Плотность массового пото¬
ка частиц AljOj и MgO-Al
·O
· в течение всего процес¬
са растворения представлена в табл. 3.
Плотность массового потока при растворении
AljOj в шлаке Sj составляет 2,7 г/м
·х, а в шлаке с
большей концентрацией АІ
·О
· только 0,52 г/м
·х. На
диаграмме состояния (рис. 2) точки, соответствую-
ш,ие химическим составам шлаков Sj и при темпе¬
ратуре 1550 °С, находятся, соответственно, в области
изотерм с меньшей и большей температурой плавле¬
ния, что и является причиной уменьшения плотности
массового потока во втором случае. Плотность массо¬
вого потока при растворении MgO Al
·O
· также зави¬
сит от содержания АІ
·О
· в шлаке.
Совсем но-другому ведет себя плотность массо¬
вого потока при растворении MgO в шлаке (рис. 4).
Растворение MgO частицы начинается с плотности
массового потока, равной 1,4 г/м
·х. К началу второ¬
го периода растворения она снижается до 0,21 г/м
·х
из-за образования на поверхности плотного шпинель-
ного слоя. После полного растворения MgO частиц
растворяется шпинелевый слой, в результате чего
плотность массового потока в третьем периоде рав¬
на 4,0 г/м
·'с.
Выводы
Процесс растворения неметаллических вьспюче-
пий в шлаке зависит от химического состава вьспю-
чения и шлака. Увеличение содержания АІ
·О
· в шла¬
ке снижает интенсивность растворения и уменьшает
плотность массового потока. Было установлено, что
AljOj и MgO'AljOj растворяются диффузионно с по¬
стоянной скоростью. При растворении MgO образу¬
ется плотный шпинельный слой, что замедляет про¬
цесс обпіего растворения.
Библиографический список
1. Park J. Thermodynamic investigation on the forma¬
tion of inclusions containing MgAl
·O
· spinel during
16Cr - 14Ni austenitic stainless steel manufacturing
processes. / J. Park // Materials Science and Engineer¬
ing A. - 2008. - V. 472. - № 1. - P 43-51.
2. Zhang L. State of the art in evaluation and control
of steel cleanliness / L. Zhang, B. Thomas // ISIJ in¬
ternational. - 2003. - V. 43. - № 2. - P 271-291.
150 200
аремя Ісек]
Рис. 4. Объемное изменение массы МдО-частицы при рас¬
творении в шлаке S2
Таблица 2. Начальный радиус частиц и средняя
интенсивность растворения в шлаках Sj, S
·,







Таблица 3. Плотность массового потока во
время растворения







3. Choi J. Wetting of Solid АІ
·О
· with Molten CaO-
Al
·Oj-SiOj / J. Choi, H. Lee // ISIJ international. -
2003. - V. 43. - № 2. - P 271-291.
4. Sridhar S. Kinetics of Al
·Oj Dissolution in CaO-
MgO-SiOj-AljOj Slags: In Situ Observations and
Analysis / S. Sridhar, A. Cramb // Metallurgical and
Materials Transactions B. - 2000. - V. 31. - № 6. - P.
406-410.
5. Dissolution of inclusions in steelmaking slags: IS-
STech 2003 Conference Proceedings - Warrandale,
2003.- 789 p.
6. Yi K. Determination of dissolution time of Al
·O
·
and MgO inclusions in synthetic Al
·Oj-CaO-MgO
slags / K. Yi, C. Tse, J. Park, M. Valdez, A. Cramb
and S. Sridhar // Scandinavian Journal of Metallurgy
- 2003. -V. 32. - № 4. - P. 177-184.
7. Park S. Physio-chemical properties of slags: Inter-
facial tension measurement between liquid iron and
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
Поступила 02.12.2009


26


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4






СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 669.184.054.3 Наука
Харлашин П.С. /д.т.н./, Коломийцева Ю.С., Григорьева М.А. /к.т.н./, Бакланский В.М.
Приазовский ГТУ
Кинетика десульфурации и ресульфурации при выплавке
низкосернистой стали на стадии окислительного рафинирования
Представлены результаты теоретического исследования по определению главных параметров
и стадий процессов десульфурации и ресульфурации при взаимодействии металла со шлаком при
выплавке низкосернистой стали с применением обессеренного чугуна без и с наличием ковшового
шлака в сталеплавильной ванне. Табл. 1. Библиогр.: 10 назв.

Ключевые слова: сталь, шлак, рафинирование,

сера, десульфурация, ресульфурация,
диффузия, шлакометаллическая эмульсия

There are presented the results of theoretical investigation on defi
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·В соответствии с первым законом Фика стацио¬
нарный процесс диффузии серы в металле и шлаке
можно представить уравнениями [1]

шлаке, по данным источников [3], определяет¬
ся из выражения:

Ш-МК Ш Д-КШ
· 1 1
·
D,„ = -d[%S]/dx = p
·,
· xF, „x
·;"'x{[%S]-[%Sl
xc.„
· F./c
(S)
x{[%SL X. .(0/„s)},
},(1)


(2)
где М - масса шлака, т; С - количество ко-
Ш у у д-кш
рольков в шлаке, %; п. - количество корольков і-го
размера, шт.; г. радиус і-го королька.
Суммарная межфазная поверхность контакта пле¬
где Pjgj и - коэффициенты массопереноса серы
в металле и шлаке, м/с; - поверхность раздела
фаз металла и шлака, м
·; V - объем металла, м
·; и
М 7 7 L -"м-ш
держание серы в пограничном диффузионном слое.
В перемешиваемой жидкости коэффициент мас¬
сопереноса р зависит от числа Шервуда (Sh) [1]
P3 = ShxD
·/d. (3)
Из теории подобия известно, что в случае вынуж¬
денной конвекции число Shx является функцией чи¬
сел Рейнольдса (Re) и Прандтля (Рг
·)
Sh = f(Re, Pg = f(Uxd/v, v/D). (4)
По данным исследований [2] с учетом выражения
(4) получено уравнение:
Рз= 0,55и''''х0з''-
·5х%-о.'5х(і;0.5, (5)
где Dg - коэффициент молекулярной диффузии
серы в расплавах, м
·/с; d
· - характерный размер (в
данной работе принят диаметр газового пузыря), м;
и - линейная скорость движения потока жидкости
или газа, м/с; % = rj/p - кинематическая вязкость сре¬
ды, м$с.
в уравнениях (1) и (2) межфазная поверхность
раздела фаз газошлакометаллической эмульсии со¬
ставляет
F м-ш = EF ш-мк + EF ш-мп' (6)
где 5;F
·
·
· - суммарная поверхность капель ме¬
талла в шлаке, м
·; EF - суммарная межфазная по¬
верхность контакта металлической пленки газовых
пузырей со шлаком, м
·.
С учетом фракпионного состава капель металла в
нок металла газовых пузырей со шлаком (при про¬
хождении последних через шлак) определяется так¬
же с учетом скорости окисления углерода. С учетом
данных [4] и доли пузырьков і-го радиуса EF
· опре¬
деляли из выражения:
EF М-ШП =2,355-Е[(НШЭ - НШС
· · D к
·-С,1ГП/г.Ш-" (8)
где - толпіина эмульгированного слоя шлака,
м; расчетная толпіина неэмульгированного слоя
шлака, м; - диаметр кислородного конвертера, м;
С.
·- доля пузырей і-го радиуса в шлаке; г
·- средний
радиус і-х пузырей, м.
Величину Dg определяем по формуле Стокса-
Эйнштейна
Dg = кТ/6л-гі-г. (9)
При этом принято, что сера в железоуглеродистом
и оксидном расплавах находится в форме группиро¬
вок Fe
·
·'S
·" с преобладаюпіей ионной связью и отно¬
шением
· 5 а обпіий радиус группировки
составляет г = 1,801'Ю"'" м.
Увеличение уровня расплавов определяли в за¬
висимости от скорости окисления углерода с учетом
экспериментальных данных [4]:
(H-H„)/H„ = f(u
·), (10)
где Нц, Н - начальная глубина жидкой спокойной
ванны и ее глубина при продувке, м.
Скорость всплывания единичных газовых пузы¬
рей в конвертерной ванне зависит от усредненной
скорости движения газа в сечении ванны, ее на¬
чального (Нд) и конечного уровня (Н) [5]
и=й;(1+АН/Н„)/(АН/Н„), (11)
©Харлашин П.С., Коломийцева Ю.С., Григорьева М.А., Бакланский В.М., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

27



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица. Кинетические параметры опытных конвертерных плавок

























где АН = (Н - Нц), увеличение уровня жидкой ван¬
ны, м.
В перемешиваемой газом жидкой среде, соглас¬
но источнику [6], толщины пограничных диффузион¬
ных слоев на поверхности пузырей и капель металла
в шлаке определяются из выражения
K=K4DsrJU„
·,. (12)
Средний размер пузырей в конвертерной ванне
обычно не превышает 0,02 м [7]. Содержание серы в
пограничном диффузионном слое на межфазной по¬
верхности металл-шлак определяли из выражения
[S]-"М-Ш =(М М X [S]J
·, +М Ш X (S) )х(М М+Т1'S хМ )-', (14)
где и - масса жидкого металла и шлака,
т; [S]
· и (S)
· - фактически наблюдаемое содержание
серы в металле и шлаке, %; гі
· - коэффициент распре¬
деления серы в системе металл-шлак.
Который определяется из выражения [8, 9]
ТІЗ = (S) / [S] = 32,06 хЕп-«г
·.-/г5-;
· (15)
Константу равновесия реакции [S] + [Fe] = (S
· )
+ (Fe
·
·) определяли по данным A.M. Самарина, Л.А.
Шварцмана и М.И. Темкина [10]
lgKg =-3160 Т-' +0,46. (16)
С целью оценки применимости ранее получен¬
ных выражений к реальным условиям конвертерной
плавки обработаны данные более 150 плавок, прове¬
денных в 350-т агрегатах комбината «Азовсталь» по
двум вариантам технологии. Расчетные параметры
опытных конвертерных плавок приведены в таблице.
Характер движения жидкости или газа при вы¬
нужденной конвекции определяется числом Рейноль-
дса (Re = Uxd/v), значения которого нри движении
газовых пузырей в металлическом и шлаковом рас¬
плавах в начале продувки составляет для металла

























3,32x10
· и шлака 1,0x10
· (см. таблицу), что указы¬
вает на то, что режим движения газошлакометалли-
ческой эмульсии в конвертерной ванне является тур¬
булентным. Физические свойства среды (металла и
шлака), в которой происходит массообмен, характе¬
ризуются диффузионным числом Прандтля (Шмид¬
та) (РГд= v/D), значения которого в начале продувки
для металла составляют 89,9 и шлака 1,01 х 10
· (см. та¬
блицу). Эти значения показывают, что процессы мас-
сопереноса осупіествляются диффузионным путем, а
перенос серы в шлаке является определяюш,им.
Диффузионное число Шервуда Sh = f (Re, Рг
·)
учитывает режим движения взаимодействуюпіих фаз
в конвертере, вязкость сред и коэффициенты молеку¬
лярной диффузии серы. Значения числа для металла
1452 и шлака 3555 (см. таблицу) enje раз подтверж¬
дают то, что процесс массопереноса серы в системе
шлак-металл находится в диффузионном режиме.
Расчетным путем определили суммарную меж¬
фазную поверхность взаимодействия металла и
шлака в процессе десульфурации и ресульфурации.
Если для первой плавки (на 9-й мин продувки) при¬
L J L -"м-Ш ' ' рес '
Фактически наблюдаемая скорость ресульфурации
1,84x10"'' %/с. Для второй плавки, проведенной с на¬
личием конвертерного шлака в сталеплавильной ван¬
не, и = 7,15x10"' %S/c. Фактически наблюдаемая и
' рес ' рес
= 3,/2'10'
· %S/c. Таким образом, кинетические воз¬
можности ресульфурации значительно выше реаль¬
ных показателей.
Отношения р
·з
·хрД
·
·хр
· = 20,17 и L = +
= 10,75 показывают, что на 9-й мин про¬
дувки ресульфурация находится в диффузионном ре¬
жиме и лимитируется диффузией серы в шлаке.
Процесс ресульфурации в начале продувки лими¬
тируется диффузией серы в металле, а по мере сни-

28

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

жения гі
·ф процесс переноса серы из шлака в металл
лимитируется (при ті
·ф < / P
·
·
·xpj диффузией
серы в шлаке. На завершаюпіем этапе продувки коп-
вертерпой ваппы кислородом процесс десульфура-
ции стабилизировался, и его можно рассматривать
как процесс стационарный, при этом
Коэффициенты массопереноса серы в металли¬
ческом и шлаковом расплавах, равные = 1,58'10 "
м/с и p
·gj = 1,33'10'
· м/с, отличаются примерно на по¬
рядок, а плотность металла выше плотности шлака
примерно в 2 раза, поэтому р
·
·
·хрур
·
·
·хр
· составила
23,93. Это указывает на то, что десульфурация на за-
вершаюпіем этапе продувки лимитируется диффузи¬
ей серы в шлаке. Скорость десульфурации (на завер-
шаюпіем этапе продувки), вычисленная по уравнени¬
ям (1) и (2), составила 3,6'10"'' и 1,0'10"'' %S/c. Факти¬
чески наблюдается скорость десульфурации для пер¬
вой плавки = 3,3x10 '' %/с; второй = S'lO '' %/с,
что значительно меньше расчетных. Такое отьспоне-
пие обусловлено связью скорости удаления S из ме¬
талла в шлак с процессом шлакообразования.
Массу серы, перешедшей из объема шлака в объ¬
ем металлической капли и пленки газового нузыря (и
наоборот) можно оценить решением задачи нестаци¬
онарной диффузии (уравнение второго закона Фика)
сульфурации и ресульфурации является диффузия и
массоперенос серы в металле и шлаке. Скоротечность
рафинируюш,их процессов в условиях кислородно-
конвертерной ванны обусловлена большой межфаз¬
ной контактной удельной поверхностью газошлако-
металлической эмульсии, величина которой при ско¬
рости окисления углерода 0,15-0,20 %/мин составля¬
ет 46-106 м$т.
Использовав аналитическое решение задачи не¬
стационарной диффузии установили, что диффузион¬
ные процессы на металлических пленках погранич¬
ных диффузионных слоёв и в каплях металла радиу¬
сом до I'lO"' м завершаются полностью, при г
·=1'10"'
- I'lO"* м частично, а в каплях г
·>1'10"
· м - они дале¬
ки от завершения.

Библиографический список
1. Порошкообразные материалы в сталеплавиль¬
ном производсте / М.Я. Меджибожский, И.Б. Шук-
стульский, И.И. Пелипенко. - К. 1974. - 154 с.
2. Франк-Каменецкий Д.А. Диффузия и тепло¬
передача в химической кинетике / Д.А. Франк-
Каменецкий. - М.: Наука, 1967. - 201 с.
3. Рыбаков Л.С. Количество корольков металла
в основном мартеновском шлаке / Л.С. Рыбаков,
д'С, д'С, д'С,
= D
· -+- - + -
дх'
или в сферических координатах:

(19)
С.П. Богданов // Изв. вуз. Черная металлургия. -
1971.-№ 9.-С. 46
·9.
4. Металлические корольки в шлаке при продув¬
ке металла кислородом / O.K. Токовой, А.И. Стро¬
ганов, Д.Я. Поволоцкий // Изв. вуз. Черная метал¬
ее, д'с, 2 дс,
= А ++
· (20)
г
где г - расстояние от центра сферической части¬
цы, м; X, у и Z - координаты; - коэффициент диф¬
фузии серы, м$с; - концентрация серы, %; х - вре¬
мя, с.

· SnoB пов
·
шенности процесса диффузии определим с помош,ью
выражения [4]
й = (21)
в зависимости от диффузионного критерия Фурье,
F,,=D,Tlr\ (22)
где концентрация на поверхности капли, %;
- средняя концентрация в объеме канли в момент
времени х от начала процесса, %; х - время пребыва¬
ния капли в жидкости, с; и - начальная концен¬
трация и температура в объеме капли, % и °С; г - ра¬
диус сферической капли (5
·
· = 5
·
·), м.
Анализ показывает, что для полного_завершения
диффузрюнных процессов в каплях при и = О или 1 -
и = 1, необходимо, чтобы Fq
·>0,5. При
DJg=l,55·10"
· м/с в капле радиусом 0,644-10"
· м диф¬
фузионный процесс завершался за х = 134 с.
лургия. - 1972. - № 2. - С. 68-70.
5. Скорость движения газовых пузырей и измене¬
ние уровня жидкости при интенсивной ее продув¬
ке / М.Я. Меджибожский, В.Я. Бакст, В.И. Ши¬
банов, В.И. Сельский. // Тепло- и массообменные
процессы в ваннах сталеплавильных агрегатов.
ЖдМИ. - М., 1975. - С. 78-85.
6. Физико-химическая гидродинамика / В.Г. Ле-
вич. - М.: Физматгиз, 1959. - 532 с.
7. Баптизманский В.И. Теория кислородно-
конвертерного процесса. М.: Металлургия,
1975.-376 с.
8. Конопля В.Г. Комплексный термодинамиче¬
ский анализ десульфурации в реальных стале¬
плавильных системах шлак-железоуглеродистый
расплав // Вісник Приазовського державного тех-
нічного університету: 36. Наук. пр. - Маріуполь,
2002.-№ 12.-С. 23-28.
9. Харлашин П.С.,Сабирзянов Т.Г., Бондарь В.И.
и др. Термодинамика металлургических распла¬
вов. - Мариуполь, 2004. - 264 с.
10. Самарин A.M. Равновесное распределение
серы между металлом и шлаком с точки зрения
ионной природы шлаков. / A.M. Самарин, Л.А. и
др. // Физическая химия. - 1946. - Т. XX. - Вып.
1.-С. 111-124.
Выводы
На основании исследований можно сделать вы¬
вод, что наиболее медленной стадией в процессе де¬

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
Поступила 19.02.2010



29




ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ

УДК 669.168 Наука
Гасик М.И. /д.т.н./, Поляков О.И. /к.т.н./, Цыбуля Е.И. Кутузов С.В. /к.т.н./, Буряк В.В.
НМетАУ ОАО «Укрграфит»
Механизм износа периклазохромитовых изделий в процессе
службы в трубчатых вращающихся печах для прокаливания
антрацита
По результатам исследований методами электронной микроскопии и рентгеноспектрального
микроанализа выломок отслужившей периклазохромитовой футеровки (кирпич марки ПХСУ) труб¬
чатой вращающейся печи для прокаливания антрацита выявлен механизм ее износа. Показано,
что на начальных стадиях эксплуатации, до накопления оксидной фазы из золы антрацита, про¬
исходит восстановление магнезиовюстита и хромита из хромшпинелида хромовой руды, приво¬
дящее к разрыхлению кирпича. В итоге разрушению подвергается преобразованный вязкопластич-
ный слой с последующей эрозией его с поверхности футеровки кусками обрабатываемого антра¬
цита. Таким образом, механизм эрозии периклазохромитовой футеровки трубчатой вращающей¬
ся печи имеет двойственный характер, связанный как с твердофазным восстановлением железа
и хрома, так и со взаимодействием со шлаковым расплавом золы антрацита и пылеугольного то¬
плива. Ил. 5. Табл. 1. Библиогр. : 3 назв.

Ключевые слова: трубчатая вращающаяся печь, антрацит, термоантрацит, зола, перикла-
зохромит, хромшпинелид, механизм износа, электронная микроскопия, рентгеноспектральный ми¬
кроанализ, высокожелезистая алюмосиликатная фаза

Wear
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Постановка задачи исследования
Периьспазохромитовые и хромитопериьспазовые
обожженные композиции широко используются в
виде высокотемпературных огнеупоров в различных
металлургических агрегатах. Известно, что приме¬
нение обожженных композиций, состоящих из пери-
клаза (MgO) и природных хромшпинелидов (Mg,Fe
·
·)
0-(Сг,А1,Ре
·
·)20з (хромитовой руды) в качестве вста¬
вок в сводах дуговых сталеплавильных печей, в ком¬
бинированных футеровках электроплавильных рудо-
восстановительных печей (производство ферронике¬
ля, нормального электрокорунда и др.) [1], а также
трубчатых вращающихся печей при обжиге различ¬
ных материалов.
Одной из актуальных задач при использовании
периьспазохромитовых или хромитопериьспазовых ог¬
неупоров в качестве рабочей футеровки является по¬
вышение их эксплуатационной стойкости и, следова¬
тельно, сокращение межремонтных простоев и повы¬
шение производительности металлургических агре¬
гатов.
В производстве углеграфитовых материалов и
изделий важной стадией сквозной технологической
схемы является прокалка электродного антрацита в
трубчатых вращающихся печах, футерованных пери-
ьспазохромитовым кирпичом. Вместе с тем, много¬
летний оныт эксплуатации этих печей при прокалке
донецкого электродного антрацита с пониженным
содержанием золы (не более 5%) и летучих (3-5%)
свидельствует, что из-за относительно низкой стой¬
кости периьспазохромитовой футеровки вынуждены
производить перефутеровку печей, что снижает про¬
изводительность и повышает материальные и энер¬
гетические затраты.
Как показали наши предварительные исследова¬
ния, повышенный износ периьспазохромиитовых ком¬
позиций в футеровке трубчатых вращающихся печах
при прокалке антрацита имеет химико-абразивную
природу механизма ее износа. Изложенное подтверж¬
дает актуальность исследования физико-химической
природы механизма взаимодействия в сложной систе¬
ме «периьспазохромитовый огнеупор - антрацит (тер¬
моантрацит) - газовая печная фаза (продукты горения
природного газа и антрацита) термоантрацита».
Объект и методы исследования
Трубчатая вращающаяся печь представляет собой
металлический барабан длиной 41,6 м и наружным
диаметром 2,5 м, футерованный шамотными и пери-
ьспазохромитовыми огнеупорами. Барабан устанавли¬
вают под углом 2°. Печь работает со скоростью вра-
© Гасик М.И., Поляков О.И., Цыбуля Е.И., Кутузов С.В., Буряк В.В., 2010 г.

30

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ

щения барабана 1,4 об/мин.
В связи с изменением температуры но длине нечи
футеровка зон осуществляется различными огнеу¬
порными материалами. Так зона подсушки и нагре¬
ва футеруется шамотным кирпичом, а зона прокалки
и охлаждения футеруется в два слоя - рабочий фу¬
теруется периьспазохромитовым сводовым уплотнен¬
ным (ПХСУ) огнеупором, а теплоизоляционный - ша¬
мотным. Длина зоны, зафутерованной ПХСУ огнеу¬
пором, составляет 17,5 м. Температура в термически
напряженной зоне составляет 1200-1400 °С.
Износ периклазохромитового огнеупора при оста¬
новке печи на перефутеровку составляет со стороны
загрузки антрацита 45-55 мм (30 % толпіины огне¬
упора), в районе ядра горения факела - 125-130 мм
(80 %), со стороны выгрузки антрацита - до 5 мм
(-3 %). На рабочей поверхности ПХСУ наблюдает¬
ся шлаковый гарнисаж, образованный оксидами золы
антрацита и золы от сгорания ныли угля, вдуваемо¬
го в факел горелки. Толпіина шлакового гарнисажа
составляет: со стороны загрузки антрацита 5 мм
(вязко-нластичное состояние), в районе ядра горения
факела <1 мм (жидкотекучий расплав), со стороны
выгрузки антрацита 15-20 мм (вязко-нластичное
состояние с частичками кирпича). Определенная в
эксперименте температура начала размягчения (соли-
дус) шлакового гарнисажа составляет 1190-1210 °С;
температура плавления (ликвидус) - 1370-1390 °С.
Исследованию подвергались образцы огнеупора
марки ПХСУ производства ОАО «Запорожогнеупор»,
извлеченные из высокотемпературной зоны трубча¬
той врапіаюпіейся печи для прокалки антрацита нри
остановке ее на перефутеровку. Качественное опреде¬
ление фазового и минерального составов фаз струк¬
туры периклазохромитового огнеупора производили
на аншлифе, без травления с использованием энер¬
годисперсионного спектрометра на электронном ми¬
кроскопе GSM-6360 LA. Система рентгеноспектраль-
ного микроанализа (РСМД) фаз типа РЕММА101А
электронного микроскопа GSM-6360 LA, совмепіен-
ная с программным обеспечением автоматического
расчета содержания элементов в микрозондовом объ¬
еме образца и по плопіади сканирования, использова¬
лась для определения химического состава фаз.
Результаты электронномикроскопических и
РСМА исследований огнеупора ПХСУ после экс¬
плуатации
Исследовались различные участки аншлифа, ми¬
кроструктуры которых представлены на рис. 1-5, в
направлении от шлакового гарнисажа к слабо изме¬
ненной зоне огнеупора. Шлаковый гарнисаж (рис. 1)
представляет собой магний-кальций алюмосиликат-
ное стекло с содержанием, % масс.: 56,9-58,0 SiO
·,
9,6-10,4 АіРз, 12,4-16,0 MgO, 10,1-15,6 CaO. От¬
метим наличие значительного количества мелкоди¬
сперсных вьспючений металлической фазы на осно¬
ве железа, содержапіей 2,3-6,8 % Сг. Преобразован¬
ная зона (рис. 2), расположенная непосредственно
под шлаковым гарнисажем, представлена кристалла-
Рис. 1. Шлаковый гарниссаж на рабочей поверхности ПХСУ
(а, в) и его энергодисперсионный спектр (б, г) по площадям
(011-014): 1 - (Мд,Са) (алюмо)силикатное стекло; 2 - мелкоди¬
сперсные корольки металла; 3 - поры (газовые полости).
























в)
Рис. 2. Преобразованная зона (непосредственно под шла¬
ковым гарниссажем) периклазохромитового огнеупора по¬
сле эксплуатации (а) и ее энергодисперсионный спектры
по площади поля зрения (б) и по обозначенным точкам (в)
МИ герценита FeO-Al
·O
·, фаялита FeO-SiO
·, перикла-
за MgO, шпинели MgO-Al
·O
·, метасиликата кальция
CaO-SiO
·, форстерита MgO-SiO
· (в том числе калий
(до 3,5 % масс. К
·О) и натрий (до 2 % масс. Na
·O) со-
держапіего). Обнаружено присутствие опіутимых ко¬
личеств сульфидной фазы с избыточным содержани¬
ем железа состава 75,1 % Fe и 24,9 % S; пирит (FeS)
входит в эвтектику Fe-FeS. Установлено также нали¬
чие мелкодисперсных корольков металла, валовый
состав которых 72,7 % Fe, 27,3 % Сг.
Валовый химический состав слабопреобразован-
ной зоны (рис. 3) по результатам РСМА, % масс.: 10,1
MgO, 10,5 АіРз, 58,3 SiOj, 14,8 CaO, 6,2 CaS. Обра-
піает на себя внимание присутствие сульфида каль¬
ция в стекловидной фазе (рис. 36 и точка 024) и обо-
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

31







ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ




ю
О)

2
ц
·
ш Ј
® о
О о
о
·
о )S
0)
·

· CQ
I 2

· сс
03 "8"
Q.
·
Ф
X






О
>
о
X
п.
03
X
о
со
к
03
X
X

X m
ф о
п.

· S
S 3
о
ю
03
ц
о





со
CN1


со
г
·

>
·" 9
о
X о
п. о
S р
й о
го 2
X о
X
·
03 m
m 03
о
·
со о
03 о
о. о

· )S
<1
·
·
Q. m

· g
03
m




со
ОчІ



г
·
О)
X о

· сЬ
03
X о

03 Р
X ·-
го 2
m о
о
·
со CQ
го 03
Q. I-
Ю О
О О
ф О

О m
ю о
го ц
ц го
о CQ




О)
О



О)
О)

СЛ

q;

і]

о

сл
03
о

О)

CN1
<6

О
0)


о
см






03
-в-


о
см
03






О)
о



о
Очі
к
03
X
q;

о

го
О
со
со
00

о
от


о
см

г
·
со


г
·


со
ю


Очі


00
ю


ю
о
<

о
О)








32


го <
Ґ 2
о О
н о.


о
со
х:


о
ю
г
·
X


о
о
CN1


Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ







х50

б)
Рис. 4. Аншлиф участка измененной зоны периклазохро-
митового кирпича промежуточной между преобразован¬
ной зоной (рис. 3) и слабоизмененной зоной (рис. 5): 1 - пе-
риклаз; 2 - измененный периклаз; 3 - шпинель + периклаз;
4 - мелкодисперсные корольки металла; 5 - поры.







в)
Рис. 3. Слабо преобразованная зона периклазохромитово-
го огнеупора после эксплуатации (а) и ее энергодисперси¬
онный спектры по площади поля зрения (б) и по обозначен¬
ным точкам (в)

собленной железо-сульфидной фазы (точки 020 и
023) состава 73,1-76,7 % Fe и 26,9-23,3 % S; пирит
(FeS) входит в эвтектику Fe-FeS. Сравнительно с пре¬
образованной зоной (рис. 2) отмечается существенно
меньшее количество стеьсповидной фазы (точки 022,
024-026), имеющей состав близкий к метасиликату
кальция CaO-SiO
· с примесями кристаллов анорти¬
та Ca0-Al20j-2Si02 и кварца. Кристаллическая фаза
представлена форстеритом (точка 019), твердым рас¬
твором AljOj-Cr
·Oj с примесями кварца (точка 021).
В измененной зоне (рис. 4) отмечаются зерна пе-
риклаза (96,8 % MgO, поле 015), измененного по пе¬
риферии зерна периклаза (86,9 % MgO, 5,1 % АІ
·О
·,
4,4 % SiOj, 3,5 % CaO, поле 016), a также продуктов
взаимодействия периьспаза и хромовой руды, пред¬
ставленных периьспазом и шпинелью MgO-Al
·O
·. Зер¬
на минералов содержат микровьспючения металличес¬
кой фазы состава 63,8-79,8 % Сг, 36,2-20,2 % Fe, ин¬
терпретируемой как феррохром - продукт твердофаз¬
ного восстановления хромита FeO-Cr
·O
·. Обнаружен¬
ная в поле 018 металлическая фаза 94,0 % Сг, 6,0 %
Fe представляет собой продукт диспропорционирова-
пия монооксида хрома СгО.
Валовый состав слабо измененной зоны (рис. 5),
% масс.: 65,4 MgO, 4,7 Аір
·, 3,7 SiO
·, 3,3 CaO, 10,9
Cr
·Oj, 12,1 FeO. Микроструктура этой зоны сходна
со структурой периьспазохромитового изделия в со¬
стоянии поставки и представлена зернами периьспа¬
за, измененными с периферии (при обжиге кирпича)
внедрением катионов Si''
· , АР
·, Са
·
·, Сг
·+ с образова¬
нием сложной фазы системы MgO-SiO
·-Al
·O
·-CaO-
Cr
·Oj-FeO [2]. Отмечается также наличие существен¬
ного количества металлической фазы (по-видимому,
чугуна), являющейся продуктом твердофазного вос¬
становления магнезиовюстита (Mg, Fe)0 моноокси¬
дом углерода газовой фазы трубчатой вращающейся
хЗО
Рис. 5. Слабо измененная зона периклазохромитового ог¬
неупора после эксплуатации (а) и ее энергодисперсионный
спектр (б): 1 - измененные зерна периклаза; 2 - зерна хро¬
мовой руды; 3 - корольки металла; 4 - поры и трещины.
нечи. Зерна измененной при обжиге хромитовой руды
содержат мелкодисперсную металлическую фазу, по
составу отвечающую феррохрому 64,4 % Сг, 35,6 %
Fe, который также образуется при твердофазном вос¬
становлении СО газовой фазы печи при прокалке ан¬
трацита.
Обобщающие итоги электронно-микросшпических
и РСМА исследований с определением минерально¬
го, фазового и химического состава различных зон
выломок отслужившей периьспазохромитовой футе¬
ровки трубчатой вращающейся печи представлен в
таблице.
Таьсим образом, в ходе электронно-микроско-
пических и РСМА исследований выявлен целый ряд
фаз, таких как герценит FeO-Al
·O
·, фаялит FeO-SiO
·,
шпинель MgO-Al
·Oj, магний-кальций алюмосиликат-
ное стекло на основе метасиликата кальция CaO-SiO
·,
форстерит MgO-SiO
·, твердый раствор АІ
·О
·-Сг
·О
·,
анортит Са0-АІ20
·-28і02, не характерных для пери-
ьспазохромитовых изделий, а также металлической
фазы, представленной чугуном и феррохромом раз¬
личного состава, сульфидной фазы, представлен¬
ной эвтектикой Fe-FeS (пирит), и являющихся поэ¬
тому продуктами взаимодействий, протекающих в
системе «печная газовая атмосфера-оксидный рас¬
плав золы антрацита и пылеугольного топлива-
периьспазохромитовый композит». Это позволило вы¬
двинуть и научно обосновать двухфакторный меха¬
низм эрозии периьспазохромитовой футеровки труб¬
чатой вращающейся печи в ходе ее эксплуатации.
Анализ полученных результатов и их обсужде¬
ние. Механизм эрозии футеровки
Шлаковый гарнисаж на поверхности рабочей ча¬
сти периьспазохромитовой футеровки трубчатой вра¬
щающейся печи формируется из золы антрацита

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

33













ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ

SiO
· АіРз Рр
· ТіО
· РеРз СаО МдО Nap Кр
24,0- 5,0- 0,01- 0,6- 26,0- 3,5- 4,0- 0,2- 0,2-
30,0 15,0 0,2 0,9 34,0 10,0 9,0 1,0 1.0
и золы пылеугольного топлива
SiO
· АіРз РеРз СаО MgO Nap+Кр SO3
54,0- 24,0- 10,0- 3.0- 2,0- 1,2-1,8 1.4-
55,0 27,0 12,0 6,0 3,0 1.6
имеющих кислый алюмо-силикатиый состав.
Температура солидус по диаграмме состояния MgO-
SiOj-Al
·Oj-CaO-FeO составляет 1202 °С, а темпера¬
тура ликвидус 1324 °С. Легкоплавкая оксидная фаза
относительно свободно проникает в поры периьспа-
зохромитового кирпича, пропитывая его на глуби¬
ну 15-35 мм. В результате химического взаимодей¬
ствия с материалом ПХСУ образуется шлаковый гар-
нисаж (см. рис. 1), формируются преобразованная
и слабо преобразованная зоны (см. рис. 2 и 3 соот¬
ветственно). При температурах, достигаемых в труб¬
чатой вращающейся печи, гарнисаж обладает высо¬
кой жидкоподвижностью; материал преобразованной
зоны, представляющий собой механическую смесь
жидкого оксидного расплава и обломков изменен¬
ных частиц периьспазохромитового кирпича, находит¬
ся в вязко-нластичном состоянии, по своим реологи¬
ческим свойствам отвечающим бингамовской жидко¬
сти. В процессе движения прокаливаемого материа¬
ла образованный пшаковый гарнисаж и преобразо¬
ванный слой частично уносятся в направлении зоны
охлаждения и выгрузки термоантрацита. Этот эффект
наиболее существенное проявление имеет в зоне ядра
горения факела, чем и обусловлена повышенная эро¬
зия рабочего слоя периьспазохромитовой футеровки.
Другим важным эффектом, приводящим к эро¬
зии футеровки, является твердофазное восстанов¬
ление железа из магнезиовюстита (Mg, Fe)0, желе¬
за и хрома из хромита РеО-Сг
·О
· [3]. Последнее, вви¬
ду того, что образующаяся металлическая фаза име¬
ет существенно меньший объем, чем исходная оксид¬
ная, приводит к дополнительному образованию пор и
каналов, открывая доступ жидкоподвижному шлако¬
вому расплаву во внутренние объемы кирпича. Повы¬
шение глубины просачивания расплава ведет к уско¬
рению эрозии футеровки. Следует подчеркнуть, что
твердофазное восстановление железа и хрома печной
газовой фазой имеет опережающий характер срав¬
нительно с образованием шлакового гарнисажа. Та¬
ким образом, восстановительные процессы и сопро¬
вождающее их разрыхление структуры кирпича за¬
вершаются практически по всему его объему до того,
как прекращается доступ СО вследствие образования
гарнисажа.
Таким образом, механизм эрозии периклазохро-
митовой футеровки трубчатой вращающейся печи
имеет двойственный характер, связанный как с твер¬
дофазным восстановлением железа и хрома, так и
взаимодействием со шлаковым расплавом золы ан¬
трацита и пылеугольного топлива.
Выводы
1. Выполнен анализ условий эксплуатации пери-
ьспазохромитовых изделий в трубчатой вращающей¬
ся печи для прокаливания антрацита с целью повы¬
шения их стойкости. Показано, что износ периьспа¬
зохромитового огнеупора при остановке печи на пе¬
рефутеровку составляет со стороны загрузки антра¬
цита - 45-55 мм (30 % толщины огнеупора), в райо¬
не ядра горения факела - 125-130 мм (~80 %), со сто¬
роны выгрузки антрацита - до 5 мм (~3 %).
2. Выявлено, что толщина шлакового гарнисажа,
образующегося на рабочей поверхности ПХСУ со¬
ставляет со стороны загрузки антрацита ~5 мм (вязко-
пластичное состояние), в районе ядра горения факела
<1 мм (жидкотекучий расплав), со стороны выгрузки
антрацита 15-20 мм (вязко-нластичное состояние с
частичками кирпича).
3. Установлено, что в результате протекания твер¬
дофазного восстановления монооксидом углерода
печной газовой атмосферы периьспазохромитовый
кирпич содержит ощутимое количество металличес¬
кой фазы, состава, отвечающего чугуну, в том числе,
хромистому (0,9-6,8 % Сг) и феррохрому различного
состава (63,8-79,8 % Сг, 36,2-20,2 % Fe).
4. Обнаружена сульфидная фаза состава 73,1-
76,7 % Fe и 26,9-23,3 % S, представляющая собой эв¬
тектику Fe-FeS (пирит). Образование сульфидной
фазы является результатом взаимодействия восста¬
новленного из магнезиовюстита (Mg, Fe)0 и хромита
FeO-Cr
·Oj железа с серой антрацита и пылеугольного
топлива, поступающей из печной газовой атмосферы
и транспортируемой совместно с СО в глубь кирпи¬
ча. Наряду с сульфидной фазой, в огнеупорном кир¬
пиче обнаруживается, в том числе на значительном
удалении от поверхности, сульфид кальция, который
является результатом взаимодействия оксида кальция
с пиритом.

Бибилиографический список
1. Гасик М.И., Лякишев П.П. Физикохимия и тех¬
нология электрометаллургии ферросплавов.
Днепропетровск: Системные технологии, 2005.
- 448 с.
2. Огнеупоры для промышленных агрегатов и то¬
пок: справочное издание: в двух книгах. Кн. 1.
Производство огнеупоров / И.Д. Кащеев и др.
М.: Интермет Инжиниринг, 2000. - 663 с.
3. Гасик М.И., Овчарук А.Н., Поляков О.И., Цы-
буля Е.И., Кутузов С.В., Буряк В.В. Исследова¬
ние химико-абразивного износа периклазохроми-
товой футеровки трубчатых вращающихся печей
при производстве термоантрацита // Металлург и
горноруд. пром. -2010. - №1. - С. 41-45.

Поступила 25.05.2010




34




© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
ОТЧЕТ
об участии в работе Двенадцатого Международного
ферросплавного конгресса ИНФАКОН-ХІІ
с 5 по 9 июня, Хельсинки.

Справочно: Конгрессы проводятся регулярно с 1974 г. один раз в 3 года и являются наиболее предста¬
вительными форумами, где собираются специалисты в данной отрасли. Организатором Конгрессов высту¬
пает Международный комитет по ферросплавам (International Committee on Ferro Alloys ICFA), Предсе¬
дателем которого в настоящее время является д-р Ник Баркза, представитель компании Oriel Resources Ltd,
ЮАР. Предыдущий одиннадцатый ИНФАКОН состоялся в феврале 2007 г. в Индии. Именно там было при¬
нято решение о проведении следующего Конгресса в г. Хельсинки, сформирован Организационный коми¬
тет (в основном, из представителей финских компаний Оутотек и Конфедент) и Программый комитет, в ко¬
торый я был включен представителем от Украины.

В работе Конгресса приняло участие около 360 делегатов из 35 стран; программным комитетом было ото¬
брано 120 докладов из 22 стран (около 80 докладов было представлено авторами непосредственно; осталь¬
ные, включая подготовленный доклад УкрФА, были оформлены как стендовые доклады).
Анализируя заслушанные доклады, предварительно ознакомившись с полученными печатными материала¬
ми и исходя из кулуарных обсуждений с участниками конгресса из ряда стран (Россия, Казахстан, Финляндия,
ЮАР, Австралия, Индия и др.), можно сделать следуюш,ие выводы:
1. В работе этого Конгресса были представлены преимущественно технические специалисты в области
ферросплавного производства и ученые различных научных школ, работаюш,ие в области теории получения
ферросплавов, в т.ч. по заданиям крупных промышленных фирм. Практически не было ферросплавных трей¬
деров; не было обсуждения ценовой и конъюнктурной ситуации по рынку ферросплавов; обзорный доклад на
первом планарном заседании содержал минимум цифровой информации и то с привязкой, главным образом,
к выбросам парниковых газов в тех или иных ферросплавных переделах.
2. Основные направления совершенствования техники и технологии на предприятиях мировой ферро¬
сплавной промышленности соответствуют реализуемым на украинских ферросплавных заводах. Это, в пер¬
вую очередь, решение вопросов охраны окружающей среды, сокращения промышленных выбросов при рудо-
подготовке (окусковании) ферросплавного сырья и выплавке ферросплавов, расширение сырьевой базы (в том
числе, за счет использования промышленных отходов других отраслей - например, вонадийсодержащих отхо¬
дов ТЭС), эффективного использования энергоресурсов, комплексной утилизации отходов производства - пы-
лей, шламов, шлаков, мелких фракций от дробления ферросплавов.
3. Обращает но себя внимание отсутствие самостоятельных докладов представителей китайских компа¬
ний, хотя в КНР выплавляется более 40 % мировых объемов производства ферросплавов. В то же время по за¬
казам китайских компаний работают основные научные школы в области теории и технологии ферросплавов;
китайские аспиранты и докторанты представлены как соавторы ряда докладов этих научных школ и принима¬
ли активное участие в дискуссиях на заседаниях секций Конгресса, задавали много уточняющих вопросов, вели
съемку презентационных материалов на экране и т.п. По рассказам участников Конгресса, в ферросплавном
производстве, кок и в других отраслях индустрии, китайцы в целом ряде случаев не брезгуют тем, что близко к
понятию «промышленный шпионаж», стремятся к овладению еще на стадии научных разработок элементами
«ноу-хау» для последующего воспроизводства на территории КНР при соответствующей «экономии» затем на
заключении лицензионных и/или опционных соглашений.
4. Ранее в СССР ферросплавное производство было сосредоточено в России, Украине, Казахстане и Гру¬
зии. Кок и в Украине, в России за эти годы произошло изменение номенклатуры производства ферросплавов
на действовавших заводах, например, но Серовском заводе ферросплавов освоена выплавка марганцевых
сплавов; это сделано за счет реконструкции имеющегося печного фонда, а новые масштабные плавильные
мощности не вводились (хотя количество ферросплавных заводов в России увеличилось с 4 до 13, но это пре¬
имущественно за счет перепрофилирования литейных цехов машиностроительных предприятий). Грузинская
ферросплавная школа но Конгрессе представлена не была. Наиболее масштабные преобразования в фер¬
росплавном производстве на постсоветском пространстве происходят в Казахстане, причем это делается с ис¬
пользованием лучших достижений мировой науки и технологии, с привлечением самых известных «брендов» из¬
готовителей оборудования. Можно ожидать, что в ближайшие годы именно Казахстан выйдет но одно из пер¬
вых мест в мире в области производства ферросплавов - как по объему, так и по номенклатуре, учитывая на¬
личие собственной сырьевой базы кок для производства массовых ферросплавов (хромистые, марганцевые и
кремнистые, включая особо чистый кремний), ток и ферросплавов т.н. «малой группы».
5. Хотя но Конгрессе были представлены доклады и чисто научного профиля (например, расчеты термоди¬
намических параметров восстановительных реакций для восстановления хромитовых и марганцевых руд раз¬
личного вещественного состава), подавляющее большинство работ носило экспериментальный характер с до-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

35



ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
ведением до крупно-лабораторного и опытно-промышленного характера. Зарубежные ученые располагают
современным исследовательским оборудованием, например, высокотемпературными микроскопами с лазер¬
ными зондами, позволяющими глубоко проникать в сущность протекания процессов на ноноуровне. Усовер¬
шенствовано лабораторное оборудование для дифференциального термического анализа и термогравиме¬
трии при изучении кинетики окислительно-восстановительных реакций. Широко используются в исследователь¬
ской практике методы «замораживания» печей мощностью до 10 МВт для детального изучения и описания стро¬
ения рабочего пространства. Создано специальное оборудования для определения размеров зашихтованной
части электродов, отбора проб в разных точках шахты печей, вплоть до подэлектродного пространства и т.п.
6. Значительное количество докладов было посвящено оптимизации электротехнологических параметров
работы ферросплавных печей и конструированию печей нового поколения. Эти вопросы также решаются на
основе экспериментальных исследований (например, сообщалось о разработке опытной печи 1 МВт для воз¬
можного прямого восстановления марганца, и приведены экспериментальные результаты ее работы доволь¬
но длительными кампаниями) и компьютерного моделирования, с составлением материального и тепловых ба¬
лансов плавки. Интересные работы были представлены по производству рафинированных сплавов марганца
в кислородном конвертере, роли коксового слоя при производстве силикомарганца и разработке на основе
этих исследований требований к параметрам рудовосстановительных печей.

Член Программного комитета ИНФАКОН-ХІІ,
доктор технических наук, профессор С.Г.Грищенко



·
ТЕЛЬНЫЙ Степан Иванович
выдающийся ученый-электрометаллург, электротермист
- основатель кафедры электрометаллургии Национальной
металлургической академии Украины
(К 120-летию со дня рождения и 85 - летию создания
кафедры электрометаллургии)

Тельный С.И. родился 1 августа 1890 г. в Екатеринославе (Днепропетровск). В
1908 г. после окончания Первого реального училища поступил в Екатеринославский
горный институт, который окончил в 1914 г. по металлургической специальности со
званием горного инженера. Дипломные проекты С.И.Тельного, посвященные элек¬
трометаллургии и горно-заводской механике, были удостоены премии, а проект по
электротехнике почетного отзыва.
В 1917 г. С.И.Тельный назначен на должность ассистента но кафедре металлур¬
гии стали ЕГИ, а в 1920 г. по конкурсу был избран на должность доцента по электрометаллургии в этом же ин¬
ституте. В 1925 г. в Днепропетровском горном институте при активном участии С.И.Тельного было создана са¬
мостоятельная кафедра электрометаллургии, и он был назначен профессором и заведующим этой кафедры.
В 1930 г. в связи с преобразованием металлургического факультета Днепропетровского горного институ¬
та в самостоятельный металлургический институт С.И.Тельный был переведен в ДМетИ на должность профес¬
сора, зав. кафедрой электрометаллургии. В период 1932-1941 гг. С.И.Тельный был назначен заместителем ди¬
ректора по научной работе ДМетИ.
В годы Великой отечественной войны С.И.Тельный вместе с институтом (ДМетИ) был эвакуирован в Магни¬
тогорск, работал в Уральской индустриальном институте, о впоследствии он был откомандирован в распоря¬
жение директора Куйбышевского индустриального института.
В этом институте С.И.Тельный заведовал кафедрой теоретической и общей электротехники, которая была
организована в 1933 г., в настоящее время - Самарский государственный технический университет.
Университет высоко оценил вклад С.И.Тельного в области электрометаллургии и электротермии.
Научно-педагогический коллектив кафедры электрометаллургии глубоко чтит память профессора, д.т.н.,
заслуженного деятеля науки и техники РСФСР Степана Ивановича Тельного (1890-1962). Изучает и развива¬
ет его творческое наследие, считает «отцом отечественной электрометаллургии» и воспитывает новое поколе¬
ние творчески относящихся к учебному процессу студентов, специализирующихся в области электрометаллур¬
гии ферросплавов, специальных сталей и сплавов.


Заведующий кафедрой электрометаллургии,
академик НАНУ, докт. техн. наук, профессор М.И.Гасик


36


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




-
ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 621.74.04 Наука
Репях С.И. /к.т.н./
ЧНПП «Карион-Сервис»
Трещиноустойчивость выплавляемых моделей отливок


Трещиноустойчивость выплавляемых моделей возрастает с понижением величины
коэффициента термического линейного расширения модельного состава, температуры перехода
модельного состава из пластического в упругое состояние, модуля упругости модельного состава,
с повышением температуры выплавляемой модели при её извлечении из пресс-формы, прочности
и температуропроводности модельного состава. Ил. 3. Библиогр.: 2 назв.

Ключевые слова: треш,иноустойчивость, модель, состав модельный, охлаждение, напряжения,

Crack resistance of investment patterns increases with decrease of coefficient of thermal linear expansion
ofpattern composition, temperature of plastic-elastic transition ofpattern composition, elastic modulus ofpattern
composition, with increase of investment pattern temperature at removal from a mold, durability and thermal
diffusivity of pattern composition.

Keywords: crack resistance, pattern, pattern composition, cooling, stresses, temperature
Постановка проблемы и состояние вопроса
В отличие от металлических отливок [1], в соот¬
ветствии с ьспассификацией [2], напряжённое состоя¬
ние и трещиноустойчивость модельного состава оце¬
нивают способностью сохранения целостности вы¬
плавляемой модели (ВМ) при её затвердевании и
охлаждении в пресс-форме (трещиноустойчивость-І)
и при резком нагреве или охлаждении ВМ вне пресс-
формы (трещиноустойчивость-П). Трещиноустой¬
чивость ВМ - показатель, определяющий не только
способ подготовки модельного состава к запрессовке
в пресс-форму, но и косвенно влияющий на точност¬
ные параметры как ВМ, так и самой отливки.
Известные исследования но данному вопросу не
имеют системного характера, в связи с чем в насто¬
ящее время отсутствует однозначная оценка влияния
основных параметров модельного состава и произ¬
водства ВМ на трещиноустойчивость ВМ.
Постановка задачи исследования: Задача ис¬
следований - оценка влияния основных параметров
модельного состава и производства ВМ на трещиноу¬
стойчивость ВМ.
Основные результаты исследований
Сьспонность модельного состава к образованию
трещин в ВМ (трещиноустойчивость-І) оценивали по
величине напряжений в ВМ кольцевого типа, исходя
из того, что трещина в ВМ образуется в области упру¬
гого состояния модельного состава, то есть в интер¬
вале температур от до где - температура пе¬
рехода модельного состава из пластического в упру¬
гое состояние, а - температура извлечения ВМ из
пресс-формы. При этом предполагали, что охлажде¬
ние ВМ в нресс-форме проходит в условиях малых
температурных градиентов по её сечениям.
Пусть ВМ кольцевого типа (рис. 1) изготавливают
в неподатливой пресс-форме с внешним радиусом ра¬
бочей полости Tj и внутренним радиусом г
·. При этом
©Репях С.И., 2010 г.
Рис. 1. Схема положения ВМ (1) на стержне пресс-формы (2)
стержень пресс-формы выполнен полым с внутрен¬
ним радиусом г
·. Для ВМ данной конструкции вели¬
чину коэффициента термического линейного расши¬
рения (КТЛР) её материала определяем по формуле
'
·мс
· (1)
(
·ЯУ
· )
АГз = Гз - Гз
где Гз - начальный внутренний радиус ВМ, м;
Гз - начальный наружный радиус стержня пресс-
формы, м; t - температура, °С.
При охлаждении ВМ происходит выравнивание
внутреннего радиуса ВМ (rf) и наружного радикса
г, на
АГз и увеличения на АГ3 . Сумма абсолютных ве¬
личин этих деформаций составляет
Аг' +
Величину Dr
· находим из следующих соображе¬
ний. В соответствии с курсом сопротивления мате¬
риалов растягивающие напряжения в тангенциаль¬
ном направлении (s
· ВМ кольцевого сечения на ра¬
диусе (г) будут равны
ВМ Ръ-Гъ Ръ-Гі
- +

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

37



ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
где - контактное давление ВМ на стержень
нресс-формы, Па;
Поскольку наибольшие тангенциальные растяги¬
вающие напряжения в ВМ будут на её внутренней по¬

2,5
2,0
1,?
1.0
верхности радиусом г
·, то приняв г = г
·, получаем

пи
b
0,5
О
<У. =
2 2
V'l -'"з у
Сжимающие напряжения в тангенциальном на-
10
15 20 25 0,045
At, "С
0,075
Гі, м
0,105
ПФ
правлении сг
· для стального стержня кольцевого
сечения нресс-формы будут равны
ВМ
Рис. 2. Зависимость СГ
· от Dt и (а) при г, = 0,045 м,
= 0,03 м для #с„д=100-10® град-
· (1), /с,,
·=150-10® град-
·(2) и
ПФ
С, =

При г = г
·\
Рз-
·з
(г/-г/)
Ръ-Г2
#t„g=200-10"® град"
· (3), зависимость (7
·
· от г, (б
· при =
150-10 = град
·2 РУ
· .°Я'
· ('Я;'

·мс ~~т~. А
· ~г~-) т\ I 1 tY·

·ПФ _
·
~ Ръ-
В
I
этом случае относительное увеличение радиуса
будет тоже составлять е
·. Относительное тангенци¬
альное удлинение модельного состава на внутренней
поверхности ВМ составит
/2,2
r
2 2
v1
где радиальные напряжения на внутреннем
радиусе ВМ, Па; т - коэффициент пропорционально¬
сти (коэффициент Пуасона), поэтому
Если стержень пресс-формы сплошной (г
· = 0), то
формула (7) приобретает вид
о
·вм
k =
'
·мс

Приняв = Dt и r-r
· = h, формулу (8) запи¬
шем в виде
2 2 Л
L(9)
h
Приняв Е = 900-10® Па, по формуле (9) рассчитали
зависимости сг™ f(Dt, г
·, h). Результаты расчё¬
Агз' =s:
Рз-
·з


v1
та представлены на рис. 2.
Анализ формулы (9) и зависимостей на рис. 2
показывает, что напряжения на внутренней поверх¬
Поскольку относительное тангенциальное сжатие
материала на наружной поверхности полого стержня
пресс-формы
ности ВМ кольцевого типа возрастают (понижает¬
ся трещиноустойчивость-І ВМ) с увеличением моду¬
ля упругости и КТЛР материала ВМ, со снижением

ef=-

ТО
Arf=-I
·
Еі.
Е

/ 2 , 2
Гъ +Г2
2 2
yf, -г,
f 1 2
~
·2
2 2
\Гъ -Г2


М
температуры ВМ в момент её извлечения из пресс-
- /и формы (с увеличением длительности охлаждения
ВМ в пресс-форме), с увеличением внутреннего ра¬
диуса ВМ при её неизменном внешнем радиусе.
Как было отмечено выше, одной из причин обра-
(4) зования трещин в ВМ может быть низкая термостой¬
кость модельного состава (трещиноустойчивость-П).
Подставив формулы (3) и (4) в формулу (2), по¬
В связи с низкой теплопроводностью при интенсив¬
ном нагреве (во время сушки огнеупорного покрытия
лучаем:

АГз =
2-Л
(Г
·-Г2)
тёплым воздухом) или охлаждении (при испарении
органического растворителя с поверхности модель¬
ного блока) в стенках ВМ может возникнуть большой


вид

С учётом формулы (1) формула (5) будет иметь
температурный градиент Dt, обусловливающий воз¬
никновение напряжений в её поверхностных слоях
(при нагреве - напряжения сжатия, при охлаждении

k =
'
·мс
2-р
·

[г' -Г-)
- напряжения растяжения). При превышении предела
(6) прочности модельного состава эти напряжения ста¬
новятся причиной разрушения (нарушения целостно¬
Поскольку

л =-
'"з
то формулу (6) можно записать в виде
сти материала) ВМ, приводящего ВМ в негодность к
её дальнейшему использованию.
Изменение начальной температуры тонкостенной
ВМ при её поверхностной очистке (обезжировке) ис¬
следовали на пластине с размерами 2x20x100 мм,
изготовленной из модельного состава КС-107-Б.
Для измерения температуры внутри ВМ использо¬
вали хромель-капелевую термопару с диаметром ра-
38
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4





ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
t."C
25
24
23
22
21
20
19
18
17
16
15
0 12 3 4 5 6 7т,мин
Рис. 3. Зависимости изменения температуры на поверхно¬
сти (1) и в центре ВМ при её выдержке на воздухе (2) и в
воде (3) с температурой 25 °С

крытия, для выполнения первых трех слоев покрытия
рекомендуется использовать огнеупорные суспен¬
зии на водном связующем (кремнезоль, жидкое стек¬
ло), либо сушку первых трёх слоёв огнеупорного по¬
крытия осуществлять в вакууме в слое зернистого ог¬
неупорного материала, используемого для обсыпки
этих слоёв [2]. Оценить трещиноустойчивость-П мо¬
дельного состава можно как величиной температуры
воды, в которой охлаждают образец модельного со¬
става определённой формы и при которой в образце
начинают образовываться поверхностные трещины,
так и величиной коэффициента термостойкости мо¬
дельного состава.
Для расчёта коэффициента термостойкости мо¬
дельного состава можно использовать формулу
Винкельмана-Шотта, записанную в виде (м
·трад/с)
бочего спая 0,1 мм в комплекте с потенциометром
КСП-4. Температуру поверхности ВМ измеряли при
помощи бесконтактного термометра ST-25 AutoPro с

=


-мс

·мс '
·в

· Рмс '
·мс '
·

(10)
точностью ±1 °С. Температуру раствора, используемо¬
го для обезжировки ВМ, определяли с помощью ртут¬
ного градусника погружения с точностью ±0,1 °С.
Обезжировку поверхности ВМ проводили в рас¬
творе скипидара в изопропиловом спирте при их со¬
отношении, соответственно, 3:7 по объёму Началь¬
ная температура ВМ составляла 25 °С. Начальная
где теплопроводность модельного состава
при 25 °С; Од-предел прочности нри растяжении мо¬
дельного состава при 25 °С; - удельная теплоём¬
кость модельного состава при 25 °С; - плотность
модельного состава при 25 °С; - КТЛР модельно¬
го состава при 25 °С; Е - модуль упругости модельно¬
го состава при 25 °С, или
температура раствора для обезжировки составляла
23,1 °С. Термограммы, полученные в результате про¬
ведения исследования, представлены на рис. 3.

JV-r =
· Сд
'
·мс
·

(И)
Анализ хода зависимостей на рис. 3 показывает,
что при погружении ВМ на 1 мин в обезжириваю¬
щий раствор её температура в центральной части по¬
нижается и достигает 23,4 °С. После извлечения ВМ
из раствора дальнейшее понижение её температуры
продолжается за счёт испарения раствора с поверхно¬
сти ВМ. При этом наименьшая температура поверх¬
ности ВМ (16±1 °С) достигается через ~30 с после
извлечения её из раствора. В центральной части ВМ
минимальная температура составляет 19,7 °С и до¬
стигается по прошествии 60-65 с после извлечения её
из раствора. Наибольший перепад температуры меж¬
ду центром и поверхностью ВМ в соответствии с рис.
3 составляет (6±1) °С. Исходя из того, что толщина
испытуемой ВМ составляет 2 мм величина наиболь¬
шего температурного градиента по сечению данной
ВМ составляет (5-7) °С/мм или (50-70) °С/см.
Избежать значительного понижения температу¬
ры ВМ можно путём погружения её в воду немедлен¬
но после извлечения из обезжиривающего раствора.
В этом случае остатки раствора на поверхности ВМ
не испаряются, а растворяются в воде без снижения
температуры ВМ, о чём свидетельствует зависимость
3 на рис. 3. Кроме этого, поскольку вода не смачивает
поверхность воскоподобных ВМ, то после их извле¬
чения из воды большая часть поверхности ВМ оста¬
ётся сухой, а температура практически неизменной.
На этапе изготовления керамической оболочко¬
вой формы, с целью предупреждения значительного
где - коэффициент температуропроводности
материала ВМ, м$с.
Анализ формул (10) и (И) показывает, что термо¬
стойкость (трещиноустойчивость-П) модельного соста¬
ва тем выше, чем больше его теплопроводность, темпе¬
ратуропроводность, прочность и меньше удельная те¬
плоёмкость, плотность, модуль упругости и КТЛР.
Выводы
Трещиноустойчивость выплавляемых моделей
возрастает с понижением величины коэффициента
термического линейного расширения модельного со¬
става, температуры перехода модельного состава из
пластического в упругое состояние, модуля упруго¬
сти модельного состава, с повышением температуры
выплавляемой модели при её извлечении из пресс-
формы, прочности модельного состава. Кроме этого,
повышению трещиноустойчивости выплавляемых
моделей способствует повышение коэффициента те¬
плопроводности и понижение плотности и удельной
теплоёмкости модельного состава.

Библиографический список
1. Лейбензон В.А. и др. Затвердевание металлов
и металлических композиций / Учебник для ву¬
зов - К.: Наукова думка, 2009. - 410 с.
2. Ренях С.И. Технологические основы литья
по выплавляемым моделям. - Днепропетровск:
Лира, 2006. - 1056 с.
охлаждения ВМ при сушке на ней огнеупорного по¬

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
Поступила 19.05.2010

39





ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 656.2 Производство
Тумко А.Н., Логозинский И.Н., Пересаденко О.В., Сальников А.С., Голубицкий Ф.А.
ОАО «Днепроспецсталь»
Исследование технологических схем производства профильных
осевых заготовок для подвижного состава железных дорог
Механические свойства, качество макроструктуры и степень загрязненности стали
неметаллическими включениями в заготовках для осей соответствует нормам ГОСТ 4728-96.
Даны рекомендации по дальнейшему поиску технологических режимов прокатки непрерывно-
литых заготовок с целью исключения осевой пористости, не заварившейся при деформации. Ил. 2.
Табл. 2. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: профильная заготовка для осей, исследования, прокатка непрерывнолитой
заготовки, осевая пористость, деформация

Mechanical properties, qual
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Введение
ОАО «Днепроспецсталь» осуществляет крупно¬
серийное производство кованых профильных заго¬
товок как для осей прицепного состава, так и для ло¬
комотивных осей из стали ОС и 35Г.
Черновые оси производства ОАО «Днепроспец¬
сталь» сертифицированы Ассоциацией американ¬
ских железных дорог и Регистром сертификации на
Федеральном железнодорожном транспорте России.
Технологическая схема их производства вьспючает
электродуговую выплавку, вакуумирование и раз¬
ливку стали в слитки массой 6,5 или 4,8 т, нагрев
слитков с горячего посада и деформацию в два эта¬
па. На первом этапе деформации слитки подвергают
прокатке на обжимно-заготовочном стане 1050/950
на осевую заготовку диаметром 240-300 мм в зави¬
симости от размеров готового изделия.
С целью исьспючения осевой пористости слитка, не
заварившейся при деформации, прокатку слитков осу¬
ществляют со степенью деформации, равной 0,5-0,8 от
суммарной степени деформации [1]. На втором этапе
осевую заготовку деформируют ковкой на радиально-
ковочной машине РКМ 1000 на кованые профильные
заготовки для осей (рис. 1). После охлаждения на воз¬
духе черновые оси проходят нормализацию с отдель¬
ного нагрева до 860 °С и правку [2].
Обеспечивая высокое качество продукции, дан¬
ная схема производства требует большого расхода
металла в кусковые отходы (16-17 % прибыльной и
донной обрези слитка) и в стружку (5-8 % при об¬
точке катаной заготовки перед ковкой). Уменьшить
расход металла можно за счёт использования непре¬
рывнолитой заготовки вместо слитка.
Разработки с положительным результатом в этом
направлении проводились на Днепровском метал¬
лургическом комбинате им. Дзержинского, где при¬
менение непрерывнолитой заготовки для получения

катаной исходной заготовки при производстве чер¬
новых железнодорожных осей обеспечило умень¬
шение металлоёмкости процесса на 160 кг на тон¬
ну [3].
Поэтому целью данной работы было изучение
возможности производства профильных осей для
прицепного железнодорожного состава из непре¬
рывнолитой заготовки в условиях ОАО «Днепро¬
спецсталь».
Материал и методика исследования
В связи с выходом нового стандарта EN13261
значительно возрос спрос на профильные оси, про¬
изводимые по технологии, вьспючающей операции
вакуумирования стали и ковки, которые являются
обязательными требованиями введенного стандар¬
та [4]. Такая технология действует в условиях ОАО
«Днепроспецсталь», но увеличение объёмов произ¬
водства сдерживается полной загрузкой вакуумато-
ра существующим марочным сортаментом.
Чтобы оперативно увеличить объёмы производ¬
ства профильных осевых заготовок, целесообразно
опробовать технологическую схему с использовани¬
ем непрерывнолитой заготовки из вакуумированной
стали, произведенной на предприятии, которое име¬
ет свободные мощности по вакуумированию кон¬
струкционной стали.
Для решения ноставленной задачи выбрали не-
прерывнолитые заготовки из вакуумированной ста¬
ли 45 сечением квадрат 450 мм двух плавок, разли¬
тых на МНЛЗ в условиях ОАО «СМНПО им. М.В.
Фрунзе» (Сумы).
С целью обеспечения необходимых условий для
нагрева и прокатки металла в условиях обжимно-
заготовочного стана 1050/950 заготовки раскроили
на длины 2800 мм. Масса каждой заготовки соста¬
вила 4,33 т.
Для прокатки непрерывнолитого металла на

© Тумко А.Н., Логозинский И.Н., Пересаденко О.В., Сальников А.С., Голубицкий Ф.А., 2010 г.

40

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 1. Схема прокатки непрерывно-литых заготовок





















обжимно-заготовочном стане 1050/950 была разра¬





















0136'і





















0203





















0176
ботана специальная схема прокатки (табл. 1), обе¬
спечивающая в каждом проходе «проработку» попе¬
речного сечения раската на всю его высоту.
Проведен анализ опытной схемы прокатки, ко¬
торый показал, что в каждом проходе осевая зона де¬
формируется при всестороннем сжатии и, следова¬
тельно, внутренние несплошности должны интен¬
сивно завариваться. Анализ режима деформации
проводили по формуле (табл. 1):


\\110...1І0
30...60




?720ifil
2тт
Н
· а(6,88 + а)
4

(1)
тіп 228
Рис.1. Схема типовой кованой профильной заготовки для
осей вагонов подвижного состава железных дорог: А - шей¬
ка оси; Б - подступичная часть оси; В - ступица
где Н - начальная высота полосы, мм; - ка¬
тающий диаметр валка, равный 894, 894 и 885 мм
в I, II и III калибрах соответственно (см. табл. 1);
а - угол захвата, рад.
Условие (1) получено преобразованием форму¬
лы В.М. Клименко для полосы с отношением на¬
чальной ширины к начальной высоте в пределах от
0,8 до 1,6 [5]. Чем больше положительное значение
разницы
а(6,88 + а) Н
4 Т/
тем лучше «проработка» металла по сечению и
меньше вероятность получения внутренних дефек¬
тов в прокате (табл. 1). Для сравнения но этой же ме¬
тодике проведена оценка обжатий действующей схе¬
мы прокатки слитков в обжимной ьспети (табл. 2).
Как показал сравнительный анализ опытной и
действующей схем прокатки (табл. 1,2), обе они обе¬
спечивают распространение сжимающих напряже¬
ний в осевую зону раската для получения плотной
макроструктуры. Прокатку металла в овальном и
круглом калибрах проводили по действующей схе¬
ме без изменения.
Нагрев слитков и непрерывнолитых загото¬
вок перед прокаткой проводили в рекуператив¬
ных колодцах при температуре 1250 °С, замедлен¬
ное охлаждение промежуточной заготовки диаме-
тром 240 мм производили в неотапливаемых колод¬
цах ёмкостью 140 т в течение 120 ч до температуры
140-150 °С.
После обточки катаных заготовок на 5 мм по диа¬
метру провели ультразвуковой контроль качества прут¬
ков по ГОСТ 21120 на соответствие I группе качества
(группе 3 классам Сс SEP 1921). Проведена оценка ма¬
кроструктуры проката по ГОСТ 10243-75 и загрязнен¬
ности стали неметаллическими вьспючениями.
Годные после УЗК катаные прутки диаметром
235 мм проковали на радиально-ковочной маши¬
не на заготовки для осей с коэффициентом укова на
ступице 1,35 и на шейке оси - 3,0 (рис. 1). Ковку
профильных заготовок на радиально-ковочной ма¬
шине РКМ1000, изготовленной австрийской фир¬
мой «GFM», производили в автоматическом режи¬
ме с обжатиями за проход от 30 до 60 мм. Нормали¬
зацию кованых осей проводили в проходной печи с
нагревом до 860 °С и последующей правкой во вре¬
мя охлаждения на воздухе до температуры 600 °С.
От шейки оси (рис. 1) отобрали пробы, из кото¬
рых изготовили образцы для механических испыта¬
ний, проведенных по ГОСТ 1497-73 и ГОСТ 9454-78.
Сравнительный анализ результатов экспери¬
мента
В результате прокатки пяти непрерывнолитых
заготовок получили 15 двукратных осевых загото-
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
41




ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 2. Схема прокатки слитков





































вок диаметром 240 мм длиной 3,43 м. При проведе¬
нии УЗК три двукратные штанги (20 %) были задер¬
жаны но эхо-сигналам, превышающим допустимый





































2) суммарная деформация на гладкой части боч¬
ки валка и в яш,ичных калибрах должна удовлетво¬
рять следуюпіему условию
уровень и расположенным в центре сечения прока¬
та. Металлографическими исследованиями уста¬
новили, что дефект, выявленный при УЗК, иденти¬

·«.(6,88 +а.) Я,

г=1

(3)
фицируется как осевая пористость, не заваривша¬
яся во время деформации (рис. 2). Причиной тако¬
го дефекта является повышенная осевая пористость
непрерывно-литой заготовки, которая, несмотря на
интенсивный деформационный режим, не завари¬
лась при прокатке.
При прокатке слитков на заготовки диаметром
240 мм осевая пористость слитков, не заварившая¬
ся при деформации в условиях завода «Днепроспец-
сталь», не превышает 0,8 %. Сравнивая схемы про¬
катки слитков и непрерывнолитых заготовок (табл.
1,2), можно сделать два предположения о дополни¬
тельных необходимых условиях заваривания вну¬
тренних дефектов при прокатке высоких полос на
гладкой части бочки валка и в яш,ичных калибрах:
1) необходимы единичные обжатия, во взаимно
перпендикулярных направлениях, обеспечиваюш,ие
в яш,ичных калибрах отношение
a(6,88 + a)xЈ)j
·
>1,80: (2)

Для проверки условия (2) при прокатке непре¬
рывнолитых заготовок во втором калибре возмож¬
но увеличение единичного обжатия в пятом прохо¬
де (табл. 1) в 2 раза за счёт исьспючения деформации
в шестом проходе, который будет холостым. В этом
случае значительно возрастает проработка осевой
части заготовки и возможно заваривание нор, имею-
ш,их место в прокате (рис. 2).
Для проверки условия (3) и подтверждения не¬
обходимости условия (2) следует провести анализ
калибровок и схем прокатки слитков и непрерывно-
литых заготовок на заводах «Красный Октябрь»
(Волгоград), «Истил» (Донецк), ОЭМК (Старый
Оскол) в сравнении со схемами прокатки и кали¬
бровками ОАО «Днепроспецсталь».
С целью улучшения «проработки» осевой ча¬
сти раската и заваривания внутренних несплош-
ностей целесообразно применять ступенчатый ре¬
жим нагрева заготовок перед прокаткой, включаю-
ш,ий подъём температуры в нагревательной ячейке

42

Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
рована авторами [3]: центральная пористость долж¬
на быть не более 1,5 балла, осевая ликвация - не бо¬
лее 1,5 балла.
В результате оценки макроструктуры опытного
проката диаметром 240 мм из непрерывнолитой за¬
готовки установили, что центральная пористость со¬
ответствует 1 баллу по ГОСТ 10243-75, осевая лик¬
вация - от 1 до 3 баллов. В пяти пробах из 19 осевая
ликвация соответствовала 3 баллу, в девяти - 2 бал¬
лу и в пяти пробах - 1 баллу.
В задержанных при УЗК заготовках осевая лик¬
вация соответствует 3 баллу по ГОСТ 10243-75, что
указывает на необходимость её уменьшения в не¬
прерывнолитых заготовках, используемых для про¬
изводства крупносортового проката и осевых заго¬
товок, в частности.
Загрязненность металла непрерывнолитых заго¬
товок неметаллическими вьспючениями находится на
одном уровне с металлом ОАО «Днепроспецсталь»
и соответствует требованиям ГОСТ 4728-96. Варьи¬
руя температурные условия нормализации и после¬
дую піего отпуска, получили механические свойства,
удовлетворяюш,ие требованиям ГОСТ 30272-96.
Установили, что при заданном содержании углеро¬
да в стали можно гарантировать получение требуе¬
мого уровня механических свойств черновых осей.

Рис.2. Микроструктура полированных шлифов в продоль¬
ном направлении от осевой части проката диаметром
240 мм, X 50
на 50-70 °С выше заданной, выдержку на этой ступе¬
ни 30-60 мин и снижение температуры до заданной
с последующей выдержкой и выдачей на прокатку.
Такой режим обеспечивает более высокую темпе¬
ратуру в центральных слоях нагреваемого металла.
Особенно это важно при нагреве стали с холодно¬
го посада, когда осевая зона слитка (заготовки) про¬
гревается в меньшей степени, чем поверхностная,
из-за чего во время прокатки имеет место неблаго¬
приятное распределение температуры и сопротивле¬
ния деформации по сечению раската: в центре сече¬
ния температура ниже и сопротивление деформации
выше, чем на поверхности. Циьсп прокатки слитков
в три раза длительнее циьспа прокатки непрерывно-
литых заготовок и поэтому поверхность раскатан¬
ных слитков более подстуженна, чем поверхность
раскатанных непрерывнолитых заготовок. Подсту-
женный более твёрдый и более упрочняемый при
горячей деформации поверхностный слой раскатан¬
ного слитка способен в большей степени передавать
сжимаюш,ие напряжения в центральные слои раска¬
та, чем горячий поверхностный слой непрерывно-
литой заготовки.
Другой причиной неудовлетворительной макро¬
структуры проката, полученного из непрерывно-
литой заготовки, является некачественная макро¬

Вывод
В результате проведенных исследований пока¬
заны возможные перспективы дальнейшего поиска
технологических решений по производству черно¬
вых осей железнодорожного состава из непрерывно-
литой заготовки вакуумированной стали.

Библиографический список
1. Патент 38533AUA 7 В21 К 7/12 Способ произ¬
водства профильных заготовок для осей вагонов
магистральных железных дорог/ Барков Е.Н.,
Лейбензон В.А., Тумко А.Н., и др. ОАО «Дне¬
проспецсталь». Заявл. 19.07.2000 г
2. Патент на корисну модель № 41070 UA В 21К
7/00, C21D 8/00. Спосіб одержання профильніх
заготовок для осей рухомого сьспаду/ Логозинсь-
кий И.М., Тумко О.М., Сальніков А.С. и др. ОАО
«Днепроспецсталь». Заявл. 26.08.2008 р.
3. Патент 2164190 RU В 2 Ш 1/100. Способ про¬
катки сплошных железнодорожных осей /Пиме¬
нов А.Р., Бродский С.е.. Кукуй Д.П. и др. Заявл.
01.04.1999 г
4. Railway applications - Wheelsets and bogies -
Axes - Product reguirements, German version EN
13261:2003.
5. Технологические и силовые резервы прокат¬
ных станов / Клименко В.М., Погоржельский
В.И., Горелик B.C., Коновалов Л.В. - М: Метал¬
лургия, 1976. - 240 с.
структура исходной заготовки, которая регламенти¬
Поступила 21.04.2010



© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



43



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
УДК 621.771.2 Наука
Николаев В. А. /д.т.н./, Жученко С. В.
Запорожская государственная инженерная академия
Формирование межвалкового контакта в клети кварто
На сегодняшний день снижение неравномерности износа бочек валков, простоев
широкополосных станов и получение точного поперечного профиля полосы во многом обусловлены
применением рациональных типов профилировок рабочих и опорных валков клетей кварто.
Создание рациональной профилировки валков предусматривает необходимость определения
фактической длины контакта между рабочим и опорным валком, а это, в свою очередь, определяет
размеры концевых скосов (врезов) опорных валков и позволяет повысить точность расчета
собственного прогиба рабочего валка и величин выпуклостей (вогнутостей) валков. В статье
предложена модель расчета, позволяюш,ая установить рациональную длину активной части
длины бочки опорного валка. Ил. 5. Табл. 1. Библиогр.: 7 назв.

Ключевые слова: модель расчета, клеть кварто, валки, межвалковый контакт

Currently decrease in unevenness ofroll bodies deterioration, broad-strip mill downtime and precise transverse
section of strip are caused in many respects by application of rational types of grooving of workin
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
· four-high mill stand, rolls, roll contact
Получение точного нонеречного профиля, вы¬
сокой нланшетности полосы (листа), снижение не¬
равномерности износа образующих бочек валков, а
следовательно, простоев широкополосных станов
во многом обусловлены применением рациональ¬
ных типов профилировок рабочих и опорных валков
клетей кварто. Рациональные профилировки валков
предусматривают необходимость определения фак¬
тической длины контакта между рабочим и опор¬
ным валком. Это, в свою очередь, определяет раз¬
меры концевых скосов (врезов) опорных валков и
позволяет повысить точность расчета собственного
прогиба рабочего валка и величин выпуьспостей (во¬
гнутостей) валков.
В настоящее время в ьспетях кварто на существу¬
ющих широкополосных станах зачастую использу¬
ют в паре с цилиндрическим валком выпуьспый дру¬
гой валок, образующая которого выполнена в виде
квадратичной параболы на всей длине бочки. При
такой форме образующей валка всегда на среднем
участке межвалкового контакта имеют место мак¬
симальные межвалковые давления и, следователь¬
но, максимальный износ валков [1-5]. Так, в экспе¬
риментальных исследованиях условий контактиро¬
вания валков [1,2] установлено, что характер меж¬
валкового давления q определяется диаметром ра¬
бочих валков = const), шириной полосы и про¬
филировкой валков. Уменьшение неравномерности
межвалкового давления (qj обеспечивается увели¬
чением диаметра рабочего валка, так как уменьша¬
ется его собственный прогиб. Минимальная нерав¬
номерность q имеет место при B/L
·
· ~ 0,8 и
~ 0,8 (5 и соответственно ширина полосы и
длина бочки опорного валка; - длина бочки рабо¬
чего валка).

Исследования показали, что в результате про¬
гиба цилиндрических валков возникает существен¬
ная неравномерность межвалковых давлений, что
способствует неравномерности износа бочек вал¬
ков. Применение профилированных валков увели¬
чивает или уменьшает неравномерность межвалко¬
вых давлений. При прокатке узких полос <
0,6) в рабочих валках с вогнутым профилем упру¬
гое сближение осей но середине длины бочки и не¬
равномерность
· меньше, а в рабочих валках с вы-
пуьспым профилем бочки больше, чем в цилиндри¬
ческих валках. При прокатке широких полос с B/L
·
·
~ 0,8 характер распределения q на выпуьспых валках
уменьшается, а на вогнутых увеличивается по срав¬
нению с применением цилиндрических валков. По¬
скольку в течение рабочей смены на одних и тех же
рабочих валках прокатывают полосы различной ши¬
рины, то любая профилировка в виде квадратичной
параболы не является рациональной. Валки с такой
профилировкой способствуют увеличению неравно¬
мерности износа поверхности валков [3, 4].
В работах [3, 5] получили дальнейшее развитие
исследования условий работы профилированных
валков [1, 2] с разработкой рекомендаций для про¬
мышленных полосовых станов. На основании тео¬
ретических и экспериментальных исследований раз¬
работаны и рекомендованы в практику новые типы
профилировок рабочих и опорных валков, которые
улучшают условия регулирования межвалкового за¬
зора и, в том числе, при наличии противоположной
осевой сдвижки валков.
Авторы [5] рассмотрели теоретические и прак¬
тические аспекты применения на широкополосных
станах рабочих и опорных валков с различными ти¬
пами профилировок бочек. Основное внимание в
процессе анализа условий работы валков было уде¬
© Николаев В. А., Жученко С. В., 2010 г.

44
лено снижению неравномерности распределения
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
межвалковых давлений и выработки валков за счет
уменьшения собственного прогиба рабочих валков.
Ниже частично представлены результаты исследова¬
ний типа профилировок валков на условия их меж¬
валкового контактирования. Опыты выполнены на
прессе в модели четырёхвалковой клети с диаме¬
трами цилиндрического рабочего валка Dp = 32 мм,
опорного валка = 80 мм, длиной бочки валков
Lg = 100 мм. Между рабочими валками деформиро¬
вали алюминиевую пластину, а на межвалковом кон¬
такте рабочего и опорного валков уьспадывали копи¬
ровальную бумагу для снятия отпечатков контакта.
В экспериментах усилие на валки составляло
Р = 10-42 кН, а выпуьспость опорного валка равна
/ =0-0,45 мм при показателе степени образующей
m = 2 и 7 [3].
Условия на контакте между валками оценивали
следующими параметрами (рис. 1)
q = P/2b\
qo = 2ао
· q/2a\ } (i)
qy

Рис. 1. Схема взаимодействия рабочего и опорного вал¬
ков: 1 - полоса; 2 - рабочий валок; 3 - эпюра межвалковых
давлений; 4 - скос; 5 - опорный валок
гдеу
· - суммарная выпуьспость рабочего и опор¬
ного валков на диаметры.
Коэффициент п определен по эксперименталь¬
ным данным [1, 2] и представлен в виде выражения,
которое с учетом коэффициентов п и п имеет вид
[5]
п
· tij.7I
·|o,86 + 0,97-
·2,44-
·
·--1 j -
=
Ч/Чо>)
(2)
n = qi/qoW
где q, q
·, q - межвалковые давления, соответ¬
ственно, среднее, по оси валков, на границе межвал¬
кового контакта, текущее; пип - коэффициенты не¬
равномерности относительно q
· среднего
· и на
границе межвалкового контакта; b - половина дли¬
ны межвалкового контакта; а и половина ши¬
рины площадки контакта, соответственно, средняя и
по оси валков.
Как следует из табл. 1, при деформации в цилин¬
дрических валках = 0) длина межвалкового кон¬
такта равна длине бочки валка {2Ь = но межвал¬
ковое давление q изменяется по длине 2Ь и коэффи¬
циент п = 0,73 {т = 7). Увеличение выпуьспости опор¬
ного валка доу
·
· = 0,45 мм (т = 2) существенно умень¬
шает длину 2Ь активного контакта до 2Ь = 27,1 мм
и коэффициент и = О, т.е. на границе контакта q
· =
0. Изменение формы образующей на параболу с m
= 7 =0,14 мм) обеспечивает увеличение длины
контакта и снижение неравномерности межвалко¬
вого контакта до = 0,75-0,78 и и = 0,60-0,67. Эти
данные близки к данным, полученным в цилиндри¬
ческих валках. Таким образом, уменьшение кривиз¬
ны образующей опорного валка (увеличение т), нри
Р = const обеспечивает снижение неравномерности
межвалкового давления и, следовательно, износа
опорных валков.
Влияние формы и профилировки образующей
бочки на неравномерность межвалкового контакта
описывается следующими выражениями [3]
Tifn = 1,03 - о,03m; (З)
iif = 0,5 + 0,5(1 - 1000/
·/L
·п)
·
(4)

·ОП
·
·оп'
Распределение межвалкового давления по дли¬
не бочки валков может быть определено по выраже¬
нию [3, 4]
ГП-,
Qy 1 + (п - 1) (5)
тш

Выражение (5) дает хорошее соответствие с
опытными данными табл. 1 и данными [1,2].
Неизвестный параметр «L
·» в уравнении (5)
определяем из условия, что кривизна линий проги¬
бов рабочего и опорного валков в определенной точ¬
ке контакта одинакова. При этом суммарный прогиб
рабочего валка равен
+ ТУоп- (6)
где Wj и - собственный прогиб рабочего
валка и прогиб опорного валка соответственно.
Кривизна линии прогиба валка, в соответствии с
[7, 8] определяется из выражения
3/
/2
(7)
dy
где z. - текущая высота от горизонтали до линии
прогиба валка в сечении по длине у.
Параметр z. - для исходной профилировки вал¬
ков определяется выражением

Z; (8)

где f. - величина исходной выпуьспости валка на
диаметр; L - длина бочки валка.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

45



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица. Влияние профилировки валков и противоизгиба на неравномерность распределения
межвалкового давления (Р = 40 кН, В = 70 мм)











Решая совместно выражения (7) и (8), получим
уравнение для определения кривизны образующей
профилированного валка в точке


· 0,5
· /і
· m(m












щ



1 +






т

m-l

/2

(9)


о

Кривизна линий прогибов валков в соответствии
с выражениями (7) - (9) равна

2Улт-2
Рис. 2. Схема прогибов опорного (1) и рабочего (2) валков
части длины бочки [1-3]. Вследствие этого, кривиз¬
на прогибов рабочего и опорного валков будет раз¬
R';


1 +


W; · m

m1
V2' (10)
лична, и при определенных параметрах профилиро-
вок валков возможно отсутствие контакта на конце¬
вых участках валков (рис. 2). Длину межвалкового
контакта можно определить из условия, что кривиз¬
где w. прогиб рабочего валка или опорного;
(R'
·) и R
·
· ~ радиусы кривизны, соответствен¬
но, рабочего и опорного валков по длине бочки.
на линии прогибов валков в точке «А» пересечения
линии будет одинакова, т.е.
1 11 1
В выражениях (9) и (10) вторые слагаемые зна¬
менателей близки к нулю и поэтому ими можно пре¬
Rp
·оп
·ОП
(14)
небречь. Тогда
1
-=


·

Ші


(И)
Тогда из выражения (10)и(11)с получим
/2у\™р-=
0,5/р
· mp(mp - 1)
· f J - 2W
· =



(15)

1 /2у\
(12)

Принимаем для линий прогибов валков форму
образующей в виде квадратичной параболы и будем
иметь
·
- = . (13)

Эти выражения позволяют определить длину
фактического контакта рабочего и опорного валков
по их бочкам. Действительно, при прокатке поло¬
сы опорный валок получает прогиб в середине
длины бочки валка (рис. 2). Под действием усилия
Р прокатки получает прогиб и выпуьспый рабочий

где шит показатели степени кривых про-
гибов, соответственно, рабочего и опорного валков;
и - длины бочек, соответственно, рабочего и
опорного валков {L = L ).

·
· J) on-'
Кривые прогибов валков, как правило, имеют
параболический вид, но показатель степени т. этих
парабол различен. Меньшую степень имеет образу¬
ющая прогиба рабочего валка (т < 2) и большую
опорного валка (т
·
· > 2) (см. ниже
·.
Рабочие валки изготавливают в большинстве
случаев с цилиндрическим или выпуьспым профи¬
лем бочки (Шр = 2). С учетом этого решим выраже¬
ние (15) относительно параметра 2y/L
·
· и после пре¬
образования получим
валок, следуя за прогибом опорного валка (без уче¬
та износа валков). Однако рабочий валок получает
собственный прогиб в результате упругого сплющи¬
вания поверхностей валков максимальный в средней
I
·оп 2



·оп
2(Ж, + ИІ„)-Б
А

(16)
46
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4





ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
"
·опС
·оп
Б - 0,5/р
· mp(mp - і). j
Поскольку при m = 2 параметр Б =/ , то полу¬
чим (2у = L)

L.


·оп

'
·оп 2

2(% + 1$оп)-/,
А


(18)
гдеу
· - фактические (во время прокатки) ди¬
аметральные выпуьспости, соответствеппо, рабочего
и опорного валков.
Параметр LJL
·
· определяется итерационным пу¬
тем при совместном решении выражений (4) и (18).
На рис. 2 показаны формы образующих бочек
валков в результате их прогиба. Если прогибы ра¬
бочего и опорного валков (их фактические профи¬
ли образующих) будут одинаковы (Wj = 0), то длина
межвалкового контакта будет равна длине {Ь
· =
В случае неравномерного распределения меж¬
валкового давления (q
· > q
·) и большем сплющива¬
нии валков в средней части длины бочек имеет ме¬
сто дополнительный прогиб рабочего валка (Wj) и
увеличение длины контакта с опорным валком. За
счет указанных деформаций величины исходных
выпуклостей уменьшаются и оказываются равными
Рис. 3. Варианты профилирования бочки опорного валка:
1 - цилиндрический профиль; 2 - выпуклый параболический
профиль (т = 2); 3 - параболический профиль с m > 2; 4 - кра¬
евые скосы (врезы)
/оп ~ fou.u "on
f-p fp.u
.w J
> V
V-U'-f

(19)
гдв/
·
·
· ~ шлифовочные (исходные) выпу¬
клости опорного и рабочего валков;
·, - те¬
пловые выпуклости валков на радиус; и''
· и~
равномерности выработки валков на радиус.
В формулах (19) параметры 5
·
·
· и 5
· (выработ¬
ка на вогнутость) указаны с положительным зна¬
ком, так как это благоприятствует прогибу рабочих
валков и увеличению длины межвалкового контак¬
та. В том случае, если опорный валок изнашивает¬
ся на выпуьспость, то перед параметром 5
·
·
· прини¬
мают знак минус.
Принимая во внимание то, что работоспособ¬
ность валков во многом определяется начальными
условиями контактирования, полагаем, = Wj=

· = О и тогда
/оп = /оп .U' fv = fv .гі"
Прогибы рабочего и опорного валков с учетом
параметров пит определяют по формулам из ра¬
бот [3, 6].
Из выражения (18) следует, что длина межвал¬
кового контакта обусловлена параметрами образу¬
ющих рабочего и опорного валков и их прогибами.
При этом уменьшение вынуьспости рабочего вал¬
ка при всех остальных параметрах способствует
увеличению длины межвалкового контакта, а уве¬
личение вынуьспости опорного валка - уменьшению
длины межвалкового контакта. Увеличение длины
межвалкового контакта также происходит вслед¬
ствие увеличения прогибов валков. Если показа-
1000 1100 1200 1300 1
·00 1500
Ширина полосы D, wvf
Рис. 4. Параметры упругих деформаций рабочего и опор¬
ного валков клетей стана 1700 в зависимости от ширины
~ ОП ' ' ОП ' " р ~ '
1- -0,3; 2 - -0,1; 3 - 0; 4 - 0,1; 5 - 0,2; 6 - 0,4
тель степени параболической образующей опорно¬
го валка m = 2, то во всех реальных случаях прокат¬
ки длина межвалкового контакта равна длине боч¬
ки опорного валка и при С = О (рис. 1) происхо¬
дит защемление концевых участков рабочих валков.
При наличии скосов (врезов) или профиля образую¬
щей опорных валков в виде параболы высшего по¬
рядка (т > 4) [3] имеем (рис. 1).
Образующая бочки опорного валка в исходном
состоянии представляет собой кривую, обусловлен¬
ную коэффициентом формы и величиной станоч¬
ной и тепловой выпуьспости. На рис. 3 представле¬
ны возможные профили образующих бочки опорно¬
го валка. В первом случае на цилиндрическом опор¬
ном валке врезаются концевые скосы (врезы). В этом
случае на холодных валках= 0. Однако в резуль¬
тате разогрева и наличия температурного градиента
по длине валка появляется выпуьспость в пределах
= 0,05-0,10 мм. Кроме того, наличие концевых
скосов придает образующим валка вид параболы

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

47




ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
высшего порядка (рис. 1) с коэффициентом m > 4-6
и величиной скоса «с». При этом чем больше вели¬
чина скоса «с», тем больше коэффициент т. При
установке в ьспеть опорных валков с вынуьспым про¬
филем образуюпіей в виде квадратичной параболы
(кривая 2) величина выпуьспости равна
При установке в ьспеть опорных валков с выпу¬
клым профилем образуюпіей в виде параболы выс¬
шего порядка > 2) (кривая 3) величина выпуьспо¬
сти равна [3].
Образуюьцие поверхности бочки опорного вал¬
ка целесообразно изготавливать по форме параболы
высшего порядка с m > 4-6 (кривая 3) [3]. При такой
форме образуюьцей валка исьспючается необходи¬
мость изготовления концевых скосов (врезов). Рабо¬
чие валки, как правило, изготавливают с цилиндри¬
ческим профилем бочки или с профилем в виде ква¬
дратичной параболы при = 2. В процессе эксплуа¬
тации профиль рабочего выпуьспого валка вырабаты¬
вается неравномерно [3, 7], и показатель степени
уменьшается, что вызывает уменьшение длины и
повышение неравномерности распределения меж¬

6
валкового давления. Цилиндрические рабочие валки
изнашиваются на вогнутость, обеспечивая увеличе¬
1000 1100 1200 1300 1400
1500
ние длины контакта, но с большими межвалковы¬
ми давлениями на краях бочек валков.
Собственный прогиб рабочего валка (Wj) и про¬
гиб опорного валка (W
·
·) рассчитываем по форму¬
лам [3, 6] относительно длины L опорного валка.
Pll
Ширина полосы В, мм
Рис. 5. Параметры упругих деформаций рабочего и опор¬
ного валков клетей стана 1700 в зависимости от ширины
полосы при = 0,8; = 0,3 для f рабочего валка, мм:
1 - -0,3; 2 - -0,1 ;°3 - 0; 4 -°б,1; 5 - 0,2; 6 - 0,4
=
384Ei/i

+ л
{3 - 1.7(1-n)}
L|n 2+щ

. ии,Uil , . \
В
Г 4 12

· on
·
· „
·оп

(20)
n 1 E
+
·
4kRIGi
· 2 +n
0,5-


·оп
·

n


w =

PL
·l+rn) (
384
·2/2 (ш+тг)


1 + 4'
1+

1+
n1 \
i+m/3 \
Ti1
l+m/3


+

PLi

48
·2/2


+


4nR
·G2


w =

PL
·
·a+m)
З84Е2У2 (jiT'+n)


1 + 4
Tl1 \
1+
l+m/3 1
"
·-1 J

· l+m/3/


+

PLi
48
·2/2


+


47ТІ?|Й2
- t)'
(21)
где В ширина полосы; длина бочки опорного валка; коэффициент неравномерности распре¬
деления давления под полосой; и - диаметры рабочего и опорного валков; Р - сила прокатки; и
- модуль упругости рабочего и опорного валков, соответственно; и момент инерции рабочего и опор¬
ного валка, соответственно; к - коэффициент, отражаюьций форму сечения (к = 1); G, и модуль сдвига
рабочего и опорного валка, соответственно.
Коэффициент из работы [3] равен
щ = 0,87 + ЗД5(ВДр - 0,39)''
(22)

48

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
При расчете параметров п, W
· и ис¬
пользовали итерациоппый процесс.
Расчет параметров упругой деформации валков
применительно к ьспети 1700 стана холодной про¬
катки с диаметрами рабочего валка = 500 мм и
on '2
пых приняли для опорного валка = Q,\ и 0,3 мм,
= 8, переменных В = 1000 - 1500 мм и выпу¬
клость рабочего валка f = -0,3 - (+0,4) мм. Сила про¬
катки Р = 20 МН. '
Расчетные данные представлены на рис. 4, 5.
При принятых параметрах прокатки прогиб опор¬
ных валков мало зависит от ширины полосы и про¬
филировки образующих их бочек, что соответствует
известным данным [1, 2]. Собственный прогиб ра¬
бочего валка Wj (рис. 46, 56) уменьшается с увели¬
чением ширины полосы и практически не зависит
от величины выпуьспости его бочки. Однако прогиб
Wj увеличивается с увеличением вынуьспости опор¬
ного валка [2, 3] за счет увеличения ногонного меж¬
валкового давления (см. уравнение (5)) нри одновре¬
менном уменьшении длины межвалкового контакта
L/L
·
· (рис. 4в, 5в).
Расчеты показывают, что при т =
· = 0,1 и
0,3 во всех случаях относительная длина межвалко¬
вого контакта LJL
·
· < 1. С одной стороны, это обу¬
словлено формой образуюпіей валка, когда ~ 1350
и 1450 (при = 0,3 и 0,1, соответственно) (рис. 3,
кривая 3), а с другой стороны - профилировкой боч¬
ки рабочего валка. При вогнутой профилировке ра¬
бочего валка длина межвалкового контакта L /L >·
а on
0,9(f„„ = 0,lMM).
Увеличение вынуьспости опорного валка до
= 0,3 мм (рис. 5а) уменьшает длину межвалко¬
вого контакта до LJL
·
· = 0,76 в результате увеличе¬
ния межвалкового давления в средней части длины
бочек валков. Об этом свидетельствует увеличение
собственного прогиба рабочего валка (рис. 46, 56).
На рис. 4в и 5в видно, что минимальные вели¬
чины параметра LJL
·
· уменьшаются с увеличением
ширины полосы при
·
· = const. Однако в реальных
условиях прокатки с увеличением ширины полосы
выпуклость рабочих валков уменьшают, что способ¬
ствует увеличению длины межвалкового контакта.
Полученные зависимости позволяют устанавли¬
вать рациональные профилировки опорных валков
(величины т, J совместно с определенными ра¬
нее величинами вынуьспости (вогнутости) рабоче¬

































































·
го валка. Так, для В= 1000 мм при расчетной выпу¬
ьспости рабочего валка = 0,2 мм достаточна длина
активной части опорного валка в пределах L
· = L
·~
0,83i
·
·. При длине бочки = 1700 мм длина актив¬
ной части L
· = 1410 мм. В этом случае опорный ва¬
лок получает выработку по всей длине контакта, что
способствует уменьшению неравномерности изно¬
са. При L
·> 1410 мм часть длины опорного валка не
контактирует с рабочим валком, обусловливая повы¬
шение неравномерности износа его поверхности и
заьцемление концевых участков рабочего валка.

Вывод
Рациональные профилировки валков предусма¬
тривают необходимость определения фактической
длины контакта между рабочим и опорным валком.
Предложена модель для определения активной дли¬
ны межвалкового контакта. Проведены расчеты дли¬
ны межвалкового контакта для ьспети 1700 при раз¬
личных условиях прокатки. Предложенная модель
расчета позволяет установить рациональную длину
активной части длины бочки опорного валка.

Библиографический список
1. Полухин П.И., Железнов Ю.Д., Полухин В.П.
Тонколистовая прокатка и служба валков. - М.:
Металлургия, 1967. - 388 с.
2. Полухин В.П. Математическое моделирование
и расчет на ЭВМ листовых прокатных станов. -
М.: Металлургия, 1972. - 510 с.
3. Николаев В.А. Профилирование и износо¬
стойкость листовых валков. - К.: Техніка, 1992.
- 169 с.
4. Николаев В.А. Повышение эффективности ра¬
боты полосовых станов с профилированием вал¬
ков // Металлург, и горноруд. пром-сть. - 2007.
- № 2. - С. 34-37.
5. Гарбер Э.А. Станы холодной прокатки. - М.:
ОАО «Черметинформация». - Череповец: ГОУ
ВПОЧГУ 2004.-416 с.
6. Николаев В.А., Безверхий А.И. Длина межвал¬
кового контакта в четырёхвалковой ьспети. Со-
обьц. 2 // Изв. вузов. Черная металлургия. - 1979.
- № 7. - С. 85-90.
7. Совершенствование теплового процесса ли¬
стовой прокатки / А.В. Третьяков, Э.А. Гарбер,
А.Н. Шичков, А.В. Грачев. - М.: Металлургия,
1973.- 304 с.

Поступила 30.09.2009





© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4





49



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
УДК 621.98 Наука
Шрамко А.В. /к.т.н./, Голубева Л.В.
ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ»
Дыя X. /д.т.н./
Ченстохова политехника
Данченко В.Н. /д.т.н./, Ашкелянец А.В.
НМетАУ
Исследование причин образования зажимов при многопереходной
штамповке полнопрофильных заготовок железнодорожных колес
Рассмотрено математическое моделирование формирования металла при производстве
железнодорожных колес. В результате исследований процесса штамповки полнопрофильной
заготовки из плоской плюшки выявлена возможность образования зажимов и при соблюдении
приведенных рекомендаций возможность устранения такого типа дефектов. Выполнен анализ
полученных результатов математического моделирования. Ил. 4. Библиогр. : 2 назв.

Ключевые слова: исследование, зажимы, многопереходная штамповка, заготовка, колеса






Keywords: IIIIIII
Введение
Производство штамповано-катаных железнодо¬
рожных колес - это сложный технологический про¬
цесс, вьспючающий в себя ряд металлургических пе¬
ределов и разнообразных технологических операций.
Одним из основных этапов изготовления железнодо¬
рожных колес является придание исходной заготов¬
ке формы колеса путем ее последовательного дефор¬
мирования в 2-3 перехода на гидравлических прессах
с последующей раскаткой на колесопрокатном стане
(КПС).
В последнее время развитие технологии изготов¬
ления железнодорожных колес направлено на повы¬
шение качества при одновременном снижении затрат
на их производство. Реализация этих направлений
возможна за счет оптимизации технологических пе¬
реходов при горячей штамповке заготовок колес.
Технологические схемы горячего деформирова¬
ния заготовок, используемые на различных предпри¬
ятиях, как правило, обладают рядом особенностей,
связанных со специфическими условиями, присупіи-
ми каждому из этих предприятий. При оптимизации
технологических схем деформирования заготовок ко¬
лес с целью снижения непроизводительных затрат
следует учитывать эти особенности во избежание
возможности образования различного рода дефектов
на готовых колесах.
Сокрапіение издержек предприятий на штампо-
вый инструмент, снижение экснлуатационных расхо¬
дов на прессовое оборудование и увеличение произ¬
водительности прессового участка за счет оптимиза¬
ции технологических схем штамповки заготовок при¬
водит к изменению геометрических параметров и
формы заготовок на отдельных переходах. В связи с
этим важно знать природу возникновения дефектов в
виде зажимов, образуюпіихся на диске вблизи обода

I Шрамко А.В., Голубева Л.В., Данченко В.Н., Ашкелянец А.В., Дыя
б.










Рис. 1. Примеры расположения колесной заготовки в фор¬
мовочном штампе в начальный момент штамповки: а, б -
раннее касание заготовкой формовочного кольца; в - раннее
касание верхней половиной штампа поверхности заготовки

колеса.
В свою очередь, владение информацией о харак¬
тере течения металла и причинах образования зажи¬
мов при различных схемах горячей деформации заго¬
товок колес позволяет снизить затраты на производ¬
ство колес за счет снижения расходного коэффициен¬
та металла, а также сократить сроки проектирования
калибровок прессового инструмента.
Состояние вопроса
Практика производства штамповано-катаных же¬
лезнодорожных колес показывает, что на втором пе¬
реходе (штамповка полнопрофильной заготовки со
всеми присупіими готовому колесу элементами - сту¬
пицей, диском и ободом) встречаются два случая рас¬
положения заготовки в формовочном штампе в на¬
чальный момент ее деформирования (рис. 1).
В первом случае (рис. 1 а, б), когда диаметр заготов¬
ки больше диаметра формовочного кольца (> DJ,
величина раскрытия зева штампа больше высоты за¬
готовки ( Н > Н .).

· зев. шт. заг
·
X., 2010 г.

50

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Во втором случае D .
· заг к зев. шт. заг
·
Исследованиями, проведенными в
·
·словиях коле¬
сопрокатного цеха ОАО «ИНТЕРПАИП НТЗ» уста¬
новлено, что в некоторых случаях во время штампов¬
ки полнопрофильных заготовок железнодорожных
колес диаметром 957 мм по ГОСТ 10791 - 2004 при
. > D происходит образование концентрических
зажимов на внутренней стороне колеса в районе обо¬
да (рис. 2).
Большое влияние на вероятность их образования
оказывают не только геометрические параметры бо¬
ковой полости штампа, но и геометрические параме¬
тры заготовки. Образование зажима тем вероятнее,
чем меньше радиус закругления (R
·) и уклон боко¬
вой поверхности штампов, меньше отношение диа¬
метра заготовки к диаметру штампа (D
·
· / D
·
·), отно¬
сительная ширина полости штампа (отношение диа¬
метра штампа к диаметру кольца) - (D
·
· / D
·) и отно¬

· п шт
·
Как следует из приведенных в указанной работе
материалов исследований применительно к процессу
закрытой объемной штамповки полнопрофильной за¬
готовки железнодорожных колес, зажимы не образу¬
А ш
· заг. шт.
·
При этом максимально возможное значение отноше¬

· заг. шт.
·
В то же время условие (D / D ) > 1 соответству-

· -J
· заг шт.-'
ет случаю, приведенному на рис. 1а, б, когда металл
заготовки в начальный момент штамповки касается
боковой поверхности формовочного кольца раньше
момента касания верхней половиной формовочного
штампа ее поверхности. При таком расположении за¬
готовки в формовочном штампе процесс ее горячего
деформирования протекает несколько иначе, чем про¬
цесс открытой прошивки осесимметричных поковок,
и приведенные выше рекомендации по мерам преду¬
преждения образования зажимов требуют уточнения.
Исследование причин образования зажимов во
время штамповки заготовки диаметром большим
диаметра формовочного кольца
Как было отмечено ранее, результаты исследова¬
ний процесса штамповки полнопрофильной заготов¬
ки из плоской плюшки выявили возможность образо¬
вания зажимов и при соблюдении приведенных реко¬
мендаций. При этом практика промышленного про¬
изводства этих же колес из заготовки с аналогичными
геометрическими параметрами по диаметру и толпіи-
не, но с предварительной разгонкой ее центральной
части и с использованием такого же штамнового ин¬
струмента свидетельствует об обратном, т.е. зажимы
в этом случае не образуются. В связи с этим исследо¬
валось напряженно-деформированное состояние ме¬
талла заготовки в месте образования зажима во время
ее штамповки на формовочном прессе.
В качестве предмета исследования были выбраны
две схемы штамповки полнопрофильной заготовки
колес диаметром 957 мм из плоской плюшки диаме¬
тром 860 мм и толпіиной 107 мм, а также из заготов¬
ки с предварительной разгонкой ее центральной ча¬
сти в калибровочном кольце диаметром 860 мм, высо-
Рис. 2. Зажим на внутренней поверхности железнодорожно'
го колеса диаметром 957 мм
ТОЙ 110 мм с уклоном боковой поверхности 12° и ди¬
аметром 770 мм, высотой 107 мм с уьспоном боковой
поверхности 12°.
Напряженное состояние металла заготовки ис¬
следовали путем компьютерного моделирования про¬
цесса штамповки заготовок с помош,ью программы
Fordge 5, опции которой позволяют определить ха¬
рактер распределения главных напряжений в любой
период деформирования, в любой точке заготовки.
Следует отметить, что коммерческие компьютер¬
ные программы QForm 2D, Forge 3, моделируюш,ие
высокотемпературные процессы обработки металлов
давлением, используют определяюш,ие соотношения,
учитываюш,ие зависимость напряжения текучести от
скорости деформации, интенсивности скорости де¬
формации и степени деформации сдвига. В то же вре¬
мя, напряженно- деформированное состояние в каж¬
дой точке металла в фиксированный момент време¬
ни определяется не только указанными параметрами,
но и всей историей деформации в этой точке до дан¬
ного момента времени, которая этими соотношения¬
ми не учитывается. В связи с этим на базе использу¬
емых в программах соотношений нельзя смоделиро¬
вать процесс разгрузки и определить остаточные на¬
пряжения в изделии [1]. Однако эти программы впол¬
не пригодны для исследования характера распреде¬
ления и изменения напряжений в процессе горячего
пластического деформирования металла.
Замеры величины напряжений (о) осупіествля-
лись во время каждого этапа поэтапного деформиро¬
вания заготовки с шагом п. По результатам исследо¬
ваний характера распределения главных напряжений
для обеих схем штамповки определялись схемы де¬
формированного состояния металла заготовки на раз¬
личных этапах ее деформирования.
Знак главных деформаций определялся с помо-
ш,ью системы уравнений (1) [2]
ех=Е-' К-Ж o
·+oj]
е =Е-' [о -y2(0
·+0z)] (1)
е Z = Е"' [о Z - Уіі о X + о )]
Результаты исследований представлены на рис. 3,4.
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
51



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО


20
О
-20
-40
-60
-80
-100
-120
-140
-160




Aw




a

-120
-140

ez

ex

ez
·

ex
Рис. 3. Характер распределения главных напряжений и из¬
менения схемы деформированного состояния металла в
месте образования зажима во время штамповки плоской
плюшки
Из рис. 3, 4 видно, что в процессе деформирова¬
ния заготовки ее напряженное состояние постоянно
изменяется, вызывая изменение схемы деформиро¬
ванного состояния, характерной для определенного
периода штамповки.
Во время штамповки полнопрофильной заготов¬
ки из плоской плюшки (рис. 3) можно выделить два
периода деформации, в которых действуют различ¬
бх ez
·
ez
ные схемы деформированного состояния.
В первом периоде (I) до момента касания поверх¬
ности заготовки верхней половиной штампа и неко¬
торое время после этого объем металла, находяпіий-
ся в области образования зажима, подвергается дей¬
ствию вертикальной составляюпіей (е
·), способству-
юпіей отрыву металла от поверхности нижней поло¬
вины штампа.
Во втором периоде (II) к действию вертикальной
составляюпіей добавляется действие составляюпіей
по оси Z, вызываюпіей уширение металла в этом на¬
правлении. В результате этого на внутренней стороне
заготовки образуется концентрическая утяжка, кото¬
рая впоследствии при заполнении металлом наруж¬
ной полости штампа трансформируется в зажим.
Во время штамповки заготовки с предваритель¬
ной разгонкой ее центральной части как в случае
заг к
·заг к ''
к двум рассмотренным периодам добавляется третий
период (III), который наступает после момента каса¬
ния поверхности заготовки верхней половиной штам¬
па. В этот период вертикальная составляюш,ая (е
·)
препятствует отрыву металла от поверхности нижней
половины штампа, в результате чего утяжка металла
не успевает сформироваться до момента заполнения
металлом наружной полости штампа, и зажим не об¬
разуется.

Рис. 4. Характер распределения главных напряжений и из¬
менения схемы деформированного состояния металла в
месте образования зажима при штамповке заготовки с раз¬
заг к' заг к
Выводы
1. Во время штамповки заготовок диаметром
большим диаметра формовочного кольца (D
·
·
·. > D
·)
образование зажима на внутренней поверхности ко¬
леса обусловлено специфической схемой деформиро¬
ванного состояния металла, создаюпіейся в этой об¬
ласти.
2. Наличие третьего периода во время штампов¬
ки с обусловлено, в первую очередь, углом
встречи поверхности металла с боковой поверхно¬
стью кольца, который определяется конфигурацией
торца заготовки и величиной уьспона боковой поверх¬
ности формовочного кольца.
3. Во время штамповки заготовок колес зажим не
образовывается при выполнении условий (D / D ) > 0,8
и D > D > D
К заг ш

Библиографический список
1. Моделирование больших высокотемператур¬
ных деформаций / Коновалов А.В. // Кузнечно-
штамповочное производство: Перспективы и раз¬
витие: Тематич. сб. научн. тр. - Екатеринбург:
УГТУ - УПИ, 2005. - С. 39-50.
2. Теория обработки металлов давлением / Н.П.
Громов. - М.: Металлургия, 1978. - 232 с.

Поступила 03.06.10

52

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4






ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 621.774:621.181.21]:621.74.047-412 Производство
Опрышко л.в. /К.Т.Н./, Полтава И.И.
гп «нити»

Опыт производства котельных горячекатаных труб
из непрерывнолитой заготовки
Приведены результаты исследований комплекса качественных показателей металла
котельных горячекатаных труб из стали 20, изготовленных в ОАО «ЧТПЗ» и ОАО «ВТЗ» по новой
технологии - из непрерывнолитой заготовки взамен деформированной. Показана принципиальная
возможность использования непрерывнолитой заготовки для производства на трубопрокатных
агрегатах с пилигримовым и непрерывным станами котельных труб из углеродистой стали.
Производство труб по новой технологии освоено в ОАО «ЧТПЗ». Ил. 3. Табл. 3. Библиогр.: 6 назв.

Ключевые слова: горячекатаная труба, непрерывнолитая котельная заготовка,
коэффициент вытяжки, нормализация, структура, свойства, склонность к механическому
старению, длительная прочность

The results of research of quality indicators of steel 20 boiler
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·roperties, tendency to hardness aging, durability
Совершенствование процессов выплавки и не¬
прерывной разливки стали позволяет более широко
использовать непрерывнолитую заготовку без пред¬
варительной деформации для производства труб от¬
ветственного назначения, в том числе котельных.
Впервые такая технология изготовления котель¬
ных труб взамен традиционной, предусматриваю-
піей использование катаной (или кованой) заготов¬
ки с регламентированным нормативной документа¬
цией коэффициентом вытяжки (или уковом), внедре¬
на в ОАО «Волжский трубный завод» (ОАО «ВТЗ»).
Использование 2-х прогрессивных технологических
процессов - непрерывной разливки и прессования, а
также наличие на этом заводе современного метал¬
лургического и прессового оборудования позволи¬
ли ГП «НИТИ» совместно с ОАО «ВТЗ» разработать
технологию изготовления но ТУ 14-3-460 котельных
горячепрессованных труб из непрерывнолитой за¬
готовки собственного производства углеродистой и
низколегированной стали [1-3].
Применение недеформированной непрерывно-
литой заготовки перспективно и для производства
котельных горячекатаных труб на трубопрокатных
агрегатах с пилигримовым (где традиционно исполь¬
зуют дорогостояпіую кованую заготовку) и непрерыв¬
ным станами. Эти агрегаты, как и прессовые установ¬
ки, позволяют деформировать металл без разрушения
с высокими коэффициентами вытяжки и, тем самым,
компенсировать предварительную деформацию заго¬
товки.
Исследования по разработке такой техноло¬
гии проведены ГП «НИТИ» в условиях ОАО «Че¬
лябинский трубопрокатный завод» (ОАО «ЧТПЗ»)

© Опрышко Л.В., Полтава И.И., 2010 г.
на трубопрокатном агрегате с пилигримовым ста¬
ном (ТПА 8-16
·) с использованием недеформирован¬
ной непрерывнолитой заготовки производства ОАО
«Нижнетагильский металлургический комбинат»
(ОАО «НТМК»), а также в условиях ОАО «ВТЗ»,
имеюпіего в своем составе современный трубопро¬
катный агрегат с непрерывным станом (ТПА 159-426)
производства фирмы «Италопиянти» (Италия), пред¬
назначенный для использования непрерывнолитой
заготовки квадратного сечения.
Цель настоящей работы - исследование ком¬
плекса качественных показателей котельных горяче¬
катаных труб, изготовленных по новой технологии, и
оценка возможности их использования для производ¬
ства различных элементов котлов и трубопроводов
(прямые участки, фасонные изделия), эксплуатируе¬
мых в условиях высоких параметров пара (темпера¬
тура до 450 °С, давление до 23,5 МПа).
Исследованиям подвергали трубы из стали 20
производства ОАО «ЧТПЗ» диаметрами 273 и 325 мм
с толпіинами стенок 13-30 мм, изготовленные с ко¬
эффициентами вытяжки в диапазоне 6,3-11,4, а так¬
же производства ОАО «ВТЗ» размерами 426x12 и
325x20 мм (коэффициент вытяжки соответственно
6,5 и 9,4) в состоянии после горячей деформации и
нормализации с отдельного нагрева.
Для изготовления труб в ОАО «ЧТПЗ» исполь¬
зовали котельную заготовку ОАО «НТМК» диаме¬
тром 430 мм шести плавок из стали, выплавленной
кислородно-конвертерным способом; в ОАО «ВТЗ»
- заготовку квадратного сечения (ЗбО'ЗбО мм) соб¬
ственного производства из стали, выплавленной в ду¬
говой электропечи. Химический состав металла ис¬
следованных труб приведен в табл. 1.
Исследования показали, что макроструктура ме-
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
53



ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
талла всех труб плотная, недопустимых ТУ 14-3-460
раскатанных дефектов заготовки не обнаружено.
В макроструктуре металла труб размерами
325x18 и 325x20 мм производства ОАО «ЧТПЗ» и
ОАО «ВТЗ» выявлены локальные участки с остатка¬
ми литой структуры, оцениваемые 3 и 1 баллами, со¬
ответственно, по разработанной ГП «НИТИ» шкале
(Приложение А к ТУ 14-3-460:2009).
Загрязненность оксидными, сульфидными и си¬
ликатными включениями металла всех исследован¬
ных труб не превышала по максимальному и сред¬
нему баллам норм технических условий. В металле
труб ОАО «ЧТПЗ» размерами 325x13 и 325x18 мм
трех плавок обнаружены силикаты недеформирую-
ш,иеся предельно допустимого 4-го балла.
Феррито-перлитная микроструктура металла s
труб после горячей деформации характеризуется не- и
равноосными зернами феррита с элементами ориен- н
тации его по видманштетту (величина зерна 5, 6, 7 но-
·
меров) (рис. 1, 2). jg
Нормализация измельчила ферритное зерно на 1 -2 g
номера и повысила, в основном, однородность струк- ®
туры. Однако в микроструктуре металла труб произ- §
водства ОАО «ЧТПЗ» ряда плавок выявлены нерав- Й
номерно расположенные по толпіине стенки локаль- &
ные участки с более крупнозернистой видманштет

тообразной структурой. Это связано, по-видимому,
с химической и структурной неоднородностью ис¬
ходной непрерывнолитой заготовки ОАО «НТМК». и
В металле труб производства ОАО «ВТЗ» размером
325x20 мм после нормализации выявлена структур- ®
пая полосчатость, обусловленная как качеством заго- §
товки, так и условиями проведения термической об- н
работки этих труб.
·
Микроструктура металла всех исследованных ®
труб после горячей прокатки и нормализации с от-
·
дельного нагрева удовлетворяла требованиям по нор- н
мированным ТУ 14-3-460 показателям (полосчатость

и ориентация но видманштетту). Кратковременные
механические свойства при комнатной и повышен- §
пых температурах металла труб как в горячедефор- ®
мированном, так и нормализованном состояниях со- ч
ответствуют нормам ТУ 14-3-460 (табл. 2, 3). g
Металл труб всех исследованных типоразмеров и <я
состояний технологичен: на образцах, подвергнутых ч
сплюш,иванию и загибу полосы, нарушений снлош- н
ности металла не выявлено. §
Котельные трубы из стали 20 эксплуатируют в ®
энергооборудовании при температуре до 450 °С и о
давлении до 23,5 МПа. Поэтому особое внимание "
уделяли исследованию жаропрочных свойств метал- 's
ла труб. Результаты выполненных по ГОСТ 10145 ис- о
пытаний на длительную прочность при температуре g
450 °С показали, что значения предела длительной g
прочности за 1 О
· ч металла горячекатаных труб произ-
водства ОАО «ЧТПЗ» и ОАО «ВТЗ», соответственно,
находятся в пределах 88,0-98,0 Н/мм
· и 113-116 Н/мм
·, g
нормализованных - в пределах 66,0-78,0 Н/мм
· и
·
81,0-85,0 HW. «
При более высоких значениях предела длитель-
·
54
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 2. Механические свойства при комнатной температуре металла котельных труб
















































Примечание. В числителе указаны минимальные и максимальные, в знаменателе - средние значения
ной прочности металл труб в состоянии после горя¬
чей деформации имеет низкий уровень длительной
пластичности (относительное удлинение после раз¬
рушения). Этот показатель не нормирован техни¬
ческими условиями, но низкий уровень длительной
пластичности может привести к внезапному хрупко¬
му разрушению труб нри эксплуатации [4].
При нормализации труб, измельчаюпіей зерно и
повышаюпіей однородность структуры, снижается на
~ 15-20 % уровень длительной прочности, но в 1,5-2
раза повышается длительная пластичность.
Поскольку при изготовлении различных фасон¬
ных элементов (гибы, переходы и т.д.) котельные тру¬
бы из стали 20 подвергают у потребителя холодному
формоизменению без носледуюпіей восстановитель¬
ной термической обработки, согласно требованиям
Правил Котлонадзора, металл труб должен быть тре-
піиностойким и не сьспонным к механическому ста¬
рению [5, 6]. Оценку сьспонности металла исследуе¬
мых труб к механическому старению проводили по
ГОСТ 7268 путем испытания на ударный изгиб ис¬
кусственно состаренных образцов Менаже. Дополни¬
тельно определяли долю вязкой составляюпіей в из¬
ломе образцов после старения (но методике Прило¬
жения к ГОСТ 4543).
Металл труб в состоянии после горячей прокат¬
ки как производства ОАО «ЧТПЗ», так и ОАО «ВТЗ»
сьспонен к механическому старению: усредненный
показатель составляет 45-60 %. Хотя уровень ударной
вязкости состаренных образцов удовлетворяет требо-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

55




ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

























Рис. 1. Характерный вид микроструктуры металла труб про¬











·60 '40 -20 О 20
Температура испытания,С











-во -40 -20 О 20
Темпеоат%оа испытания
·С










-во -40 -20 О 20
Температура испытания,С











-60 -40 -20 о 20
Температура испытания/С
изводства ОАО «ЧТПЗ» после горячей прокатки (а, в, д) и
нормализации с отдельного нагрева (б, г, е), х 100: а, б - тру¬
бы размером 325x13,0 мм; в, г - трубы размером 325x18,0 мм;
д, е - трубы размером 325x19,0 мм


















Рис. 2. Микроструктура металла труб производства ОАО
«ВТЗ» размерами 426x12 (а, б) и 325x20 мм (в, г) после го¬
рячей прокатки (а, в) и нормализации с отдельного нагре¬
ва (б, г), X 100
ваниям Правил Котлонадзора (не менее 30 Дж/см
·),
доля вязкой составляющей в их изломе менее 50 %
(5-25 %).
Нормализация труб с отдельного нагрева умень¬
шила сьспонность металла труб к механическому ста¬
рению до 30-37 % и обеспечила долю вязкой составля¬
ющей в изломе образцов после старения 50 % и более.
Дополнительно в соответствии с требованиями
Правил Котлонадзора оценили возможность исполь¬
зования изготовленных по новой технологии труб в
районах с холодным ьспиматом (на открытом воздухе,
в грунте, не обогреваемых помещениях, при монта¬
же, транспортировке), где температура металла труб
может быть ниже О °С, и исследовали их хладостой¬
ко сть.
Рис. 3. Зависимость средних значений величины ударной
вязкости КСи и КС$ металла котельных труб производства
ОАО «ВТЗ» (а) и ОАО «ЧТПЗ» (б) от температуры испыта¬
ния: · - после горячей деформации;
· - после нормализации;
продольное направление вырезки образцов; поперечное
направление вырезки образцов
Температурные зависимости ударной вязко¬
сти, построенные по результатам испытания образ¬
цов с круглым (Менаже) и острым (Шарпи) надреза¬
ми, приведены на рис. 3. За условный порог хладно¬
ломкости приняты температуры, при которых вели¬
чина ударной вязкости достигает минимально допу¬
стимых Правилами Котлонадзора значений 30 Дж/
см
· и 25 Дж/см
·, соответственно, на образцах Мена¬
же и Шарпи [5, 6].
Анализ полученных результатов свидетельствует,
что в состоянии после горячей прокатки условный по¬
рог хладноломкости металла труб обоих производи¬
телей находится на уровне минус 60 °С при испыта¬
нии образцов Менаже и на уровне О °С и минус 15 °С
- для труб ОАО «ЧТПЗ» и ОАО «ВТЗ», соответствен¬
но, при испытании образцов Шарпи.
Нормализация уменьшает сьспонность металла
труб к охрупчиванию и смещает порог хладнолом¬
кости в область более низких температур. Условный
порог хладноломкости нормализованных труб обоих
производителей находится ниже температур минус
60 °С и минус 20 °С, соответственно, при испытании
образцов Менаже и Шарпи, что полностью удовлет¬
воряет требованиям Правил Котлонадзора.
Таким образом, результаты исследований ком¬
плекса качественных показателей металла труб, из¬
готовленных в широком диапазоне коэффициентов
вытяжки, показали принципиальную возможность
использования непрерывнолитой заготовки из угле¬
родистой стали для изготовления на трубопрокатных
агрегатах с пилигримовым и непрерывным стана¬
ми котельных труб по ТУ 14-3-460. Для стабильного
56
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010



ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 3. Предел текучести при повышенных температурах металла котельных труб, Н/мм
·



































Примечание. В числителе указаны минимальные и і
обеспечения качества металла труб в полном соответ¬
ствии с требованиями технических условий и Правил
Котлонадзора трубы после горячей прокатки следует
подвергать нормализации с отдельного нагрева.
В ОАО «ЧТПЗ» освоена и внедрена технология из¬
готовления из непрерывнолитой заготовки стали 20
производства ОАО «НТМК» котельных труб диаме¬
трами 273 и 325 мм с толщинами стенок 9-30 мм. Эта
технология позволила отказаться от использования до¬
рогостоящей кованой заготовки и значительно снизить
себестоимость труб. Внедрение новой технологии в
ОАО «ВТЗ» будет осуществлено после завершения ре¬
конструкции прошивного стана ТПА 159-426.
Широкое внедрение такой технологии на трубных
заводах, оснащенных трубопрокатными агрегатами с
пилигримовым или непрерывным станами, позволит
решить проблему энергосбережения, дефицита заго¬
товки и значительно повысить рентабельность произ¬
водства котельных труб.



































шлъные, в знаменателе - средние значения
В.В., Опрышко Л.В. и др. // Сталь. - 1999. - № 12.
- С. 40-42.
2. Опрышко Л.В., Ващило Т.П., Кобус А.А. Вне¬
дрение непрерывнолитого металла в промышлен¬
ное производство котельных труб на ОАО «Про¬
изводственное объединение «Волжский трубный
завод» // Металлург и горноруд. пром-сть. - 2001.
-№ 1.-С. 56-60.
3. Опрышко Л.В., Ващило Т.П., Кобус А.А. Про¬
изводство котельных труб из непрерывнолитого
слитка. Сб. Производство труб и баллонов. - Дне¬
пропетровск: ГТИ, 1999. - С. 56-63.
4. Крутасова Е.И. Надежность металла энергетичес¬
кого оборудования. - М.: Энергоиздат; 1981. - 256 с.
5. Правила устройства и безопасной эксплуата¬
ции трубопроводов пара и горячей воды. Харь¬
ков: Форт, 2003. - 224 с.
6. Правила устройства и безопасной эксплуата¬
ции паровых и водогрейных котлов. - К.: Осно¬
ва, 1998.-592 с.
Библиографический список
1. Использование непрерывнолитых заготовок
для производства котельных труб / Кириченко




·

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
Поступила 25.05.2010







57




ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
УДК 621.774.37:621.774.8 Производство
Вышинский ВТ. /К.Т.Н./, Рахманов C.R /к.т.н./ Воронько В.Г
НМетАУ ООО «СЕНТРАВИС ПРОДАКШН ЮКРЕЙН»
Журавлёв А.В.
ЗАО «ВСМПО АВИСМА»
Влияние особенностей поворотно-подающих механизмов станов
ХПТ на стабильность геометрических параметров труб
Приведены результаты анализа условий функционирования ряда устройств периодической
подачи и поворота системы «заготовка-готовая труба» станов ХПТ. Установлены динамические
особенности существующих поворотно-подающих комплексов и указаны преимущества
эпициклического поворотно-подающего механизма. Ил. 5. Табл. 1. Библиогр.: 10 назв.

Ключевые слова: трубы, качественные

показатели, поворотно-подающий механизм,
геометрические параметры, трубный стан

The results of operating conditions analysis of specific devices of batc
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Способ холодной пильгерной (pilger) прокатки
труб, разработанный в конце 20-х гг. прошлого века
как альтернатива волочению для малонластичных ма¬
териалов, за время своего существования стал основ¬
ным при производстве труб из большинства извест¬
ных металлов и сплавов. Весомыми преимупіества-
ми этого способа являются значительные обжатия как
по диаметру, так и по толпіине стенки, высокая дроб¬
ность деформации и практическая безотходность.
В отличие от пильгерного способа горячей про¬
катки, при котором валки, имеюш,ие ручьи перемен¬
ного сечения, врапіаются в неподвижной станине, а
распределительно-подаюпіий аппарат с оправкой и
надетой на нее системой «гильза-заготовка-прока-
танная труба» совершает возвратно-поступательное
движение вдоль оси прокатки, при пильгерном спо¬
собе холодной и теплой прокатки оправка со стерж¬
нем, надетая на них заготовка и прокатываемая труба
возвратно-поступательного движения не совершают.
Это движение совершает рабочая ьспеть или валковая
кассета с установленными в ней пильгерными валка¬
ми, которые вследствие зацепления установленных
на их шейках шестерен с неподвижными зубчатыми
рейками совершают возвратно-врапіательное движе¬
ние вокруг собственных осей.
Компоновка основных узлов, характерная для
большинства станов ХПТ, выпускавшихся во второй
половине XX века, представлена на рис. 1.
Силовая подвижная ьспеть с валками (или вал¬
ковая кассета) приводится в движение спаренным
кривошипно-ползунным механизмом, кривошипные
колеса 2 которого приводятся от главного привода 1.
Через очередную заготовку, поступившую на линию
нрокатки со стола загрузки, пропускается стержень
с оправкой, который фиксируется в продольной оси
механизмом удержания стержня. Во время прямого и
обратного движения рабочей ьспети происходит про¬
катка заготовки. В промежутках между прямыми и
I Вышинский В.Т., Рахманов С.Р., Воронько В.Г., Журавлёв А.В.,
Патрон полачм


Опрапка



РяслредглЕП'ельна |
no/i
·iouuilf мсхаитм*-




Рис. 1. Кинематическая схема станов ХПТ-32, ХПТ-55, ХПТ-
75 и ХПТ-90 НПО ЭЗТМ
обратными ходами (вблизи крайних мертвых точек
хода рабочей ьспети) заготовка подается в зону дей¬
ствия валков на заданную величину патроном подачи
и кантуется системой «патроны поворота - оправка».
Подача и поворот системы «заготовка - готовая
труба» осуьцествляется распределительно-подаю-
ьцим механизмом (РПМ), вьспючаюьцим кулачково-
рычажные механизмы, кулачковая шайба 4 которых
развитой трансмиссией 3 связана с главным приво¬
дом 1, и механизмы свободного хода (МСХ), обеспе-
чиваюьцие кинематическое и силовое замыкание ли¬
ний нодачи и поворота. Если враьцательное движение
ведомой части МСХ 5 линии поворота через систе¬
му зубчатых колес и валов передается патронам по¬
ворота и оправке, то преобразование враьцательного
движения ведомой части МСХ 6 линии подачи в по¬
ступательное движение патрона заготовки реализует¬
ся винтовым механизмом 7.
Из технологической особенности процесса ХПТ
следует, что механизмы стана работают в различ¬
ных режимах и необходимо учитывать специфику их
2010 г.

58

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица. Показатели работы станов ХПТ за период выполнения 500 последовательных циклов









В таблице приняты обозначения: t] доля подач, величины которых отличаются от номинальных зна¬
чений не более чем на 10 %: - отношение величин наибольшего к наименьшему (экстремальных) переме¬
щений при подаче.
функционирования. Так, кулачковая шайба 4 РПМ
совершает непрерывное враш:ательное движение, ча¬
стота которого должна совпадать с частотой врапіе-
пия кривошипных колес 2 привода перемепіения ьспе-
ти, остальные же его звенья перемепіаются перио¬
дически. При этом продолжительность их движения
определяется величиной паузы, отводимой процес¬
сом ОМД на выполнение операций кантовки и пе-
ремепіения обрабатываемого изделия между полу¬
циклами ХПТ. Обычно эти периоды составляют 1/6
цикла ХПТ.
Анализ результатов экспериментальных исследо¬
ваний [1] дал возможность оценить качественные по¬
казатели работы поворотно-подаюпіих механизмов
различных конструкций.
На рис. 2 приведены результаты измерения 500
нодач при разных режимах работы различных ста¬
нов. Из представленных данных следует, что при 75
циклах в минуту и номинальном значении подачи
6 мм (стан ХПТ-32) число подач, допускаемых техно¬
логией (то есть с отьспонением от номинала не более
10 %), составляет всего 45 %. В связи с имеюпіими-
ся отьспонениями от номинала целесообразна оценка
средней величины подач. Так, за 500 циьспов в очаг де¬
формации было подано 2690 мм заготовки, т.е. сред¬
нее значение нодач составило 5,4 мм. Анализ данных,
полученных при исследованиях на стане ХПТ-55-2Э,
показал, что при таком же режиме работы и том же
значении номинала среднее значение нодач ближе к
номиналу и составляет 5,8 мм, из чего следует, что ха¬
рактеристики, реализуемые механизмом редукторно-
го типа [2], в большей степени удовлетворяют услови¬
ям производства, обеспечивая производительность,
близкую к расчетной. Однако отношение экстремаль¬
ных величин (таблица) позволяет утверждать, что ка¬
чественные показатели по длине полученного готово¬
го изделия могут иметь супіественные различия.
Поведение ведомых звеньев цепей поворота ука¬
занных станов имеет аналогичный характер. Так, при
прокатке на станах ХПТ-32 были зарегистрированы
величины углов поворота в диапазоне 78-137°; на ста¬
нах ХПТ-55 41-93°; на станах ХПТ -75 36-50°.
Таким образом, значения выходных кинемати¬
ческих характеристик РПМ, осуш:ествляюш,ие пода¬
чу и поворот заготовки на станах ХПТ конструкции
УЗТМ и НПО «Электростальтяжмаш», зависимы от
темпа работы агрегата. Это обуславливает необходи-
о SibMH
Рис. 2. Кривые распределения 500 подач для станов: а -
стан ХПТ-32-УЗТМ при 75 дв. ход/мин; б - стан ХПТ-55-2Э при
70 дв. ход/мин; в - стан ХПТ-75-УЗТМ при 50 дв. ход/мин; г - стан
ХПТ-32-УЗТМ при 85 дв. ход/мин; d - стан ХПТ-32-УЗТМ при 95
дв. ход/мин. В распределениях а, б, г и д номинальная подача 6
мм; в распределении в - 8 мм
мость вводить поправки в расчеты производственни¬
ков. Одна из попыток решения этой задачи - оснапіе-
пие ведомых обойм МСХ РПМ тормозными устрой¬
ствами [3]. В технической документации акцентирует¬
ся внимание на том, что полная подача (особенно мак¬
симальная) содержит статическую и динамическую
составляюш,ие. Так, из технической характеристики
РПМ (чертеж ЭЗТМ 91-104573) следует, что при мак¬
симальной подаче 30 мм ее статическая составляю-
ш,ая составляет 42,3 % величины подачи, а осталь¬
ные 47,7 % перемеш,ения обеспечиваются развиваю-
піимися при взаимодействии звеньев цепи «управля-
юпіий механизм - ведомое звено» динамическими яв¬
лениями. Необходимо также отметить, что рост сред¬
него значения величины отрабатываемого перемепіе-
пия при подаче сопровождается ростом разницы экс¬
тремальных значений, а это приводит к супіествен-
ным различиям геометрических характеристик изде¬
лий по их длине.
Для получения тонкостенных труб с отношени¬
ем наружного диаметра к толпіине стенки примерно
до 50 известно применение на станах ХПТ подаюnje-
поворотных механизмов с мальтийским крестом.
Этими механизмами оснапіены все станы холодной
прокатки труб роликами (ХПТР), осуш:ествляюш,ие
изготовление труб с отношением наружного диаме¬
тра к толпіине стенки более 50. В работе [4] упоми¬
нается, что абсолютная и относительная поперечная
разностенность, изменение средней толпіины стен¬
ки зависят не только от величины подачи, но и от ее
разброса. При прокатке особотонкостенных труб сор-
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
59






ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
тамента станов ХПТ-55, ХПТР 30-60 с увеличением
подачи свыше 6,5 мм относительная поперечная раз-
ностенность превышает 10 %. Такой же эффект дает
разброс подачи, превышаюпіий 40 %. С увеличением
толпіины стенки прокатываемой трубы эффект вли¬
яния роста величины и неравномерности нодачи на
разностенность соответственно уменьшается.
Анализ работы супіествуюпіих схем поворота по¬
казывает, что моменты, передаваемые системе «заго¬
товка-готовая труба» от переднего патрона и стерж¬
ня оправки, - разные по величине и приьспадывают-
ся не одновременно. Это способствует интенсивно¬
му износу калибров и образованию дефектов на вну¬
тренней и внешней поверхности обрабатываемых из¬
делий.
Экспериментальные [1] и аналитические [3] ис¬
следования действительных законов функциониро¬
вания РПМ позволили сделать вывод о том, что до-
пупіение о постоянстве скорости врапіения кулачко¬
вых шайб не отражает истинной картины их движе¬
ния. Высокий уровень динамичности функциониро¬
вания обуславливается также наличием МСХ, соз-
даюпіим условия для распадения ценей на участки с
последуюпіим заьспиниванием при ненулевых началь¬
ных условиях, что приводит к значительному разбро¬
су величин подачи и углов поворота системы «заго¬
товка-готовая труба».
Выявлено, что отклонения реальной частоты вра-
піения кулачковых шайб от средней за циьсп опреде¬
ляется не только показателем неравномерности дви¬
жения линии главного привода, определяемой степе¬
нью ее уравновешенности и технологической нагруз¬
кой, но и особенностями её кинематической связи с
РПМ. Кроме супіественного искажения закона дви¬
жения ведупіего звена РПМ, немаловажную роль при
формировании реальных параметров движения ведо¬
мых звеньев этого комплекса (патронов подачи и по¬
ворота, оправки) играет развитая стереометрия кине¬
матических цепей их связи, режимными и конструк¬
тивными параметрами которых нельзя пренебрегать.
В условиях Руставского металлургического заво¬
да были проведены экспериментальные исследова¬
ния стана ХПТ-ІІ/2" [5], на котором операции подачи
и поворота осупіествлялись стационарным патроном
[6], содержавшим установленный на станине перед
ьспетью поршневой гидроусилитель, управляемый
дроссельным золотником. Последний взаимодей¬
ствовал с кинематическим кулачком, врапіение кото¬
рого через механическую передачу согласовывалось
с положением рабочей ьспети. Полый поршень гидро¬
усилителя обеспечивает проход заготовки и имеет на
своем конце устройство для захвата трубы. Посколь¬
ку в этом механизме был использован следяпіий при¬
вод дроссельного управления, точность перемепіения
поршня гидроцилиндра (а следовательно, и точность
подачи) оказались весьма высокими, разброс величи¬
ны подачи не зависел от числа ходов ьспети и не пре¬
вышал 0,2 мм. В качестве задатчика следяпіего дви¬
жения был применен объемный кулачок, что позво¬
лило путем осевого его смепіения относительно зо-
ким преобразователем
лотника бесступенчато регулировать подачу без оста¬
новки стана.
Другой поворотно-подаюпіий комплекс с неза¬
висимыми приводами поступательного и врапіатель-
ного перемепіений системы «заготовка-готовая тру¬
ба» [7] был опробован и успешно внедрен в эксплуа¬
тацию на станах ХПТ-55 и ХПТ-75 ЮТЗ (Никополь)
[8]. Безболезненность его внедрения была обеспече¬
на за счет максимального использования элементов
РПМ модернизируемых станов (винты, патроны по¬
дачи; элементы развитой стереометрии цепей пово¬
рота и др.). Новые элементы комплекса не требова¬
ли дополнительных конструктивных узлов и устанав¬
ливались на станах на места демонтированных РПМ.
В цепях подачи и поворота, в отличие от исполь¬
зуемых в РПМ кулачково-рычажных механизмов и
механизмов свободного хода, применен механизм пе¬
риодического действия, выполненный в виде эпици-
ьспического преобразователя с пневматической систе¬
мой его управления.
Подаюпіее и поворотное устройства содержат
механизмы периодического действия и связанные
с ними преобразователи (рис. 3) непрерывного
врапіения в прерывистые перемепіения патрона
подачи, патронов поворота и оправки.
Непрерывное врапіательное движение регулиру¬
емого привода (на рис. 3 не показан) через муфту 1,
быстроходный вал 2 передаётся солнечной шестерне
3 и далее через сателлиты 4 сообпіается водилу, на ко¬
тором жёстко закреплён тормозной диск 5 (холостой
ход). При срабатывании колодочного тормоза 6, воз¬
действие которого через тормозные колодки на диск
5 осупіествляется пневматической системой управле¬
ния нневмоцилиндром 7, водило останавливается, и
врапіательное движение вала регулируемого электро¬
привода передаётся через зубчатый венец внутренне¬
го зацепления блока 8 на зубчатый венец внешнего за¬
цепления и далее системой колес валу 9, связанному с
валом, например, гайки винта подачи. Величина угла
поворота вала 9 за время остановки водила может из¬
меняться путём изменения частоты врапіения рото¬
ра регулируемого электропривода и, соответственно,
числа оборотов солнечной шестерни 3.
Устройство, обеспечиваюпіее периодический по¬
ворот системы «заготовка-готовая труба-оправоч-
ный стержень», выполнено аналогично, с той лишь
60
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

разницеи, что непрерывное вращение его приводно¬
го вала преобразуется в прерывистое вращение эле¬
ментов линии поворота.
Пневматическаясистемауправлениямеханизмами
ППК содержит распределитель и моноблоки, которые
обеспечивают синхронизацию срабатывания линий
нодачи и поворота с положением рабочей клети;
управление работой энициьспических механизмов в
процессе прокатки труб; отключение и вьспючение
подачи и поворота при остановках и пусках главного
привода стана; управление работой эпициклических
механизмов нри перезарядках стана.
Результаты экспериментальных исследований ли¬
ний нодачи таких ППК в условиях ЮТЗ на станах
ХПТ-55 и ХПТ-75 показали, что из 500 измеренных
последовательных подач при установленной величи¬
не подачи 16 мм и темпе работы стана 85 дв. ход. ьспе-
ти мин средняя подача оказалась равной 16,5 мм, а от¬
ношение максимального измеренного значения вели¬
чины подачи к минимальному составило 1,2.
Возможность мобильного управления выходны¬
ми кинематическими характеристиками обеспечила
создание автоматизированной системы управления
режимом прохождения стыка заготовок [9]. В случае
оснащения стана ХПТ элементами очувствления со¬
здаются условия управления геометрическими пара¬
метрами подвижного очага деформации [10], что по¬
зволит ограничить в заданных пределах отьспонения
от номинала величин наружного диаметра, овальнос¬
ти, толщины стенки.
На рис. 4 представлены результаты оценки изме¬
нения большого диаметра мгновенного очага дефор¬
мации при прокатке труб из сплавов на основе алю¬
миния. Погрешности приращения (Q, %) определя¬
лись как отношения разниц больших диаметров, вы¬
численных с учетом искажений мгновенных очагов
деформации в результате вертикальных и горизон¬
тальных смещений валков и аналогичных величин,
полученных при учете только вертикальных смеще¬
ний, определяемых «пружиной ьспети», к значени¬
ям диаметров без учета горизонтальных перемеще¬
ний валков. Эти результаты были получены в пери¬
од промышленной эксплуатации двухниточного ста¬
на ХПТ-32, оснащенного поворотным комплексом с
эпициьспическим преобразователем оптимальной сте¬
реометрии.
На рис. 5 представлен этот комплекс. Механизм
поворота с эпициьспическим преобразователем непре¬
рывного вращения регулируемого двигателя М обе-
спечивавает возможность изменения угла поворота
патронов 5 в диапазоне 30-210°. Согласование работы
цепи поворота с перемещениями подвижной ьспети
осуществляется пневмораспределителем 6-7, шайба
6 которого кинематически связана с кривошипными
колесами привода перемещения ьспети, воздействую¬
щим на тормозной шкив 2, установленный на водиле
эпициьспического преобразователя.
Опыт эксплуатации более 20 станов ХПТ раз¬
личных типоразмеров, оснащенных поворотно-
подающими комплексами с независимыми нриво-

Стошная .шппы - rqjHMOH ход клети. nijqjbBHCxaH - обратньш
1 - одинарный поворот (7?°е
·еве поворота);
2 - двойной поворот (109°в чеве поворота н
·3°в чеве подачп);
3 - двойной поворот (1
·6°в 'іеве поворота и 133°в
·еве подачи).
Рис. 4. Оценка погрешности приращения диаметра при про¬
катке труб из сппавов на основе алюминия: а - схема дина¬
мически изменяющегося очага деформации; б - картины изме¬
нения оценки погрешности приращения по ходу движения клети

















Рис. 5. Механизм поворота с эпициклическим преобразова¬
телем (принципиальная схема и смонтированный на стане
ХПТ-32-2)
дами перемещения ведомых звеньев, работающих в
условиях предприятий Украины и России, позволя¬
ет утверждать, что в случае соединения таких ППК с
простейшими системами очувствления открываются
возможности решения задач, выдвигаемых современ¬
ными требованиями к качественным показателям го¬
товой продукции. С учётом специфики их влияния на
протекание процессов ХПТ линии подачи и поворота
целесообразно выполнять раздельными и устанавли¬
вать на минимальном удалении от очага деформации,
создавая условия оптимизации стереометрии трубо¬
прокатного агрегата.

Выводы
При создании механизмов линий и схем их управ¬
ления необходимо обеспечить функционирование
ППК не только в режиме минимизации отьспоне-
пий заданных перемещений от номинала, но и воз¬
можность «разброса» исполняемого параметра в
заданных пределах. Как показал опыт эксплуатации,
«разброс» исполняемого угла поворота до 10-15°
практически не влияет на качественные показате¬
ли готовых труб, но существенно повышает сро¬
ки службы парка дорогостоящего инструмен¬
та. При этом, устройства периодической подачи
обрабатываемого изделия в очаг деформации и линия
поворота системы «заготовка-готовая труба» должны
удовлетворять следующим основным требовани-
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
61



ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
ям: согласованность срабатывания с заданным поло¬
жением ьспети, обеспечивающую не только заполне¬
ние очага деформации, но и заданный уровень уси¬
лий; обеспечение обусловленных технологией пере¬
мещений обрабатываемого изделия в широком диа¬
пазоне изменения темпов работы стана; возможность
непрерывного или дискретного варьирования вели¬
чинами перемещений в широких пределах, не нару¬
шая ведение технологического процесса; индиффе¬
рентность функционирования комплекса по отноше¬
нию к динамическим особенностям протекания про¬
цесса.

Библиографический список
1. Анализ работы новоротно-подающих механиз¬
мов станов холодной прокатки труб / С.Н. Кожев¬
ников, Б.М. Климковский, А.С. Ткаченко и др. //
Тр. ИЧМ.- 1965. - Вып. 20. - С. 94-108.
2. А.С. 124400 СССР, МКИЗ В 21 В 21/06.
Распределительно-подающий механизм редук-
торного типа / Д.В. Полевой, М.И. Гриншпун,
П.М. Соловейчик и др. (СССР). - № 628666; за-
явл. 18.05.59; опубл. 18.12.59, Бюл. № 23. - 2 с.
3. Гриншпун М.И., Соколовский В.И. Станы хо¬
лодной прокатки труб. М.: Машиностроение,
1967. -239 с.
4. Носаль В.В., Адамия Р.Ш. Анализ конструкций
подающе-поворотных механизмов станов холод¬
ной прокатки труб // Тр. ВНИИМЕТМАШ. - 1962.
- № 7. - С. 243-263.
5. Хоперия О.П., Чивадзе М.И., Голубев В.К., Ро¬
манчиков Б.Ф. Исследование механизма нодачи и
поворота заготовки со стационарным патроном
на стане холодной прокатки труб // Сталь. - 1976.
- № 8. - С. 740-743.
6. А.С. 168241 СССР, МКИЗ В 21 В 16/01. Меха¬
низм нодачи станов холодной прокатки труб / Б.Ф.
Романчиков, В.В. Носаль (СССР). - № 801647/22-
2; заявл. 03.11.62; онубл. 18.02.65, Бюл. №4.-3 с.
7. А.С. 532413 СССР, МКИЗ В 21 В 21/04. Пода¬
ющее устройство стана холодной прокатки труб
/ В.Г Воронько, Г.П. Воронько, С.Н. Кожевни¬
ков и др. (СССР). - № 2163378/02; заявл. 29.07.75;
опубл. 25.10.76, Бюл. № 39. - 3 с.
8. Модернизация стана холодной прокатки / С.Н.
Кожевников, А.С. Ткаченко, Г.И. Хаустов и др. //
Вестник машиностроения. - 1984. - № 4. - С. 62-
65.
9. Автоматизация прокатки стыка труб на стане
холодной прокатки / В.Г. Воронько, П.В. Дуби¬
нин, Г.Ф. Калинин и др. // АСУТП и АСУП в чер¬
ной металлургии. - М.: Металлургия, 1982. - С.
81-85.
10. Вышинский В.Т. Влияние на выходные пара¬
метры изделий кинематических и силовых осо¬
бенностей формирования очага деформации при
холодной пилигримовой прокатке // Теория и
практика металлургии. - 2000 . - № 5. - С. 25-26.

Поступила 03.03.2010





·




Научно-технический и производственный журнал
И ГОРНОР>
·
·Н
·Я ПРОЖЫШ/ІЕННОСТЬ"

Единственное в Украине специализированное издание, освещающее все
проблемы горно-металлургического комплекса!
Продолжается подписка на журнал
"/ЙЕМ/1/1>
·РГИЧЕСК<4Я И Г0РН0Р?
·
·Н«4Я ПРО/ИЫШ/ІЕННОСТЬ" на 2070 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" 74311
Подписаться можно в редакции, перечислив на
р/с ООО "Укрметаллургиформ "НТА" необходимую сумму
Контактный 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

Журнал для тех, кто работает в металлургии и для металлургии !





(52 © Металлургическая и горнорудная промышленность/2010 4




МЕТИЗНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 621.778 Наука
Должанский А.М. /д.т.н./, Очеретная Н.Н.
НМетАУ

Обеспечение знакопеременного кручения проволоки выбором
высоты ее съема с тягового барабана при волочении
Впервые теоретически определен диапазон значений высоты съема витка проволоки с
барабана на ролик поводка фрикциона, при котором возможна знакопеременная деформация
проволоки кручением в процессе ее перемещения по передающим элементам волочильного
стана в условиях «грубо-среднего» и «тонкого» волочения для обеспечения эффекта снижения
интенсивности упрочнения металла. Ил. 3. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: многократное волочение, проволока, знакопеременное кручение, степень
деформации кручением

The range of altitude values of wire loop takeoff from t
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
· Ранее [1] авторами было показано, что на станах
многократного волочения барабанного типа, работа¬
ющих без скольжения, имеют место следующие виды
деформации металла: линейная и сдвиговая в волоках
(величиной S = 0,25-0,5), изгиба - на передающих ро¬
ликах и тяговом барабане ( s = 0,02-0,1) и кручения -
на участках «тяговый барабан - ролик поводка фрик¬
циона» и «ролик поводка фрикциона - верхний пере¬
дающий ролик» (рис. 1) с Ј· = 0,001-0,01. Значимым
является то, что все указанные деформации осущест¬
f'1'ыііДіок
блок
вляются разновременно и на разных участках прово¬
локи. В результате каждый из представленных видов
деформации может рассматриваться как простая де¬
формация.
Также исследованиями [2] выявлено, что одно¬
направленное многоцикличное кручение низкоугле¬
родистой проволоки, подвергнутой предварительно¬
му формоизменению в волоках и на передающих ро¬
ликах, приводит к упрочнению металла, а знакопе¬
ременное - к его разупрочнению. В результате в по¬
следнем случае, учитывая значения представленных
выше простых деформаций, в целом по стану интен¬
сивность упрочнения проволоки уменьшается.
В работах [3, 4] представлены формулы для оцен¬
ки сдвиговой деформации проволоки у
·
· при ее кру¬
чении на участках «тяговый барабан ролик поводка
фрикциона» и у. на участке «ролик поводка фрикци¬
она - верхний передающий ролик» (см. рис. 1)
h-d.
Гр.ф. =-, . . . (1)
Рис. 1. Схема волочения проволоки: 1 - волока, 2 - тяговый
барабан; 3 - ролик поводка фрикциона; 4 - передающие роли¬
ки; 5 - проволока

верхности до уровня ролика поводка фрикциона; ,
V
·
·
· - линейные скорости предыдущего /-того и по¬
следующего (і+\)-то барабанов соответственно; d
·,
<
·,+1 - диаметры проволоки на /-том и (і+\)-тош бара¬
банах соответственно;
·d., - соответствующие
флуктуации диаметров проволоки, например, вслед¬
ствие износа волок; - радиус тягового барабана;
/ - расстояние от ролика поводка фрикциона до оси
барабана.
Анализ выражения (2), представленный в иссле¬
довании [4], показал, что направление кручения про¬
волоки под роликом фрикциона может производить¬
ся в одну или другую сторону, что определяется на¬
правлением вращения поводка фрикциона при авто¬
матическом согласовании секундных объемов метал¬
ла на /-том и (і+\)-ш барабанах. В частности, при ра-


d; + Adj h,- + /
Уі=-
2-1


1--


d-i + 2 · d-i · Adj
4


,(2)

V,+1
венстве кинематическои вытяжки и сред-
где h - расстояние но оси тягового барабана от
места съема последнего витка проволоки с его по¬

) Должанский А.М., Очеретная Н.Н., 2010 г.

пей деформационной вытяжки jUg = , входящих
dl
В выражение (2), кручение проволоки над роликом

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

63



МЕТИЗНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
для формального сохранения физического смысла ра¬
венства (4) необходимо обеспечить

·<1.

(5)

Следовательно, из (4) с учетом выражения (5)

(6)
Mk
Как видно, выполнение неравенства (6) зависит
от высоты съема верхнего витка проволоки с ба¬
рабана.
Рис. 2. Зависимость соотношения деформационной и кине¬
матической вытяжек от относительной высоты съема про¬
волоки с тягового барабана при «грубо-среднем» волоче¬
нии = 0,275 м), при которой возможно знакопеременное
кручение (рабочая зона регулирования заштрихована)
Найдем соответствующий диапазон этой величи¬
ны, необходимый для обеспечения знакопеременного
кручения металла. Перейдем к безразмерным величи¬
нам, разделив числитель и знаменатель на
A

+


·<1-
R.
R.
\
·f> J
$
·б J

(7)
-1
\
·б J
J
Можно конструктивно определить для всех видов
волочильных станов магазинного типа, работающих
без скольжения

«1,10.
R.

(8)
При анализе выраженияХ$) с учетом формулы (8)
Рис. 3. Зависимость соотношения деформационной и кине¬
матической вытяжек от относительной высоты съема про¬
волоки с тягового барабана при «тонком» =0,175) во¬
лочении, при которой возможно знакопеременное кручение
(рабочая зона регулирования заштрихована)
фрикциона отсутствует, а ее скорость равна окруж¬
ной скорости /-того барабана. В других случаях ско¬
рость проволоки автоматически регулируется враща¬
ющимся поводком фрикциона в зависимости от соот¬
ношения jUj
· и jUg и отличается от окружной скоро¬
сти тягового барабана.
Цель работы состояла в определении условий
реализации знакопеременного кручения проволо¬
ки при ее прохождении по элементам оснастки воло¬
чильного стана для уменьшения накопленного упроч¬
нения стали.
Из приведенных материалов следует, что для обе¬
спечения этих условий необходимо примерное со¬
блюдение равенства
Гр.ф. = Уі
· (3)
Тогда с учетом формул (1) и (2) при отсутствии
флуктуаций диаметров проволоки = О)
равенство (3) после преобразований принимает вид
для относительной высоты h съема (рис. 1)
рассмотрели возможные реальные варианты соотно¬
шений геометрических характеристик станов при
h h h
1)
· = 1; 2)
· = 2; 3)
· = 3
применительно к «грубо-среднему» с Rg = 0,275 м
(а) и «тонкому» (б) волочению с Rg = 0,175 м. Гра¬
фическая интерпретация расчетов по формуле (7)
представлена на рис. 2, 3.
Анализ полученных данных показывает, что для
приведенных выше условий устойчивое знакопере¬
менное кручение проволоки обеспечивается при ее
снятии с барабана на ролик фрикциона (см. рис. 1)
при различной высоте установки верхнего передаю¬
щего ролика для «грубо-среднего» волочения - в пре¬
делах
· = 0,4-1, а при «тонком» волочении - в пре¬
делах h =0,26-1 от высоты тягового барабана. При
этом необходимое расстояние по оси барабана от ме¬
ста съема витка проволоки с его поверхности до уров¬
ня поводка фрикциона должно быть тем больше, чем
выше расположение верхнего передающего ролика и
больше радиус тягового барабана.


Я
k
+ l'-Rl


, Mk,


·(4)
В зоне h = 0-0,5 теоретически также возмож¬
но знакопеременное кручение проволоки, однако, на
практике это требует полного заполнения проволокой
Анализ последнего выражения показывает, что
тягового барабана, что чревато его переполнением с
нарушением процесса волочения.


64


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



МЕТИЗНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Выводы
Впервые теоретически определен диапазон значе¬
ний высоты съема витка проволоки на ролик фрик¬
циона барабана, при котором возможна знакопере¬
менная деформация проволоки кручением в процес¬
се ее перемещения но передающим элементам воло¬
чильного стана в условиях «грубо-среднего» и «тон¬
кого» волочения для обеспечения эффекта снижения
интенсивности упрочнения металла.

Библиографический список
1. Сопоставление показателей деформации про¬
волоки при кручении в процессе волочения / A.M.
Должанский, Н.Н. Очеретная // Обработка мате¬
риалов давлением. Сб. научн. тр. Краматорск:
2. Должанский A.M., Очеретная Н.Н. Деформа¬
ция кручением проволоки и ее влияние на про¬
цесс волочения. Сообщ. 1 // Металлург и горно-
руд. пром-сть. - 2007. - № 6. - С. 56-59.
3. Должанский A.M., Очеретная Н.Н., Клюев
Д.Ю., Должанский A.M. Теоретическое определе¬
ние угла закручивания проволоки при снятии ее
с барабанов волочильных станов // Металлург и
горноруд. пром-сть. - 2006. - № 2. - С. 54-56.
4. Должанский A.M., Очеретная Н.Н. Деформа¬
ция кручением проволоки и ее влияние на про¬
цесс волочения. Сообщ. 2 // Металлург и горно¬
руд. пром-сть. - 2008. -№ 1.-С. 81-Й.

Поступила 28.05.2010
ДГМА, 2008. - № 1(19). - С. 253-257.




·




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 ьспючевые 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 реьспамного характера.
8. При написании аннотаций необходимо иметь в виду особенности поиска информации в электронных БД по
ьспючевым словам, темам, технологиям, оборудованию, видам продукции и предприятиям.

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












© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4













65




МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

УДК 669.017:669.14.018.294:669.112.227.1:621.785.001.8 Наука
Узлов И.Г. /д.т.н./, Евсюков М.Ф. /к.т.н./, Узлов К.И. /к.т.н./,Дементьева Ж.А.
Институт черной металлургии НАН Украины

Анализ структурообразования микролегированной колесно-
бандажной стали и построение диаграммы превращения
аустенита при непрерывном охлаждении для выбора
рациональной технологии ее термического упрочнения
Изучена кинетика структурообразования колесно-бандажной стали. Установлено, что в
зависимости от скорости при непрерывном охлаждении аустенита микролегированной ванадием
стали реализуются три механизма превращения. По результатам исследования построена
термокинетическая диаграмма превращения аустенита при непрерывном охлаждении
микролегированной ванадием колесно-бандажной стали. Ил. 2. Табл. 2. Библиогр.: 8 назв.

Ключевые слова: кинетика превращения, структурообразование, микролегирование, колесно-
бандажная сталь, аустенит, диаграмма превращения при непрерывном охлаждении

The kinetics of tyre steel structure formation is studied. It is determined that three transformation
mechanisms are observed depending on the rate at c
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Состояние вопроса и задачи исследования
Анализ динамики ужесточения требований к же¬
лезнодорожным колесам (табл. 1) за период послед¬
него полстолетия свидетельствует о том, что с це¬
лью обеспечения одновременно эксплуатационной
надежности и долговечности непрерывно возраста¬
ют нормативные ее показатели не только твердости
и временного сопротивления разрушению, но и удар¬
ной вязкости. Как свидетельствуют данные табл. 1,
если в 1959 г предел прочности обода был уста¬
новлен в качестве максимально допустимого
1020 Н/мм
·, то в 2006 г. этот показатель достиг значе¬
ния 1078 Шмм
· минимум. Повышаются требования
к твердости обода - >241 НВ (1959 г), >255 НВ (1981,
1989 гг), >285 НВ (ГОСТ 10791-2004), >320 НВ (ТУ
У 35.2-23365425-600:2006 и ТУ У 35.2-23365425-
641:2009). При этом в 1959 г нормативный документ
не содержал никаких требований к ударной вязкости
элементов колеса. В 1964 г ударная вязкость установ¬
лена для диска как факультативная. Только в стан¬
дартах 80-х гг вязкость диска при +20 °С нормирова¬
на в качестве обязательной характеристики и преду¬
смотрена вязкость при отрицательных характеристи¬
ках как факультативная. Начиная с 2004 г, ударная
вязкость диска стала обязательной во всем интервале
температур и предусмотрена вязкость обода как фа¬
культативная.
Принятая Государственной администрацией же¬
лезнодорожного транспорта Украины «Комплексная
программа обновления железнодорожного подвиж¬
ного состава Украины на 2008-2020 годы» [1] уста¬
новила в качестве обязательных, в частности, следу-
© Узлов И.Г., Евсюков М.Ф., Узлов К.И., Дементьева Ж.А., 2010 г.

юш,ие положения:
- пробег колесной пары подвижного состава но¬
вого поколения до переточки должен составить ве¬
личину > 500 тыс. км при современном показателе ре¬
монта инвентарного парка железных дорог, в среднем,
100 тыс. км;
- при этом поверхность катания колеса должна
иметь твердость не менее 320 НВ.
Известно, что только формирование в структуре
стали «игольчатых агрегатов» (бейнитных структур)
позволяет, по классическим представлениям [2], до¬
стичь «уникального сочетания твердости, прочности
и вязкости, которые не характерны ни для перлитных,
ни для мартенситных сталей».
Предыдупіими публикациями [3, 4] авторов на-
стояпіей работы было показано, что действительно
достижение требуемого сочетания высоких характе¬
ристик твердости, прочности и вязкости в колесной и
бандажной продукции нового поколения обеспечи¬
вается при непременном формировании в структуре
игольчатого (Видманштеттового) феррита. Прямые
исследования Р.И. Энтина с сотрудниками [5] доказа¬
ли, что характер структурообразования Видманштет¬
тового феррита является сдвиговым с диффузионным
перераспределением компонентов в исходном аусте-
нитном зерне. Т.е., согласно их выводу [5], «реакция
образования Видманштеттового феррита аналогична
бейнитному преврапіению».
В работе [6] было установлено, что для углероди¬
стых колесных сталей характерен распад аустенита с
образованием феррита и перлита вплоть до скоростей
охлаждения 15 и 18 °С/с в зависимости от содержа¬
ния в них углерода и марганца. Нашими эксперимен-

66

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Таблица 1. Механические свойства элементов железнодорожных колес но требованиям нормативных
документов






















тами [7] показано, что применение современных тех¬
нологических решений колесно-бандажного произ¬
водства позволяет достичь в реальных условиях ско¬
рости охлаждения 7-10 °С/с и при этом обеспечить
в микролегированных ванадием колесно-бандажных
сталях сдвигово-диффузионный механизм распада
аустенита с формированием требуемого структурно¬
го состояния.
Задачей настоящего исследования был деталь¬
ный анализ кинетики структурообразования микро¬
легированных ванадием колесно-бандажных сталей
нового поколения [1] в широком интервале скоро¬
стей охлаждения с последуюпіим построением тер¬
мокинетической диаграммы преврапіения аустени¬
та нри непрерывном охлаждении. Назначение такой
диаграммы - обпіее и многократное использование
установленных в работе закономерностей широким
кругом технических специалистов с целью достиже¬
ния наилучших производственных результатов при
разработке и внедрении технологических решений
но оптимизации режимов термического упрочнения
колесно-бандажных изделий.
Материал и методика исследований
В качестве объектов анализа были выбраны ко¬
лесные и бандажные высокопрочные, микролегиро¬
ванные стали, химические составы которых в сопо¬
ставлении с требованиями нормативных документов
представлены в табл. 2. Сравнение с требованиями
ТУ к химическим составам, представленным в табл.
2, свидетельствует о том, что стали выбранных пла¬
вок производства ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» (явля-
юпіихся типовыми в производстве) полностью удо¬
влетворяют требования всех представленных в та¬
блице ТУ на колеса и бандажи. Это позволяет рассма¬
тривать результаты настояш,их исследований в каче¬
стве закономерных именно для колесно-бандажной
продукции «нового поколения» (по определению [1]).
Кинетику нреврапіения аустенита после отдель¬






















ного нагрева при охлаждении в широком диапа¬
зоне скоростей изучали на дилатометрах АД-80 и
МД-83 конструкции ИЧМ НАНУ [8]. Нагрев образ¬
цов в дилатометре осупіествляли до 885 °С с после-
дуюпіей выдержкой в течение 10 мин. Средняя ско¬
рость охлаждения образцов рассчитывалась в интер¬
вале температур: температура нагрева >· температу¬
ра начала мартенситного преврапіения для всех ско¬
ростей охлаждения.
При распаде аустенита но диффузионному меха¬
низму за начало распада аустенита с образованием
феррита и перлита принято 1 % новой фазы. Оконча¬
ние распада соответствовало 98 % завершения нре-
врапіения аустенита. Строение продуктов распада
изучали на дилатометрических образцах в попереч¬
ном сечении микроструктурным методом на микро¬
скопе НЕОФОТ-2 после травления 4 % раствором
азотной кислоты в этиловом спирте. Балл зерна оце¬
нивали по ГОСТ 5639-82. Микроструктурный анализ
проводили по стандартной методике ГОСТ 8233-56.
Результаты исследований и их обсуждение
Критические точки исследованной стали КП-Т
(табл. 2), определенные на образцах диаметром 4мм
при нагреве со скоростью 200 °С/ч как среднее значе¬
ние трех измерений равны: ACj 740 °С, Ас
· 770 °С. Тем¬
пература начала мартенситного преврапіения, опреде¬
ленная на дилатометрических образцах диаметром
3 мм в процессе охлаждения в воде и масле, соответ¬
ственно, со скоростями 267 и 68 °С/с равна 270 °С. В
ходе исследования были определены формируюш,ие-
ся структурные состояния стали после охлаждения со
скоростями охлаждения 0,07; 0,15; 1,5; 3,8; 6,8; 12,0;
16; 17-21,0 °С/с и более 21 °С/с.
Установлено, что в интервале 0,07-6,8 °С/с реа¬
лизуется диффузионный механизм распада с образо¬
ванием феррито-перлитной структуры. В интерва¬
ле скоростей охлаждения 6,8-21,0 °С/с происходит
распад по смешанной кинетике: с перлитным пре-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

67




МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Таблица 2. Химический состав исследованных колесно-бандажных сталей производства
ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» в сопоставлении с требованиями нормативных документов



































Время, с
Рис. 1. Термокинетическая диаграмма превращений ау-
стенита стали КП-Т по ТУ У 35.2-23365425-600:2006 (плавка
32501 с содержанием компонентов по табл. 2)
вращением аустенита выше 530-550 °С и с форми¬
рованием бейнитно-мартенситных структур при бо¬
лее низких температурах. Превышение значений ско¬
рости охлаждения 21 °С/с сопровождается распадом
аустенита но чисто сдвиговому механизму с появле¬
нием игольчатых структур мартенсита. По результа¬
там работы построена термокинетическая диаграмма
превраш,ения аустенита нри непрерывном охлаждении
колесно-бандажной стали марки «Т» (табл. 2) по ТУ У
35.2-23365425-600:2006 (рис. 1).
Анализ термокинетичесшй диаграммы (рис. 1) и
результатов микроструктурного исследования показы¬
вает, что в интервалах скоростей охлаждения до ~7 °С/с;
7-17; 17-21 и >21 °С/с в стали изменяется характер
фазовых преврапіений при непрерывном охлаждении
аустенита: диффузионный >· сдвигово-диффузион-
ный >· сдвиговый. Каждый из указанных интерва¬
лов характеризуется совокупностью специфических
структурных состояний: феррит + перлит; игольча¬
тый феррит + перлит + бейнит + мартенсит; бейнит +
мартенсит; мартенсит (рис. 1).
Проверка полученных результатов кинетики пре-
врапіений стали КП-Т на материале бандажных изде-
Рис. 2. Микроструктуры стали БЛ-Т плавки 52085 (табл. 2)
по ТУ у 35.2-23365425-628:2008 после охлаждения со скоро¬
стями, °С/с: а - 0,15; б - 10,0; в - 19,0; г- 38,0 (хЮОО)
ЛИЙ БЛ-Т ПО ТУ у 35.2-23365425-628:2008 (табл. 2)
подтверждает идентичность изученных закономерно¬
стей структурообразования (рис. 2) для обоих видов
железнодорожной продукции нового поколения.
На этой основе были определены и внедрены в
реальное производство ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ»
оптимальные режимы термического упрочнения вы¬
сокопрочных колес и бандажей [3, 4].
Полученные в работе данные и их промышлен¬
ная проверка [7] в условиях ОАО «ИНТЕРПАЙП
НТЗ» позволили с января 2010 г. ввести в действие
новый нормативный документ ТУ У 35.2-23365425-
641:2009 «Бандажи черновые локомотивные повы¬
шенных прочности и износостойкости» (табл. 2). Но¬
вые показатели механических характеристик и сред¬
ства их достижения через управление кинетически¬
ми параметрами структурообразования приняты в ка¬
честве технических требований нового Межгосудар¬
ственного стандарта ГОСТ 10791 «Колеса цельнока¬
таные. Технические условия», окончательная редак¬
ция которого согласована и принята в августе 2009 г


68


Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Выводы
1. В работе методами дилатометрического, ми¬
кроструктурного исследований и анализа механичес¬
ких свойств изучена кинетика формирования струк¬
туры микролегированной ванадием высокопрочной
колесно-бандажной стали по ТУ У 35.2-23365425-
600:2006 и ТУ У 35.2-23365425-628:2008.
2. Установлено, что в интервалах скоростей
охлаждения до ~7 °С/с; 7-17; 17-21 и >21 °С/с в ста¬
ли изменяется характер фазовых превращений при
непрерывном охлаждении аустенита: диффузионный

· сдвигово-диффузионный >· сдвиговый. Каждый
из них характеризуется совокупностью специфичес¬
ких структурных состояний: феррит + перлит; иголь¬
чатый феррит + перлит + бейнит + мартенсит; бейнит
+ мартенсит; мартенсит.
3. По результатам работы построена термокине¬
тическая диаграмма превращения аустенита при не¬
прерывном охлаждении колесно-бандажной ста¬
ли марки «Т» по ТУ У 35.2-23365425-600:2006 и
ТУ У 35.2-23365425-628:2008.
4. Полученные в работе данные и их промыш¬
ленная проверка в условиях ОАО «ИНТЕРПАИП
НТЗ» позволили с января 2010 г ввести в действие
новый нормативный документ ТУ У 35.2-23365425-
641:2009 «Бандажи черновые локомотивные повы¬
шенных прочности и износостойкости». Новые пока¬
затели механических характеристик и средства их до¬
стижения через управление кинетическими параме¬
трами структурообразования приняты в качестве тех¬
нических требований нового Межгосударственного
стандарта ГОСТ 10791 «Колеса цельнокатаные. Тех¬
нические условия».
5. Разработанная термокинетическая диаграмма
превращения аустенита низколегированных сталей
может быть использована для оптимизации режимов
термического упрочнения других деталей из микро¬
легированных ванадием сталей.
Библиографический список
1. Комплексна програма оновлення залізничного
рухомого складу Украши на 2008-2020 роки. - К.:
Укрзалізниця, 2009. - 299 с.
2. Davenport E.S., Bain E.G. Transformation ofAus-
tenite at Constant Subcritical Temperatures // Trans.
Met. Soc.AIME. - 1930. - Vol. 90. - P. 117-128.
3. Узлов И.Г., Узлов К.И., Перков О.Н. Высоко¬
прочные железнодорожные колеса из микролеги¬
рованной ванадием стали // Металлург и горно-
руд. пром-сть. - 2004.- № 1. - С. 84-88.
4. Локомотивные бандажи с повышенными нроч-
ностными и вязкими характеристиками / И.Г.
Узлов, К.И. Узлов, А.В. Кныш, А.Н. Хулин // Ме¬
таллург и горноруд. пром-сть. - 2008. - № 4. - С.
66-70.
5. Коган Л.И., Файлевич Г.А., Энтин Р.И. Иссле¬
дование условий и механизма образования Вид-
манштеттового феррита в сталях // Физика метал¬
лов и металловедение. - 1969. - Выи. 4, т. 27. - С.
693-702.
6. Термокинетические диаграммы превращения
аустенита колесной стали / М.Ф. Евсюков, В.И.
Узлов, Е.А. Шаповал, Е.С. Романенко // В сб.
«Производство термически обработанного прока¬
та». - М.: Металлургия, 1986. - С. 76-79.
7. Оптимальное структурное состояние микроле¬
гированных ванадием колесно-бандажных ста¬
лей нового поколения, обеспечивающее сочета¬
ние высоких показателей твердости, прочности
и ударной вязкости / И.Г. Узлов, К.И. Узлов, А.В.
Кныш, А.Н. Хулин, Ж.А. Дементьева // Строи¬
тельство, материаловедение, машиностроение:
Сб. научн. тр. - Днепропетровск: ПГАСА, 2010.
- Вып. 53. - С. 43-48.
8. Евсюков М.Ф. Дифференциальный дилатометр
АД-80 // Приборы и техника эксперимента. - 1990.
-№3.-С. 246.

Поступила 11.05.2010






ВНИМАНИЮ АВТОРОВ!


В редакции можно приобрести по льготной цене авторские
экземпляры журнала. Просим заблаговременно подать заявкудля
формирования тиража.

контактный телефон (факс) 0562-46-12-95






© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4






69



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
УДК 669.018.24:620.178
Вакула Л.А. /к.т.н./, Краснопольский В.М.
УкрГНТЦ «Энергосталь»
Наука
Фомин В.И., Бекетов И.В.
ОАО «Оскольский электрометаллургический
комбинат»

Влияние последеформационной паузы на структуру и свойства
ускоренно охлажденных подшипниковых сталей
Исследовано влияние паузы между окончанием прокатки и началом ускоренного охлаждения
на микроструктуру и свойства проката из подшипниковых сталей на стане 350 ОАО «ОЭМК».
Рекомендовано максимально уменьшать паузу для чего необходимо устройство ускоренного
охлаждения располагать на минимальном расстоянии от последней клети, начинать охлаждение
с первой его секции, в качестве чистовой использовать последнюю клеть стана. Ил. 1. Табл. 5.
Библиогр.: 1 назв.

Ключевые слова: ускоренное охлаждение, температура самоотпуска, микроструктура,
карбидная сетка, величина зерна, твердость

Effect of interval between rolling end and start of accelerated cooling on the mic
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·ess
Ha стане 350 ОАО «Оскольский электрометал¬
лургический комбинат» (ОАО «ОЭМК») использу¬
ется промышленная технология термомеханической
обработки (ТМО) проката подшипниковых сталей
диаметром 34-78 мм, основной целью которой явля¬
ется уменьшение величины остатков карбидной сет¬
ки (ОКС) за счет последеформационного ускоренно¬
го охлаждения проката до температуры самоотпуска
(Тсо' 690-630 °С.
На большей части размерного сортамента прово¬
дится непрерывное охлаждение проката в четырех-
восьми секциях охлаждаюпіего устройства. Преры¬
вистое охлаждение используется в отдельных случа¬
ях на профилях средних диаметров, при производ¬
стве которых есть необходимость норезки летучими
ножницами, расположенными между четвертой и пя¬
той секциями охлаждаюпіего устройства [1].
Данная технология позволяет на большей части
размерного сортамента горячекатаного проката (до
отжига) уменьшить балл остатков карбидной сетки
до 3 без изменения основных технологических па¬
раметров прокатки. Также достигается уменьшение
размера действительного зерна проката - в среднем
с балла 6-7 до балла 7-10. С увеличением диаметра
проката эти эффекты несколько снижаются, прежде
всего, в центре сечения профилей, также возрастает
разница в величине остатков карбидной сетки в цен¬
тре сечения проката и поверхностных слоях.
Снижение влияния ускоренного охлаждения на
структуру и свойства проката при увеличении его ди¬
аметра вызвано следуюпіими факторами:
- увеличением продолжительности последефор¬
мационной паузы в связи с уменьшением скорости
прокатки;
- уменьшением скорости охлаждения централь¬

ных слоев;
- увеличением температуры самоотпуска и пре¬
вышением требуемых значений на прокате макси¬
мальных диаметров в связи с ограниченной длиной
охлаждаюпіего устройства.
Для исследования влияния этих параметров на
структуру и свойства подшипниковой стали были
проведены промышленные эксперименты, в процес¬
се которых варьировали величину последеформа¬
ционной паузы и продолжительность ускоренного
охлаждения проката. Это достигалось за счет вклю¬
чения или нескольких первых (в соответствии с дей-
ствуюпіей технологической инструкцией), или не¬
скольких последних по ходу прокатки секций охлаж-
даюпіего устройства.
Температура конца прокатки составила 990-
1020 °С. Режимы последеформационного ускоренно¬
го охлаждения проката приведены в табл. 1.
В связи с различной длиной первых и послед¬
них четырех секций охлаждаюпіего устройства дли¬
на пути ускоренного охлаждения при изменении про¬
должительности последеформационной паузы не¬
сколько отличалась. Так, на профилях диаметром 34
и 48 мм она увеличилась с 19 до 20 м или на 5 %, а
на профиле диаметром 62 мм - уменьшилась с 29 до
27 м, или на 7 %. Эту разницу компенсировали изме¬
нением давления воды в охлаждаюпіих секциях с тем,
чтобы температура самоотпуска ускоренно охлажден¬
ного проката изменялась не более чем на 5 %. В ре¬
зультате температура самоотпуска находилась в пре¬
делах 640-700 °С. При этом, продолжительность по¬
следеформационной паузы для всех профилей увели¬
чилась примерно в 1,5 раза - от 45 % на профиле ди¬
аметром 34 мм до 64 % на профиле диаметром 48 мм.
Исследовали влияние носледеформационной пау-
I Вакула Л.А., Краснопольский В.М., Фомин В.И., Бекетов И.В., 2010 г.

70

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Таблица 2. Твердость проката по Роквеллу


































а б
Рисунок. Микроструктура проката диаметром 48 мм из ста¬
ли марки ШХ15 после ускоренного охлаждения в соответ¬
ствии с технологической инструкцией (а) и в эксперимен¬
те (б)
зы на величину действительного зерна, остатков кар¬
бидной сетки, карбидной ликвации, карбидной по¬
лосчатости, глубину слоя ТМО и твердость метал¬
о»
ч
I

©
О
U
©


Я"

а
©
-"-


©






Я"
ё
ее
Н
ла. Основные результаты исследований изложены в
табл. 2-5. Полученные данные показали, что увели¬
чение продолжительности последеформационной па¬
узы при практически неизменной температуре само¬
отпуска привело к повышению твердости по сече¬
нию проката (табл. 2). Так, твердость проката диаме¬
тром 34 мм на середине радиуса повысилась от 35-
36,5 HRC до 51,5-56 HRC (т.е., примерно на 16-
19 HRC), а в центре сечения - от 32,5-37 HRC до
55 HRC (т.е., примерно, на 18-22 HRC). При увели¬
чении диаметра проката прирост твердости снизился,
так на диаметре 48 мм он составил 8-10 HRC, а на ди¬
аметре 62 мм - 4-7 HRC.
Увеличение продолжительности последеформа¬
ционной паузы способствовало увеличению действи¬
тельного зерна на 0,5-1,0 балл (табл. 3, рисунок).
В совокупности это свидетельствует о частичном,
по крайней мере, прохождении процесса рекристал¬
лизации, в результате которого произошло повыше¬
ние устойчивости аустенита и снижение темнерату-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

71





МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

Таблица 3. Оценка размера действительного
зерна но ГОСТ 5639-82









Таблица 4. Глубина слоя ТМО

























ры у-а превращения.
Глубина слоя ТМО (закаленного на мартенсит
и отпущенного новерхностного слоя) при увеличе¬
нии диаметра проката от 34 до 62 мм повысилась от
0,3-0,4 до 1,3-1,4 мм (табл. 4). Это объясняется уве¬
личением глубины частично обезуглероженного слоя,
связанное с уменьшением вытяжки раската при уве¬
личении диаметра профиля, повышением времени
его свободного охлаждения при прокатке, а также по¬
вышением устойчивости аустенита при увеличении
продолжительности последеформационной паузы.
Особо следует отметить, что максимальное уве¬
личение продолжительности последеформационной
·
паузы для проката диаметром 48 и 62 мм привело в "
некоторых опытах к увеличению балла остатков кар- ®
бидной сетки до 4-5 (табл. 5). Это также можно объ¬
яснить прохождением процесса вторичной рекри-
·
сталлизации, следствием чего является уменьшение §
степени дефектности структуры и количества карби- g
дов, выделившихся внутри зерен. ®
Не установлено влияние длительности последе- q
формационной паузы при ее изменении в указанных
·
пределах на карбидную ликвацию и карбидную по- ее
лосчатость.

Н

72

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4






МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Выводы
1. Увеличение продолжительности последефор-
мационной паузы примерно в 1,5 раза (с 6-9 с до 9-
14 с) при ТМО проката диаметром 34-62 мм из под¬
шипниковых сталей приводит к увеличению:
- остатков карбидной сетки на 1-2 балла;
- твердости горячекатаного проката на 5-20 HRC;
- глубины слоя ТМО на 0,05-0,1 мм;
- действительного зерна на 0,5-1 балл.
2. Эффективность ускоренного охлаждения прока¬
та из подшипниковых сталей возрастает с уменьшени¬

участков для ускоренного охлаждения проката охлаж-
даюпіее устройство следует располагать на минималь¬
но возможном расстоянии от последней клети стана с
выполнением в ней последнего прохода.

Библиографический список
1. Улучшение качества проката из подшипнико¬
вых сталей после ускоренного охлаждения на ста¬
не 350 ОАО «ОЭМК» / Л.М. Кветной, А.А. Уга¬
ров, Н.А. Шляхов и др. // Сталь. - 2006. - № 5.
-С. 111-114.
ем носледеформационной паузы. При проектировании
Поступила 11.03.2010


УДК 669.131.7:669.13.017:620.18.005
Узлов К.И. /к.т.н./, Борисенко А.Ю. /к.т.н./, Хулин А.Н. Сухомлин В.И. /к.т.н
Институт черной металлургии НАНУ Днепродзержинский ГТ
·
Анализ характера разрушения промышленных изделий
из высокопрочных бейнитных чугунов в зависимости от
структурного состояния их матрицы
Изучены механические свойства, микроструктура матрицы и характер разрушения БЧШГ
после аустемперинга в интервале температур 260-420 °С. Установлен негармонический характер
функции изменения механических свойств в различных температурных интервалах изотермической
выдержки. Показана зависимость негармонического поведения функции механических свойств от
структурного состояния матрицы. Фрактографически проиллюстрирована связь характера
разрушения БЧШГ с типом их металлической матрицы. Ил. 3. Табл. 1. Библиогр.: 9 назв.

Ключевые слова: чугун с шаровидным графитом, аустемперинг, металлическая матрица,
нижний бейнит, верхний бейнит, структура, электронная микроскопия, разрушение, фрактография,
механические свойства, твердость, пластичность

Mechanical properties, microstructure of matrix and fracture pattern ofbainite cast-iron after austempering in
the range of temperatures 260-420 °C are studied. N
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·hardness, plasticity



.1


Наука

Состояние вопроса
Известно, что микроструктура продуктов бейнит-
ной реакции распада аустенита зависит от температу¬
ры промежуточного преврапіения [1]. По данным ав¬
торов [1, 2], в определенных температурных интерва¬
лах преврапіения формируются «смешанные» струк¬
туры изотермического распада. Согласно предложен¬
ной М. Такахаши и X. Бгадешиа [3] модели, в ходе
развития бейнитной реакции, которая идет с форми¬
рованием нижнего бейнита, наблюдается ее переход в
стадию формирования верхнего бейнита, что связан¬
но с насыпіением аустенита углеродом.
Предложенная модель опирается на фундамен¬
тальные положения А.Б. Гренигера и А.Р. Трояно [4]
о «феномене незавершенной реакции». Согласно это¬
му «феномену», аустенит при бейнитном преврапіе-
нии разделяется на высокоуглеродистые и низкоугле¬
родистые участки. По «релаксационной теории по-

© Узлов К.И., Борисенко А.Ю., Хулин А.Н., Сухомлин В.И., 2010 г.

лиморфного преврапіения» Г.В. Курдюмова и А.Л.
Ройтбурда [5], в пределах каждого участка реализу¬
ется свой механизм релаксации, вследствие чего пре-
врапіение аустенита в каждом таком участке опреде¬
ляется своей С - образной диаграммой.
При этом, по данным А.А. Жукова [6], бейнитное
преврапіение в чугунах сопровождается быстротеч¬
ным «предрасслоением аустенита» на две у-фазы -
обедненную и обогапіенную углеродом. Связано это
с тем [7], что на кривых концентрационной зависимо¬
сти Гиббса появляется участок с отрицательной кри¬
визной, где размепіается «спинодальный» интервал
Ван-дер-Ваальса.
Интервал температур аустемперинга 300-360 °С,
по данным [8], характеризуется наличием «смешан¬
ных» [1, 2] структурных состояний. В этой связи,
учитывая фундаментальные положения [1, 2, 7], мож¬
но сформулировать предположение о том, что пали-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

73



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Таблица. Содержание основных компонентов в ЧШГ производства ЗАО «РЛЗ» в сопоставлении с
рекомендуемыми требованиями ДСТУ 3925-99











чие одновременно двух исходных (с точки зрения ре¬
акции сдвигово-диффузионного превращения) у-фаз
и определяет морфологические особенности бейнит-
пых агрегатов, сосуществование которых в области
«переходных» структур и связанное с этим негармо¬
ническое поведение функций механических свойств
[8] обусловливает их специфическое поведение и, как
следствие, характер разрушения изделий.
Задачей настоящего исследования был деталь¬
ный электронно-микроскопический анализ морфоло¬
гических типов бейнитной матрицы, формирующих¬
ся при различных параметрах аустемперинга в бей-
нитных чугунах с шаровидным графитом (БЧШГ), с
целью идентификации характера фрактограмм раз¬
рушения и установления мероприятий по оптимиза¬
ции режимов термического упрочнения изделий для
повышения их эксплуатационной надежности.
Материал и методика исследований
Материалом настоящего исследования был чу¬
гун с шаровидным графитом (ЧШГ) промышленно¬
го производства ЗАО «Ровненский литейный завод»
(ЗАО «РЛЗ»), имеющий в состоянии поставки для
последующей термообработки методом изотерми¬
ческой закалки (аустемперинга) в ООО «А. Стаки-
Рейл» феррито-перлитную микроструктуру матрицы.
Химический состав ЧШГ производства ЗАО «РЛЗ»
в сопоставлении с рекомендуемыми требованиями
ДСТУ 3925-99 «Чугун с шаровидным графитом для
отливок. Марки» приведен в таблице. Анализ табли¬
цы свидетельствует о соответствии объекта анализа
но содержанию компонентов марке чугуна ВЧ400-15
по ДСТУ 3925-99.
Режимы изотермической закалки (аустемперин¬
га) ЧШГ с целью достижения норм, регламентиро¬
ванных ТУ У 27.1-23365425-604:2006 «Чугун с шаро¬
видным графитом изотермически упрочненный ме¬
тодом аустемперинга для отливок» для БЧШГ, назна¬
чали с учетом технологических возможностей про¬
мышленного оборудования украинского производи¬
теля этого вида продукции - ООО «А. Стаки-Рейл»
[9]. Методическое обеспечение аустемперинга ЧШГ
в экспериментальных условиях подробно рассмотре¬
но в работе [8].
Проведение структурного анализа и приготовле¬
ние объектов исследований реализовывали по ГОСТ
3443-87 «Отливки из чугуна с различной формой гра¬
фита. Методы определения структуры». Для каче¬
ственного выявления микроструктуры при растро-
240 280 320 360 400 440
Температура солевого расплава, "С














240 280 320 360 400 440
Температура солевого расплава, "С
Рис. 1. Зависимость величин твердости (а) и относитель¬
ного удлинения (б) исследованных БЧШГ от температуры
аустемперинга

вом электронно-микроскопическом анализе полиров¬
ку образцов осуществляли также электролитическим
способом в хромово-уксусном электролите.
Объектами фрактографического исследования
были термически упрочненные БЧШГ (после ау¬
стемперинга при температурах 260-420 °С) после
испытания на растяжение. Окончательную очист¬
ку шлифов и поверхностей разрушения производи¬
ли ультразвуковым методом. Растровые электронно-
микроскопические и фрактографические исследова¬
ния проводили на микроскопе РЭМ-106-И. Ускоряю¬
щее напряжение и увеличения указаны на представ¬
ленных микрофотографиях.
Механические свойства и твердость БЧШГ по¬
сле аустемперинга при разных температурах изотер¬
мической выдержки определяли по ГОСТ 1497-84
«Металлы. Методы испытания на растяжение» и по
74
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
7,5 %, после чего эта характери¬
стика практически пе изменяет¬
ся и остаётся па уровне 7,5-8,0
% при температурах 380 - 420 °С
(рис. 16).
а













в












д



































ЗО.ООк$ xS.OOk lOum
Проведенные исследования
позволяют сделать вывод о том,
что в исследованном интерва¬
ле температур изотермической
выдержки максимальную твер¬
дость бейнитный чугун с шаро¬
видным графитом приобретает
при 260 °С, а наибольшие значе¬
ния его пластичности достига¬
ются при 380-420 °С. То есть со-
ответствуюш,ие характеристики
обеспечиваются формировани¬
ем характеристических струк¬
турных состояний матрицы
«нижний» или «верхний» бей-
нит в первом и во втором случа¬
ях [8]. Изменение гармоническо¬
го характера поведения функций
механических свойств в указан¬
ных температурных интервалах
(260-320; 320-360; 360-420 °С)
явилось предметом специально¬
го детального анализа структу-
рообразования матрицы БЧШГ
в ходе промышленной реализа¬
ции аустемперинга нри указан¬
ных температурах изотермиче¬
ской выдержки.
Рис. 2 иллюстрирует спра¬
ведливость сформулированно-
ГО выше вывода. Рис. 2а сви¬
Рис. 2. Растровые электронно-микроскопические изображения
приготовление образцов; б, в, д - злектрополировка) структур
аустемперинга при температурах, °С: а - 280; б, в - 320; г, д - 380
(а, г, е - механическое
матрицы БЧШГ после
е-420
детельствует о том, что в ин¬
тервале температур до 320
°С в матрице БЧШГ форми¬
ГОСТ 9012-59 «Металлы и сплавы. Метод измерения
твердости по Бринеллю».
Результаты исследований и их обсуждение
Результаты механических испытаний представ¬
лены на рис. 1а, б. Как видно на рис. 1а, при повы¬
шении температуры солевого расплава от 260 до
320 °С твердость БЧШГ снижается практически пря¬
молинейно от 486 НВ при 260 °С до 350 НВ при
320 °С. В интервале температур 320-360 °С наблю¬
дается снижение интенсивности падения твердости
(350>329 НВ), что свидетельствует, очевидно, о фор¬
мировании в этом интервале переходных структур от
«нижнего» к «верхнему» бейниту [8]. При температу¬
рах 360-420 °С тенденция к активному прямолиней¬
ному падению твердости БЧШГ (329>241 НВ) воз¬
обновляется.
По - другому обстоит дело с пластично¬
стью БЧШГ - при повышении температу¬
ры изотермической выдержки от 260 до 360 °С
«5j» интенсивно возрастает с достижением значения
руется типичная для «нижнего» бейнита «мар-
тенситонодобная» структура, которая законо¬
мерно определяет высокую твердость изделия
(рис. 1а) и крайне низкий уровень пластических ха¬
рактеристик (рис. 16).
Интервал температур 320-360 °С характеризуется
«спинодальным расслоением» аустенита [6] с образо¬
ванием двух твердых растворов у-фазы, содержаш:их
принципиально различное количество растворенно¬
го углерода. Такое явление закономерно приводит к
специфической кинетике структурообразования бей-
нитной а-фазы на базе каждого из них. В результа¬
те, в БЧШГ наблюдается образование «смешанных»
структур матрицы (рис. 26, в).
На рис. 26 представлены взаимно переплетенные
агрегаты преимупіественно игольчатой морфологии
и участки микроструктуры бейнита с «тонким опе¬
рением» а-фазы. Рис. 2в иллюстрирует факт образо¬
вания игольчатых кристаллов по границам исходного
аустенитного зерна и массовое расположение «пери¬
стых» структур в теле зерна материнской фазы, рас-
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
75



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

на торможения роста пластично¬
сти, начиная от 380 °С (рис. 16),
при непрерывном падении твер¬
дости (рис. 1а) требует отдельно¬
го разъяснения с привлечением
а











в











д

фрактографического метода ис¬
следований.
Следовательно, наличие в
установленных выше трех темпе¬
ратурных интервалах различных
структурных состояний матрицы
(«нижний» бейнит с игольчатой
морфологией а-фазы, «смешан¬
ная» структура, «верхний» бей¬
нит с «неристой» морфологией)
и объясняет негармонический ха¬
рактер поведения функций тер¬
мической зависимости механи¬
ческих характеристик. Очевид¬
но, что такое поведение свойств
закономерно должно отразиться
и на особенностях механизмов
разрушения БЧШГ после их ау¬
стемперинга при определенных
температурах с формированием
соответствуюпіих структур ма¬
трицы.
Результаты фрактографиче-
ских исследований разрушенных
образцов БЧШГ после их аустем¬
перинга представлены на рис. 3.
Микрофотографии на рис. За,
ЗО.ООк$ х250
20Quni
ЗО.ООк$ хІ.ООк 50 um
б иллюстрируют факт наличия
Рис. 3. Фрактограммы образцов БЧШГ При температуре аустемперинга
в - 320; г - 360; д, е - 380
°С: а, 6-280;
межзеренного хрупкого разру¬
шения образца нри формирова¬
падающейся во вторую очередь, то есть после форми¬
рования по границам «пробейнитного феррита» [2]
и, как следствие, изменения степени насыщенности
остаточного аустенита [5]. С повышением температу¬
ры от 320 до 360 °С количественное соотношение со-
ставляюпіих с «игольчатой» и «перистой» морфоло-
гиями изменяется с нарастанием доминирования но-
следней. При этом пластичность сплава увеличива¬
ется (рис. 16), а твердость снижается незначительно
(рис. 1а). Это, невзирая на количественные отличия,
по нашему мнению, объясняется качественно оди¬
наковым структурным состоянием матрицы БЧШГ в
анализируемом температурном интервале.
Как видно на рис. 2г, д, температуры формирова¬
ния «верхнего» бейнита (360-420 °С), обеспечиваю-
ш,ие высокую диффузионную подвижность раство¬
ренных в у-фазе атомов элементов, обусловливают
сдвигово-диффузионную перекристаллизацию у»-а
с формированием «неристых» бейнитных агрегатов,
которые характеризуются наивысшими, из возмож¬
но достижимых, показателями пластичности (рис.
16) и наименьшей твердостью (рис. 1а). При темпе¬
ратурах близких к 420 °С, помимо того, наблюдает¬
ся массовый распад остаточного аустенита с форми¬
рованием мартенситных кристаллов (рис. 2е). Причи-
нии в нем структуры нижнего бейнита в области тем¬
ператур до 300 °С, что хорошо согласуется с данны¬
ми рис. 16. На рис. 36 отчетливо видны фасетирован-
ные поверхности транскристаллитного скола, харак-
теризуюш,ие хрупкий излом и ступеньки ручьистых
узоров как результат сколов второго порядка, т.е. как
продукт объединения плоскостей в направлении рас¬
пространения трепіины разрушения. Таким образом,
формирование «мартенситоподобного» нижнего бей¬
нита в матрице БЧШГ (рис. 2а) при обеспечении вы¬
соких показателей твердости (рис. 1а) обусловливает
крайне низкий уровень пластических характеристик
(рис. 16).
Переход в интервал температур 320-360 °С сопро¬
вождается наличием механизма смешанного разруше¬
ния (рис. Зв, г). На рис. Зв, г микроструктурно пред¬
ставлены локальные акты микропластичности, ин¬
тергранулярным отображением которых являются в
изломах деформационные гребни и ямки отрыва (рис.
Зг). О смешанном механизме разрушения в данном
случае свидетельствуют сколы межзеренного разру¬
шения (рис. Зв) и участки хрупкого транскристаллит¬
ного квазискола (рис. Зг). Поэтому при повышении
температуры в анализируемом интервале формирова¬
ния «смешанных» структур (рис. 26, в), в ходе изме-
76
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

нения соотношения структурных составляющих раз¬
личных морфологических типов твердость (рис. 1а)
практически не меняется, а относительное удлинение
(рис. 16) непрерывно растет с увеличением количе¬
ства перистого бейнита (рис. 2в).
В области температур формирования «верхне¬
го» бейнита (380-420 °С) разрушение носит пласти¬
ческий характер, о чем свидетельствуют преимупіе-
ственно равноосные ямки отрыва (рис. Зе). На рис. Зе
представлены деформационные гребни, иллюстриру-
юш,ие перманентно развиваюш,ийся процесс вязко¬
го транскристаллитного разрушения. Наряду с этим,
в местах нарушения сплошности матрица - сфериче¬
ский графит наблюдаются зоны интергранулярного
скола (рис. Зд). Этим, по нашему мнению, и объяс¬
няется явление остановки показателя относительно¬
го удлинения (рис. 16) при непрерывном понижении
твердости (рис. 1а). То есть, в данном случае само на¬
личие, пускай даже сферического, но инородного по
своим свойствам относительно металлической осно¬
вы, графита в структуре БЧШГ является лимитирую-
піим фактором развития пластических характеристик
материала, независимо от состояния «верхнего» бей¬
нита матрицы (рис. 2г-е).
Установленные в работе закономерности струк-
турообразования матрицы БЧШГ по ТУ У 27.1-
23365425-604:2006 в широком температурном интер¬
вале аустемперинга и связанные с этим особенности
механизмов разрушения позволили ООО «А. Стаки-
Рейл» прогнозируемо назначать режимы термическо¬
го упрочнения изделий со специфическими условия¬
ми эксплуатации:
- БЧШГ с матрицей «нижний» бейнит - фрикци¬
онные элементы тележек грузовых вагонов с высо¬
кой твердостью и износостойкостью без специаль¬
ных требований к пластическим и вязким характери¬
стикам материала;
- БЧШГ с матрицей «верхний» бейнит - конструк¬
ционные элементы с высокими показателями прочно¬
сти, пластичности и вязкости без специальных тре¬
бований к твердости и контактно-усталостной изно¬
состойкости (заьспадные элементы железобетонных
шпал, головки и штуцеры соединительных рукавов
тормозных магистралей вагонов);
- БЧШГ с «переходной» матрицей («смешанной»
структурой) - детали, обладаюш,ие способностью
к упрочнению в ходе эксплуатации под воздействи¬
ем деформационного фазового преврапіения при ди¬
намической нагрузке (исполнительные элементы ка¬
рьерных и дорожных машин - зубья экскаваторов,
лезвия бульдозеров и др.).

Выводы
1. Исследованиями механических свойств БЧШГ
по ТУ У 27.1-23365425-604:2006 установлен негар¬
монический характер поведения функций соответ-




































































·
ствуюпіих показателей в температурных интервалах
260-320; 320-360; 360-420 °С. Зафиксированы макси¬
мальная твердость БЧШГ при 260 °С и наибольшие
значения его пластичности при 380-420 °С.
2. Показано, что наличие в установленных трех
температурных интервалах различных структурных
состояний матрицы («нижний» бейнит с игольчатой
морфологией а-фазы, «смешанная» структура, «верх¬
ний» бейнит с «неристой» морфологией) объясняет
негармонический характер поведения функций тер¬
мической зависимости механических характеристик.
3. Фрактографически проиллюстрирован факт
зависимости типа разрушения БЧШГ от температу¬
ры аустемперинга в характеристических температур¬
ных интервалах - хрупкое межзеренное разрушение
нри формировании матрицы «нижний» бейнит; вяз¬
кое транскристаллитное разрушение БЧШГ с матри¬
цей «верхний» бейнит и смешанный механизм разру¬
шения нри наличии матрицы с «переходной» струк¬
турой.

Библиографический список
1. Курдюмов Г.В., Утевский Л.М., Энтин Р.И. Пре-
врапіения в железе и стали. - М.: Наука, 1977. -
236 с.
2. Bhadeshia H.K.D.H. Bainite in Steels. 2"'' Edition.
The University Press. - Cambridge, 2001. - 454 p.
3. Takahashi M., Bhadeshia H.K.D.H. A Model for
Transition from Upper to Lower Bainit
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Жуков A.A. К истории выявления снинодально-
го предрасслоения аустенита в бейнитных желе¬
зоуглеродистых сплавах // Металловедение и тер¬
мическая обработка металлов. - 2001. - № 2 - С.
12-14.
7. Жуков А.А. Геометрическая термодинамика
сплавов железа. - М.: Металлургия, 1971. - 272 с.
8. Влияние температуры изотермической выдерж¬
ки при аустемперинге на механические свойства
высокопрочного чугуна / К.И. Узлов, А.Н. Хулин,
Ж.А. Дементьева и др. // В сб. «Фундаментальные
и приьспадные проблемы черной металлургии». -
К.: Наукова Думка, 2008. - Вып. 18. - С. 175-178.
9. Промышленное освоение технологии аустем¬
перинга чугунов с шаровидным графитом на
предприятии «А. Стаки-Рейл» / К.И. Узлов, А.Н.
Хулин, Ж.А. Дементьева и др. // Металлург и гор-
норуд. пром-сть. - 2006. - № 4. - С. 79-81.

Поступила 17.05.2010


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4


77



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
УДК 621.771
Давыдов И.е., Ракова И.В.
ОАО «Алчевский МК»
Производство
Луцкий М.Б. /К.Т.Н./, Луценко В.А. /д.т.н./, Боровик П.В. /к.т.н./
Донбасский ГТУ
Получение требуемого уровня механических свойств листов с
использованием тепла прокатного нагрева
Приведены результаты экспериментальных исследований возможности получения
необходимого уровня механических свойств листов из низколегированной стали при
термообработке с использованием тепла прокатного нагрева. Ил. 1. Табл. 2. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: термическая обработка, нормализация, прокатка, толстый лист,
механические свойства

Results of
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Основными задачами при производстве прокат¬
ной продукции, в том числе и листовой, является обе¬
спечение высокого качества нри минимальных затра¬
тах и максимальной производительности. Одним из
наиболее раснространенных путей получения необ¬
ходимого уровня механических свойств горячеката¬
ного проката является его термическая обработка по
различным технологическим процессам, которая свя¬
зана с достаточно высоким расходом энергии, отлича¬
ется низкой производительностью и требует наличия
специального оборудования.
Классическая нормализация с отдельного нагрева
в ОАО «Алчевский МК» (ОАО «АМК») проводится
в условиях толстолистового стана 3000. Данный вид
термической обработки обеспечивает получение не¬
обходимого уровня механических свойств и структу¬
ры металла, однако имеет и свои недостатки, такие
как, необходимость иметь в своём составе большое
количество термических печей, повышенный расход
электроэнергии и топлива на нагрев проката практи¬
чески с нуля, также повышенное окалинообразова-
пие, которое приводит к появлению дефектов на ли¬
стах в виде раковин - вдавов, получаемых после прав¬
ки в роликоправильных машинах.
Возможно проведение классической нормализа¬
ции и на стане 2250 ОАО «АМК», однако область её
применения резко ограничена и неизбежно влечёт за
собой необходимость перепланирования нроизвод-
ственного процесса под данный вид термической об¬
работки, дополнительные крановые операции по схе¬
ме листоотделка-стан-печь. Поэтому альтернати¬
вой ьспассической нормализации с отдельного нагре¬
ва является нормализация с использованием старто¬
вого тенла прокатного нагрева 550-750 °С в потоке
прокатного стана. В связи с тем, что горячая прокат¬
ка на стане 2250 ОАО «АМК» производится при тем¬
пературах, соответствуюпіих температурам термиче¬
ской обработки или незначительно отличаюпіихся от
них, целесообразным является осупіествлять терми¬
ческую обработку металлопроката непосредственно
с прокатного нагрева [1].

) Давыдов И.Е., Ракова И.В., Луцкий М.Б., Луценко В.А., Боровик П
Таблица 1. Результаты опытно-промышленной
прокатки и термообработки листов из стали
А516-70






















Химический состав плавок, %: С 0,22; Мп 1,15-
1,17; Si 0,32-0,33; V0,015; Al 0,023-0,028
Следует отметить, что технология нормализую-
піей прокатки по температурному режиму и структу¬
ре применима для толпіин более 5 мм и представля¬
ет собой процесс прокатки, осупіествляемый в ниж¬
ней области стабильного аустенита с целью получе¬
ния структуры и свойств аналогичных полученным
после нормализации. Кроме этого, не все стандар¬
ты допускают замену нормализации нормализую-
піей прокаткой. Например, невозможна замена нор¬
мализации нормализуюпіей прокаткой по стандартам
ASTM, марка стали ASTM А516/А516М, которая тре¬
бует проведения только нормализации [4].
Анализ литературных источников но вопросу тер¬
мообработки с прокатного нагрева показал, что пода-
вляюпіее большинство трудов посвяпіено путям ин¬
тенсификации технологии упрочнения стального
проката методом закалки с прокатного нагрева, с це-
В., 2010 г.

78

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Таблица 2. Режимы термообработки и механические свойства исследуемых марок стали
























лью получения более высокого комплекса механиче¬
ских свойств [3].
Что касается нормализации с прокатного нагре¬
ва, то известен способ получения высоких характе¬
ристик ударной вязкости на уровне 0,74 МДж/м
· и
улучшенной пластичности методом регулируемого
охлаждения листов марки 17Г1С толщиной 20 мм пе¬
ред нормализацией с горячего посада в потоке стана
3600 ОАО «МК «Азовсталь». При этом, мониторинг
вязкопластических характеристик на стане 3600 ОАО
«МК «Азовсталь» производился как после ьспассичес-
кой нормализации с холодного посада, так и после ре¬
гулируемого охлаждения с последующей нормализа¬
цией с прокатного нагрева [2].
Целью данной работы является исследование воз¬
можности получения листов с требуемым уровнем
механических свойств за счет применения нормали¬
зации с прокатного нагрева для условий стана 2250
ОАО «АМК». В условиях стана 2250 были проката¬
ны и термообработаны с использованием тенла про¬
катного нагрева листы из стали марки ASTM А516-70
толщиной 6,35; 8; 10; 12 мм. Для сравнительного ана¬
лиза результатов нормализации с прокатного нагрева
и ьспассической нормализации на стане 3000 произ¬
водилась прокатка и термообработка листа толщиной
10 мм аналогичной марки стали.
Режим нормализации с прокатного нагрева на
стане 2250:
- начальная температура металла перед печью
680-750 °С;
- температура проходной роликовой печи по зо¬
нам 940 °С;
- температура металла на выдаче 850-860 °С (Ас
·
= 842 °С + 10-20 °С).
Режим ьспассической нормализации на стане 3000:
- температура в термической печи по зонам 920 °С;
- температура металла на выдаче 890 °С;
- удельное время нагрева 2 мин/мм.
Толщина листа, мм

Рисунок. Зависимость балла зерна низколегированных
сталей от толщины листа при нормализации с прокатного
нагрева
Результаты опытно-промыпшенной прокатки и
термообработки листов приведены в табл. 1.
Видно, что в результате термической обработ¬
ки листов толщиной 6,35; 8; 10; 12 мм на стане 2250
ОАО «АМК» по режиму нормализации с прокатно¬
го нагрева получены стабильные механические свой¬
ства по результатам испытания металла на разрыв: по
пределу текучести (Jj = 401-442 МПа при стандарт¬
ном значении не менее 260 МПа, временному сопро¬
тивлению сг, = 574-593 МПа при стандартном зна¬
чении 485-620 МПа и относительному удлинению 5
·
= 23,5-26,0 % нри норме не менее 17,0 %. Сравнение
полученных значений с результатами механических
испытаний, проведенных после классической норма¬
лизации листа толщиной 10 мм, марка стали ASTM
А516-70, на стане 3000 ОАО «АМК» позволяет сде¬
лать вывод о том, что эти значения являются эквива¬
лентными и полностью соответствуют требованиям
стандарта спецификации ASTM А516/А516М.
Параллельно с оценкой механических свойств
производили металлографические исследования.
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
79




МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Микроструктура металла, термообработанного на
стане 2250, феррито-нерлитная. Зерно 10-9-8 балла
но 10-ти бальной шкале ГОСТ 5639-82. Сравнивая
микроструктуру листа толщиной 10 мм, нормализо¬
ванного на
· *,8
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·е
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·14
·






*
,
<
>
F
H
V
Z
n
p
r
t
Љ
Њ
љ
ћ
 
ў
В
Д
Ц
Ш
ж
и
к
м
ь
ю

·

·

·

·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·    8 : J L X Z d f
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·І
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·стане 3000, с микроструктурой металла от
листа толщиной 8 и 10 мм, нормализованного с про¬
катного нагрева на стане 2250, необходимо отметить,
что структуры эквивалентны, т. е. зерно 10-9 балла с
полосчатостью до 2,5 балла по 5-ти бальной шкале
ГОСТ 5640-68.
Кроме того, с целью проверки устойчивости пер¬
воначальной структуры к повторной термообработке
листов марки стали 09Г2С толщиной 8 мм, нормали¬
зованных с использованием тенла прокатного нагре¬
ва в условиях стана 2250 ОАО «АМК», проведены до¬
полнительные исследования. Образцы от листов по¬
сле нормализации с прокатного нагрева были подвер¬
гнуты термообработке по режиму ьспассической нор¬
мализации в лабораторных условиях (табл. 2).
Режим нормализации с прокатного нагрева на
стане 2250:
- начальная температура металла перед печью 710 °С;
- температура проходной роликовой печи по зо¬
нам 950 °С;
- температура металла на выдаче 880 °С.
Режим нормализации в лабораторных условиях:
- температура в термической печи по зонам 930 °С;
- удельное время нагрева 2 мин/мм.
По результатам металлографических исследо¬
ваний установлено, что микроструктура образцов
феррито-перлитная мелкозернистая с зерном 9-10
балла. Однако, в металле после нормализации в ла¬
бораторных условиях полосчатость О балла, в отли¬
чие от металла стана 2250, где полосчатость 1,5 бал¬
ла. Результаты испытаний образцов на разрыв по пре¬
делу текучести, временному сопротивлению, относи¬
тельному удлинению, а также ударной вязкости при
40 °С полностью удовлетворяют требованиям ГОСТ
5520-79. Таким образом, подтверждается стойкость
структурного состояния термообработки с прокатно¬
го нагрева после повторной нормализации образцов в
лабораторных условиях.
Также исследовали микроструктуру образцов,
отобранных от листов стали марки S355, толщиной
от 5 до 12 мм (12 плавок). Обработка листов произво¬
дилась в диапазоне температур в режиме нормализа¬
зернистая, зерно округлое, равноосное 10-9-8 балла,
полосчатость у поверхности образца О балла, в цен¬
тральной части по толщине листа до 2,5 балла.
В результате исследований микроструктуры ме¬
талла, отгруженного по заказам, получена зависи¬
мость балла зерна от толщины листа, прокатанного
на стане 2250 (рисунок).
Видно, что с увеличением толщины листа от 5 до
12 мм происходит уменьшение балла зерна, что ха¬
рактерно и для нормализованных листов толщиной
8-12 мм в термоотделении стана 3000. На основании
вышеизложенного можно отметить, что при норма¬
лизации с прокатного нагрева в условиях стана 2250
происходит фазовая перекристаллизация аустенитно-
го зерна в области высоких температур, придание бо¬
лее однородной структуры металла за счёт равномер¬
ного распределения избыточной составляющей (фер¬
рита), а также снижение внутренних напряжений в
стали. Получаемые микроструктура и свойства соот¬
ветствуют нормализованному листовому прокату ста¬
на 3000 с высокой устойчивостью первоначальной
структуры к повторной обработке (нормализации).
Таким образом, установлено, что применение
нормализации с прокатного нагрева листов толщиной
5-12 мм из низколегированной стали в условиях ста¬
на 2250 ОАО «АМК» позволяет получить требуемый
уровень механических свойств металла, предъявляе¬
мый к готовой продукции в состоянии поставки по¬
сле нормализации.

Библиографический список
1. Подгайский М.С., Егоров Н.Т, Заннес А.Н.
Нормализация толстолистовой стали с использо¬
ванием тенла нагрева перед прокаткой // БНТИ
Чёрная металлургия. - 1975. - № 8. - С. 50-51.
2. Экспресс - обзор «Новейшие зарубежные до¬
стижения». Серия Обработка металлов давлени¬
ем, металловедение и термическая обработка.
М.: Черметинформация, 1992. - Вып. 5-6.
3. Узлов И.Г, Бабич В.К., Бочков Н.Г Термиче¬
ская и термомеханическая обработка проката. -
М.: Металлургия, 1981. - 104 с.
4. Спиваков В.И., Совенков В.Я., Бабицкий М.С.
Освоение регулируемого охлаждения нри терми¬
ческой обработке листов с прокатного нагрева //
Сталь. - 1983. - № 12. - С. 39-43.
ции с прокатного нагрева. Структура металла мелко¬
Поступила 18.02.2010

·
Вниманию рекламодателей!

Стоимость рекламы в гривнях+НДС+0,5 % рекл.



1, 3, 4 стр. обл.__-__2000__4000_
У; стр. обл.__-__1000__2000_
1 стр. журн.__1000__800__2000_
$г стр. журн.__500__400__1000_


80

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВ

УДК 621.762.2 Наука
Пінчук С.Й. /д.т.н./, Грещик A.M. /к.т.н./, Левко О.М. /к.т.н./, Ковзік A.M. /к.т.н./
НМетАУ

Вилучення порошку заліза із відпрацьованих сірчанокислих
травильних розчинів
в работі запропонована безперервна електролітична технологія регенераціі травильних
розчинів на основі сірчаноі кислоти із відновленням залізу із них. Встановлено, що проведения
процесу в електролізері із розділеними електродними просторами дозволяв досягти ступінь
вилучення заліза із відпрацьованого травильного розчину до 90 %. Бібліогр.: 10 назв.

Ключові слова: технологи електролітичного відновлення, відновлення заліза, сірчана кислота,
регенерація, електролізер

Continuous electrolytic regeneration technology of sulfuric acid-based etchant solution with iron reduction is
suggested in the paper It is determined that regeneration in the electrolysis bath with partitioned electrode areas
allows increasing the amount of reduced iron up to 90 %.

Keywords: electrolytic regeneration technology iron reduction, sulfuric acid, regeneration, electrolysis
bath
Нагрів до високих температур при прокатці й тер-
мічпій обробці спричипяе окислеппю поверхпі металу
й появу окалипи. Залежпо від хімічпого складу сталі й
умов пагріву окалипа пабувае ті чи іпші склад і струк¬
туру. Одпак, завжди \и притамаппі високі твердість,
крихкість й абразивпість. Тому при мехапічпій оброб-
ці вкритих окалиною деталей суттево зростае эпос рі-
жучого іпструмепту у порівпяппі з обробкою чистих
металевих поверхопь. Окалипа при обробці деталей
обсипаеться, що поступово робить поверхпі верстатів
пепридатпими для подальшоі експлуатаціі. Наявпість
окалипи та іржі па поверхпі деталей пеприпустимі при
Yx копсерваціі', при папесеппі фарб та іпших покриттів
для захисту від корозіі. Тому здійспюють видалеппя
окалипи 3 поверхпі металевих виробів. Це може бути
здійспепо різпими способами - мехапічпим, хімічпим,
електрохімічпим або іпшими [1,2].
На підприемствах Укра'ши видалеппя окалипи з
поверхпі виробів із вуглецевих, пержавіючих і жаро-
стійких сталей і сплавів здебільшого викопують ме¬
тодом хімічпого травления в копцентровапих розчи-
пах кислот (сірчапоі, соляноі, \'х сумішей тощо) при
підвищених до 85-95°С температурах [3-5].
Процес хімічного травления полягае в розчиненні
окалипи, тобто оксидів заліза кислотою [4]. На жаль,
цей процес супроводжуеться взаемодіею з кислотою
також не окисленого металу (крізь пори окалипи) і
проходить 3 виділенням водню. Розчинення під шаром
окалипи - небажане явище, яке спричиняе значні втра-
ти металу. При цьому витрачаеться зайва кількість кис¬
лоти, нерівномірно травиться метал, змінюються його
фізичні властивості, а дифузія водню в метал стае при¬
чиною його крихкості. При хімічному травленні утво-
рюються екологічно шкідливі відпрацьовані травиль-
ні розчини, що містять до 2-3 % залишків кислоти і
250-350 г/л солей металу [5]. Утилізація таких відходів
травильного виробництва також пов'язана з великими
© Пінчук С.Й., Грещик A.M., Левко О.М., Ковзік A.M., 2010 г.
витратами. Але головне - це безноворотна втрата зна-
чноі кількості цінного металу.
Особливо! привабливості пабувае електролізна пе-
реробка відпрацьованих травильних розчинів, нри якій
можна регенерувати ночатковий травильний розчин,
отримувати цінний продукт, яким е залізний порошок,
тобто вирішувати важливі екологічні проблеми [6]. За-
лізний порошок використовують для виготовлення
методами порошковоі металургіі пористих підшип-
ників, фрикційних матеріалів, деталей машин, маг-
нітних виробів, різних снлавів (зокрема снеціальних
сталей), а також в хімічній нромисловості, для вироб¬
ництва акумуляторів тощо.
Більшість відомих технологій нереробки віднра-
цьованих травильних розчинів е високоенергозатрат-
ними, при цьому відновлюють залізо у вигляді порош¬
ку, частники якого не завжди мають бажану форму [7].
Авторами занрононована безнерервна електро-
літична технологія регенераціі травильних розчинів
на основі сірчаноі кислоти із відновленням заліза із
них. Така технологія не вимагае ностійного контро¬
лю, регулювання рівня рН та витрат енергіі. За ціею
технологіею ностійний електричний струм безне-
рервно нронускають крізь електролітичну ванну, що
мае анодне і катодне відділення, які розділені мемб¬
раною, нанриьспад, мембраною із гідролізного соно-
лімеру фторованого вуглеводню і фторованого віні-
лового ефіру. Віднрацьований травильний розчин за-
ливають у катодне відділення, а водний розчин суль¬
фату амонія - в анодне відділення ванни. Таким чи¬
ном, у анодному відділенні знаходиться анод у кон¬
такт! 3 анолітом із розчину сульфату амонія, у катод¬
ному - катод у контакті з католітом, що сьспадаеться з
сірчаноі кислоти і сульфату заліза в розчині. При без-
нерервному нотоці струму аноліт неретворюеться у
розчин сульфату амонія, а майже все залізо відьспада-
еться на катоді. 3 новерхні катоду воно відбираеться,
якщо нотрібно, розмелюеться, і кінцевим продуктом

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

81



ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВ
е залізний порошок.
Травильний розчин (католіт) на початку проце-
су відповлеппя може мати дуже пизьке зпачеппя рН.
При цьому па катоді повільпо відьспадаеться залізо і
утворюеться водепь. При подальшому, за рахупок
водпю, рН католіту зростае, а при рН= 1,8 утвореп-
пя водпю припипяеться. Вміст іопів заліза у католі-
ті змепшуеться, а па катоді утворюеться осад метале-
вого заліза [8].
Із зміпою щільпості катодного струму зміпюеться
структура осаду, що утворюеться на катоді. При ма-
лих значениях щільності струму (5-10 А/дм
·), в осно¬
вному, утворюеться добре зченлений з основою осад.
3 нідвищенням щільності струму (до 10-15 А/дм
·)
утворюеться нереважно норошконодібний осад та
окремі дендрити, які відносно легко руйнуються ме-
ханічно. Частники дендритноі форми, тинові для по¬
рошку, ш,о отрнмують електролітнчннм способом,
відрізняються розвннутою поверхнею [9]. Така фор¬
ма частннок металевого порошку забезнечуе хоро-
шу пресуемість внробів з ннх. Практично весь осад
відпоспо легко зпімаеться з поверхпі катоду. Макси-
мальпу дисперспість мае металевий порошок, ство-
репий при піільпості електричиого струму ириблизио
50 А/дм
·. При такій піільпості струму (50 А/дм
·) до-
сягиуто пайбільший вихід залізпого порошку за стру-
мом, а саме 60 %.
Вироблепия електроліту з часом призводить до
зпижеппя копцептрацп заліза у розчипі. Одиочаспо із
цим спостерігаеться збільшеппя до п'яти разів коп¬
цептрацп сірчапоі кислоти у розчипі. Проте, копцеп-
трація іопів заліза у розчипі змепшуеться пе так сут-
тево. Вихід за струмом металу з часом також змепшу¬
еться. При цьому спостерігаеться гальмуваипя про-
цесу катодного відновлення заліза із розчпну Впзна-
чннм е накопичення кислоти у розчипі в приаподпо-
му просторі. Збільшеппя копцептрацп іопів водпю
сприяе збільшеппю швидкості катодпоі реакціі виді-
леппя водпю і змепшеппю швидкості відповлеппя ме¬
талу [10].
Ступіпь вилучеппя металу з електроліту (СВ) ви-
зпачаеться як відпошеппя маси практично отрнмано-
го залізного порошку (m
·p до загальноі маси заліза
у ночатковому об'емі електроліту (Z
·ipe)
ГГІгто F е-
. '"Fe .
За рахунок збільшення кількості нронупіеноі
електрики стунінь вилучення металу з електроліту
може бути збільшена до 70 %.
Одночасно із зниженням виходу за струмом за-
лізного порошку змінюються і фізнко-хімічні влас-
тнвості осаду. Bin стае менш дисперсннм. Частники
осадженого на катоді металу важче відділяються від
новерхні катоду.
Для більш новного вилучення заліза із розчину
необхідно занобігати наконичення сірчаноі кисло¬
ти у катодній зоні. Це досягаеться виведенням сірча-
HoY кислоти із катодноі зони завдяки викорнстанию
мембрани, ш,о розділяе катодний і анодний иросторн
електролізера та занобігае змішуванню аноліту і ка-
толіту.
Стунінь вилучення металу із розчину нри елек-
тролізі без розділення електродних нросторів в елек-
тролітичній ванні досягае свого максимального зна¬
чения, а саме 70 %, нри нитомій кількості нронупіе-
HoY електрики ириблизио 120 Атод/л. При цьому су-
марний вихід металу за струмом становить ириблиз¬
ио 60 %. Цьому відновідае концентрація cip4aHoY кис¬
лоти, ш,о наконичуеться у розчині в результат! анод-
HoY peaкцiY виділення кисню, ириблизио 142 г/л. За та¬
ких умов основною катодною реакціею стае виділен-
ня водню, а подальше ведения ироцесу з eK0H0Mi4H0Y
точки зору стае недоцільннм.
Залежність внходу за струмом залізного осаду від
піільності струму в умовах розділеннх електродннх
просторів в електролізері мае екстремальннй харак¬
тер із макснмальннм значениям виходу нри піільності
струму 60 А/дм
·. Отже, вилучення залізного порошку
прн піільності струму нрнблнзно 60 А/дм
· забезнечуе
макснмальний внхід відновленого залізного порошку
за струмом, ш,о стаповить ириблизио 70 %. Відпов-
лепий порошок мае високий ступіпь дисперспості, з
частниками дeндpитнoY форми, які легко руйнуюють-
ся, а також легко видаляються з новерхні катоду.
Стунінь вилучення металу із збільшенням кіль-
кості HpoHynjenoY електрики зростае, нри значениях
160 Атод/л досягае свого максимального значения,
ш,о становить ириблизио 90 %.
Таким чином, проведения ироцесу в електролізе-
рі із розділепими електродпими просторами дозволяе
досягти ступіпь вилучеппя заліза із відпрацьовапо-
го травильного розчпну до 90 %. Ступінь peгeнepaцiY
cip4aHoY кнслотн у прианодному просторі прн цьому
також досягае 90 %.

Бібліографічний список
1. Жетвин Н.П., Раховская Ф.С., Ушаков В.И. Уда¬
ление окалины с новерхности металла. - М.: Ме¬
таллургия, 1964. - 186 с.
2. Ямиольский A.M. Травление металлов. - М.:
Металлургия, 1980. - 168 с.
3. Скорчелетти В.В. Теоретическая электрохимия.
- Л.: Химия, 1974. - 568 с.
4. Антронов Л.И. Теоретическая электрохимия. -
М.: Высшая школа, 1975. - 550 с.
5. Левин А.И. Теоретические основы электрохи¬
мии. - М.: Металлургия, 1972. - 544 с.
6. Федотъев П. П. Электролиз в металлургии. - Л.:
Госхимтехиздат, 1933. - 155 с.
7. Кудра О., Гитман Е. Электролитическое полу¬
чение металлических порошков. - К.: Изд. АН
УССР, 1952.- 144 с.
8. Ерусалимская Ю.Г., Волосатова Е.Н., Грепіик
A.M. Исследование процесса восстаповлепия же¬
леза из сернокислых электролитов нри нетради¬
ционных условиях электролиза. Сборник тезисов
всеукранисшй научно-технической конференции
студентов и молодых ученых «Молодая академия
2008». - Дненронетровск: НМетАУ, 2008. - С. 56-57.
9. Горбунова К.М., Попова О.С., Сутягнна А.А.,
82
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВ
Полукаров Ю.М. Рост кристаллов. - М.: Изд. АН
СССР, 1957.-372 с.
10. Пинчук С.И., Грещик A.M., Белая Е.В, Ков-
зик А.Н. Исследование возможности электролиз¬
ной переработки отработанных травильных рас¬
творов. Материалы II международной научно-
нрактической конференции «Инновационные
промышленные технологии» 29-31 мая 2007 г.
Запорожье. // Металл и литье Украины. - 2007. -
№8.-43 с.

Поступила 28.05.2010


УДК 621.778:691.87:620.195:620.193.21 Наука
Амбражей М. Ю., Чигиринец Е. Э. /д.т.н./, Гальченко Г. Ю. /к.т.н./, Ивченко А.В. /к.т.н./
Национальная металлургическая академия Украины
Влияние технологических факторов производства на
коррозионную стойкость холоднодеформированного
арматурного проката
Рассмотрены особенности коррозионного поведения холоднодеформированного арматурного
проката в процессе его производства и переработки, предложены решения по повышению его
коррозионной устойчивости в бетоне. Ил. 3. Табл. 3. Библиогр. : 19 назв.

Ключевыеслова: холоднодеформированный арматурный прокат, бетон, холодная пластическая
деформация, коррозия, электродный потенциал

The corrosion behavior features of cold-rolled reinforced bar during production and processing are considered,
recommendations on its corrosion resistance increase in concrete are given.

Keywords: cold-rolled reinforced bar, concrete, cold working, corrosion, electrolytic potential

Постановка проблемы
Холоднодеформированный арматурный прокат
(ХДАП) - это новый и перспективный для Украины
вид металлопродукции. Его перспективность опре¬
деляется возможностью получения арматурного про¬
ката малого сортамента (4,0-14,0 мм) в большегруз¬
ных мотках (до 2 т). Применение арматурного про¬
ката в мотках позволяет избежать потерь в немер¬
ных длинах, что обеспечивает экономию металла до
7-10 % [1], без учета уменьшения металлоемкости за
счет повышения средневзвешенного предела текуче¬
сти с 400 Н/мм
· (СНиП 2.03.01-84) до 500 Н/мм
· (раз¬
рабатываемые государственные строительные нормы
ДБН В 2.6 (Украина), действуюш,ие нормативные до¬
кументы Российской Федерации [2]), что предполага¬
ет суммарную экономию арматуры не менее 20-25%
[3].
Дальнейшее повышение нормативного преде¬
ла текучести до 600-800 Н/мм
· (ХДАП этих классов
можно по аналогии условно назвать В600С [3] и В800
[3, 4]) позволяет достигнуть enje большей экономии
металла. Данный ХДАП согласно супіествуюпіей
ьспассификации считается высокопрочным и должен
соответствовать требованиям по коррозионной стой¬
кости.
Анализ последних исследований и публикаций
в данном направлении
Согласно супіествуюпіему технологическому
процессу, производство ХДАП вьспючает в себя про¬
изводство стали, горячую деформацию с термичес¬

ким упрочнением но схеме нрерваннои закалки с
самоотпуском для производства промежуточно¬
го подката повышенной прочности [5], холодную
пластическую деформацию для получения необходи¬
мой геометрической формы поверхности, комплекса
свойств и структуры [6], а также может вьспючать ряд
дополнительных операций для стабилизации струк¬
турного состояния и свойств проката [7]. Характер из¬
менения коррозионной стойкости металла в ходе тех¬
нологической цепочки передела достаточно сложен и
определяется содержанием легируюш,их элементов,
в основном, углерода, размером и формой цементита
[8], уровнем макро- и микронапряжений. Совместное
действие вышеперечисленных факторов противоре¬
чиво, например, холодная пластическая деформация
может приводить как к накоплению поверхностной
энергии, так и уменьшению энергии, что может вли¬
ять на коррозионно-механическое поведение матери¬
алов под напряжением [9]. Аналогично, закалка ста¬
ли на мартенсит может как повышать коррозионную
стойкость (из-за образования однородного по углеро¬
ду мартенсита), так и снижать, способствуя образо¬
ванию растягиваюпіих напряжений в поверхностном
слое изделия [9].
Цель работы - изучение влияния технологичес¬
ких факторов отдельных стадий производства и пе¬
реработки холоднодеформированного арматурного
проката на его коррозионное поведение. В задачи ис¬
следования входило изучение влияния холодной де¬
формации на коррозионное поведение подготовлен-

) Амбражей М. Ю., Чигиринец Е. Э., Гальченко Г. Ю., Ивченко А.В., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

83



ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВ
Таблица 1.Химический состав исследованных сталей





Таблица 2. Механические свойства катанки и ХДАП (средние значения)










Примечание: классы В600 и В800 имеют условное
ных образцов арматурного проката из сталей СтЗпс
и 20Г2 в насыщенном растворе Са(0Н)2, моделиру¬
ющим его поведение в бетоне.
Материалом исследования являлся холодноде-
формированный арматурный прокат (ХДАП) диаме¬
тром 10,0 и 11,0 мм из сталей СтЗпс и 20Г2, а так¬
же гладкая катанка диаметром 12,0 мм для его про¬
изводства.
Химический состав исследованных сталей при¬
веден в табл. 1. Значение углеродного эквивалента
рассчитано по формуле (2) ДСТУ 3760:2006. Заго¬
товки указанных марок сталей были переработаны в
условиях металлургического предприятия ОАО «Ар-
селорМиттал Кривой Рог» на катанку диаметром
12,0 мм по ТУ У 27.1-24432974-007:2005 на непре¬
рывном проволочном стане МПС 250/150 с использо¬
ванием двухстадийного охлаждения.
Полученная катанка использовалась в качестве
сырья для получения ХДАП диаметрами 10,0; 11,0
и гладкого подката диаметром 11,0 мм. Переработку
осуществляли в условиях производств ОАО «Днепро-
метиз» и ОАО «Константиновский металлургичес¬
кий завод».
Наносимый периодический профиль соответ¬
ствовал техническим условиям немецкого стандар¬
та DIN 488, получившего широкое распространение
в мировой практике [6]. Подготовку поверхности ка¬
танки (удаление окалины химическим травлением в
20% серной кислоте с последующим известковани¬
ем) проводили по принятой на производстве техноло¬
гии. Формирование профиля производили в беспри¬
водной роликовой кассете типа CL 25ВЗЗ «Enrolls»,
установленной перед барабаном однократного воло¬
чильного стана.
Механические свойства исходной катанки и полу¬
ченного ХДАП приведены в табл. 2.
ХДАП повышенной прочности (с планируемым
пределом текучести более 600 Н/мм
·) при его при¬
менении в строительстве предусматривает использо¬
вание электротермонатяжения с нагревом до темпе¬
ратур, не превышающих 400 °С. Поэтому в качестве
возможной операции при переработке ХДАП был
рассмотрен вариант с охлаждением проката после на-










наименование [5, 7,8]
грева в различных водных средах, влияющих на кор¬
розионную стойкость поверхности ХДАП при экс¬
плуатации в бетоне. Электротермонатяжение модели¬
ровали печным нагревом в печи СНОЛ - 3.2.4/12 [10].
В качестве охлаждающих сред были использова¬
ны вода, раствор натриевых солей жирных кислот и
ингибитор КС-2 на аналогичной основе [И]. Образ¬
цами сравнения служили образцы из того же матери¬
ала, охлажденные на воздухе.
Методики исследований
Для определения коррозионной стойкости ХДАП
в бетоне были проведены электрохимические иссле¬
дования и ускоренные коррозионные испытания в ги¬
дростате Г-4 (ГОСТ 9.308-85). Электрохимические
исследования проводили в насыщенном растворе
Са(0Н)2, моделирующем условия протекания корро¬
зионных процессов в бетоне [12].
Для определения электродного потенциала ис¬
пользовали потенциостат ПИ-50-1. В качестве элек¬
трода сравнения применили хлорсеребряный. Иссле¬
дования проводили на прямоугольных фрагментах
неоребренной поверхности, все ребра и торцы образ¬
цов изолировали ьспеем.
Определение электродного потенциала произво¬
дили в модельном электролите бетона - насыщенном
растворе кальция гидроокиси. Измерения производи¬
ли через каждую минуту в течение 30 мин.
Для определения катодной плотности тока исполь¬
зовали потенциостат ПИ-50-1 с программатором ПР-8
по трехэлектродной схеме, в которой использовали,
кроме рабочего, электрод сравнения (хлорсеребряный)
и вспомогательный (платиновый). В качестве электро¬
лита использовали насыщенный раствор кальция ги¬
дроокиси. Потенциал сдвигали на 600 мВ в отрица¬
тельную сторону, снимали на протяжении 15 мин.
При моделировании поведения материала в ги¬
дростате наблюдали за проявлением продуктов кор¬
розии после нагрева и охлаждения в модельных рас¬
творах. Оценка результатов испытаний произведена в
соответствии с ГОСТ 9.509-89 визуальным методом
путем определения суммарной площади всех корро¬
зионных поражений на металлической поверхности
образцов, выраженной в процентах.

84

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4





ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВ








·ч


10 15 20





180
Время, мин

-1ІНВШ 20Г2 [11] -
·Юнвш 20Г2 волоч [21]
- Юнвш 20Г2 волоч+стаб. [31] 12нвш 20Г2 [01]
а б
Рис. 2. Макроструктура термоупрочненного проката по схе¬
ме прерванной закалки с самоотпуском из стали: а - СтЗпс,
6-20Г2
о
m
X
Ш

ц,
т
S
3"
X
0)
160
140
120
100
80
60
40
I-
о
с
20
О
>20Г2 волоч
5 10
20Г2 волоч+стаб
10 15 20
Время, мин
25
30
Время, мин
- Юнвш СтЗпс волочен [22] Юнвш 20Г2 волоч [21]
- Юнвш 20Г2 волоч+стаб [31]
-Юнвш СтЗпсof волочен [22]
-1ІНВШ СтЗпс аТ [12]
-12нвш СтЗпс а| [02]
Рис. 1. Кинетические кривые изменения стационарного по¬
тенциала образцов из стали 20Г2 (а) и СтЗпс (б) в насыщен¬
ном водном растворе Са(ОН)2
Результаты экспериментов и их обсуждение
Кинетические кривые влияния степени деформа¬
ции на изменение стационарного потенциала приве¬
дены на рис. 1.
Анализ результатов показывает, что электродный
потенциал образцов катанки из стали 20Г2 диаме¬
тром 12,0 мм (степень деформации е = 0) при экспо¬
нировании в модельном электролите несколько сни¬
жается и после 30 мин выдержки устанавливается на
уровне 130 мВ. При этом для таких же образцов мар¬
ки СтЗпс во времени электродный потенциал увели¬
чивается и через 30 мин составляет 180 мВ, что сви¬
детельствует о формировании более коррозионно-
стойких слоев на поверхности в последнем случае.
Образцы ХДАП диаметром 11,0 мм обеих ма¬
рок сталей (е = 0,17), ведут себя практически так
же, отличаясь небольшими изменениями потенци¬
ала в сторону уменьшения. Образцы ХДАП диаме¬
тром 10,0 мм (е = 0,37) характеризуются более низки¬
ми значениями потенциала, что свидетельствует о не¬
гативном влиянии холодной пластической деформа¬
ции на коррозионную стойкость материала. Приме¬
нение промежуточного нагрева для снятия напряже¬
ний (низкотемпературного отжига) при температуре
350°С в течении 1 ч между проходами волочения ста¬
ли 20Г2 на диаметр 10,0 мм приводит к повышению
значения потенциала (на 90 мВ).
Указанный факт может свидетельствовать о вли¬
янии величины остаточных напряжений на коррози¬
онную стойкость ХДАП, что подтверждается литера¬
турными источниками [9, 10].

б)


Время, мин

Рис. 3. Зависимость катодной плотности тока ХДАП диаме¬
тром 10,0 мм от времени экспозиции в насыщенном водном
растворе Са(ОН)2 в исходном состоянии (а) и после модели¬
рования злектронатяжения и охлаждения в различных сре¬
дах (б)

Различный характер коррозионного поведения
исходного подката (катанки) диаметром 12,0 мм, осо¬
бенно на начальных стадиях испытаний, можно объ¬
яснить с позиции технологии его производства. При
одинаковом уровне прочности в исходном состоя¬
нии (табл. 2) указанный прокат имеет различный хи¬
мический состав, углеродный эквивалент марок ста¬
лей различается в 1,5 раза (см. табл. 1). Одинаковый
уровень прочностных свойств подката обеспечивает¬
ся его термическим упрочнением в потоке прокатно¬
го стана. При данной операции формируется неодно¬
родная макроструктура готового проката, состояпіе-
го из феррито-перлитной сердцевины и закаленного
и отпупіенного слоя на поверхности.
При подобной обработке в образцах фиксирует¬
ся система остаточных напряжений - сжимаюш,ие на¬
пряжения на поверхности и растягиваюш,ие в цен-
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
85



ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВ
Таблица 3. Степень поражения (%) в гидростате
(температура 45 °С, влажность 95 %) образцов
арматуры (20Г2, 010,0 мм), подвергнутых
моделированию электротермонатяжения и
охлаяеденных в модельных растворах









тральных слоях [7]. Однако толщина поверхностного
закаленного слоя для стали СтЗнс значительно боль¬
ше, чем для стали 20Г2 (рис. 2), что значительно вли¬
яет на энюру распределения остаточных напряжений,
и, как следствие, на коррозионное поведение проката.
Кривые влияния времени экспозиции на катодную
плотность тока ХДАП при одинаковой величине степе¬
ни холодной пластической деформации (е = 0,37) про¬
ката диаметром 10,0 мм в исходном состоянии и после
моделирования электротермонатяжения и охлаждения
в модельных растворах приведены на рис. 3.
Из представленных данных можно сделать вывод,
что повышение содержания марганца и кремния в ста¬
ли типа 20Г2 и применение стабилизации холодноде-
формированного состояния приводит к повышению
коррозионной стойкости в модельной среде бетона.
Результаты исследований коррозионной стойко¬
сти образцов после испытаний в гидростате после
моделирования электротермонатяжения и охлажде¬
ния в модельных растворах представлены в табл. 3.
Представленные данные демонстрируют возмож¬
ность повышения коррозионной стойкости проката
после электротермонатяжения за счет охлаждения в
специальных средах. Исследованиями установлено,
что высокую коррозионную стойкость обеспечивает
охлаждение в растворе ингибитора КС-2.
Выводы и перспективы дальнейших исследо¬
ваний
Проведенные исследования подтвердили важ¬
ность влияния отдельных стадий технологическо¬
го процесса производства и переработки арматуры
на комплекс свойств ХДАП повышенной прочности.
Установлено, что на его коррозионное поведение в
бетоне значительное влияние оказывают остаточные
макронапряжения, сформированные на металлурги¬
ческом и метизном переделе. Холодная пластическая
деформация в исследованном диапазоне степеней де¬
формации негативно влияет на коррозионную устой¬
чивость арматуры в модельном растворе бетона. По¬
этому целесообразным является использование тех¬
нологического процесса производства и переработ¬
ки ХДАП, который вьспючает дополнительные техно¬
логические операции для стабилизации структурного
состояния и свойств конечной продукции. Для этого
ства ХДАП дополнительные операции механоциьспи-
ческой обработки или термического старения и опе¬
рацию охлаждения в растворе ингибируюпіего сред¬
ства КС-2 на основе натриевых солей жирных кислот
после электротермонатяжения нри производстве же¬
лезобетонных изделий.

Библиографический список
1. Натапов А.С. Разработка конструкций и вне¬
дрение прогрессивных технологических схем
производства эффективных арматурных профи¬
лей, обеспечиваюш,их снижение расхода метал¬
ла в строительстве. // БНТИ Черная металлургия.
- 1987.-№ 19.-С. 8-9.
2. Территориальные строительные нормы г Мо¬
сквы. ТСН-00. Железобетонные конструкции с ар¬
матурой классов А500С и А400С. -М.: 2000. -52 с.
3. Мадатян С. А. Арматура железобетонных кон¬
струкций. - М.: Воентехлит, 2000. - 256 с.
4. ГОСТ Р 52544-2006 Прокат арматурный свари¬
ваемый периодического профиля классов А500С
и В500С для армирования железобетонных кон¬
струкций. - М.: Стандартинформ, 2006. - 23 с.
5. Ивченко А.В., Кекух А.В., Амбражей М.Ю. и
др. Производство передельного проката повы¬
шенной прочности для изготовления холодноде-
формированной арматуры периодического про¬
филя класса В500С // Метизы. - 2009. - № 2 (21).
- с. 44-47.
6. DIN 488-4-1986. Reinforcing steel; reinforcing
steel fabric and wire; design, dimensions and masses.
-Since 01.06.1986.-6 p.
7. Гуль Ю.П., Ивченко A.B., Амбражей М.Ю. Спо¬
собы стабилизации холоднодеформированного со¬
стояния с целью повышения пластичности // Нови-
пи науки Придніпров'я. - 2006. - № 5. - С. 25-27.
8. Термическое упрочнение проката / К.Ф. Старо-
дубов, И.Г Узлов, В.Я. Савенков и др. - М.: Ме¬
таллургия, 1970. - 368 с.
9. Жук П.П. Курс теории коррозии и запіиты ме¬
таллов. - М.: Металлургия, 1976. - 472 с.
10. Высокопрочная арматурная сталь / А.А. Ку-
гушин, И.Г. Узлов, В.В. Калмыков и др. - М.: Ме¬
таллургия, 1986. - 272 с.
И. Чигиринец Е. Э., Гальченко Г. Ю., Стовпчен-
ко А. П., Бродский А. С. К вопросу о механизме
действия нового средства временной противокор¬
розионной запіиты / Проблеми корозіі' та проти-
корозійного захисту матеріалів: В 2-х т. // Спецви-
пуск журналу «Фізико-хімічна механіка матеріа-
лів» . - 2006. - Т 2. - № 5. - С. 895-900.
12. Методические рекомендации по исследова¬
нию ингибиторов коррозии арматуры в бетоне /
Сост.: С.Н. Алексеев, Н.К. Розенталь и др. - М.:
ПИИЖБ, 1980.- 34 с.

Поступила 28.05.2010
рекомендовано использовать в технологии производ¬

_
·_
S6 © Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 4





ОГНЕУПОРНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 666.97:666.762.11/15 Производство
Примаченко В.В. /д.т.н./, Мартыненко В.В. /к.т.н./, Бабкина В.В. /к.т.н./,
Солошенко Л.Н. /к.т.н./, Щербак Л.М.
ОАО «УкрНИИО им. А.С. Бережного»
Влияние диспергирующих добавок на свойства корундовой
бетонной смеси и на служебные характеристики футеровок,
выполненных с ее использованием
Исследовано влияние различных диспергирующих добавок (С-3 производства ООО «Полипласт
Новомосковск», Геокон G-14 производства ООО «ГеоРесурс», СП-7Мл производства ООЗТ
«Харьковстройкомплект», Пахта производства компании «Растре») на свойства корундового
бетона. В ОАО «УкрНИИО им. А.С. Бережного» разработана корундовая бетонная смесь марки
СКПЛ-50-90Д с диспергирующей добавкой. Опытные партии указанного бетона успешно испытаны
на одном из металлургических предприятий Украины. Корундовый бетон с диспергирующей
добавкой рекомендован для промышленного использования. Табл. 1. Библиогр.: 8 назв.

Ключевые слова: корундовая бетонная смесь, диспергирующие добавки, водопотребность,
показатели физико-химических свойств

Effect of different dispersing additions (grade "C-3" produced by LC "Polyplast Novomoscowsk", grade
"Geokon G-14" produced by LC "GeoResource", grade "СП-7Мл" produced by JSC "Kharkovstmycomplekt",
grade "Lachta" produced by SC "Rastro') on properties of corundum castable was researched. Corundum
castable of grade "СКпл-50-90Д" with dispersing addition was developed at OJSC "Ukrainian Research Institute
of Refractories named after A. S. Berezhnoy". The pilot batches of indicated castable passed industrial tests
at one of metallurgical plants of Ukraine with positive results. Developed corundum castable with dispersing
addition is recommended for industrial application.

Keywords: corundum castable, dispersing additions, water requirement, physic-chemical properties

Одним из путей, обеспечивающих экономию ма¬
териальных, трудовых и энергетических ресурсов,
является увеличение производства и применение не-
формованных огнеупоров и, в первую очередь, огнеу¬
порных бетонов [1].
В ОАО «УкрНИИО им. А.С. Бережного» разрабо¬
тана технология и организовано производство корун¬
довой бетонной смеси марки СКпл-50-94 с гидравли¬
чески твердеющим вяжущим не менее 3 масс. % по
СаО [2].
Корундовый бетон в течение ряда лет успешно
использовался для выполнения футеровки патрубков
вакууматоров, теплоизоляционных крышек сталераз-
ливочных и промежуточных ковшей и участков уста¬
новки нробок для продувки металла аргоном. Приме¬
нение корундового бетона при выполнении футеров¬
ки теплоизоляционных крышек сталеразливочных
ковшей в условиях ОАО «МК «Азовсталь» обеспечи¬
ло повышение их стойкости ~ в 1,5 раза и сокращение
удельных затрат на огнеупоры на одну тонну конвер¬
терной стали [3].
Применение огнеупорных бетонных смесей с вы¬
соким содержанием гидравлического вяжущего со¬
пряжено с рядом проблем и, прежде всего, с их высо¬
кой водопотребностью (8,0-10,0 масс. %). Значитель¬
ное количество воды затворения приводит к увели¬
чению пористости бетонов, снижению их прочности
нри нагревании и получению футеровок, с относи¬
тельно низкой плотностью и высокой пористостью.

в последнее время в связи с интенсификаци¬
ей высокотемпературных процессов в металлургии,
ужесточением условий эксплуатации футеровок, воз¬
растают требования к качеству огнеупорных матери¬
алов, что обуславливает необходимость постоянного
совершенствования существующих огнеупорных бе¬
тонов [1].
Качество огнеупорных бетонов, согласно [4],
можно повысить за счет применения диспергирую¬
щих добавок, обеспечивающих высокую подвиж¬
ность бетонов при их пониженной водопотребности,
что позволяет улучшить укладку бетона, минимизи¬
ровать его пористость, сократить сроки и снизить ко¬
нечную стоимость футеровочных работ, а также по¬
высить качество монолитных футеровок.
Вышеизложенными обстоятельствами обуслов¬
лена разработка в последние годы огнеупорных бето¬
нов, содержащих диспергирующие добавки.
В ОАО «УкрНИИО им. А.С. Бережного» были
выполнены исследования но установлению влияния
вида диспергирующих добавок на свойства корундо¬
вой бетонной смеси и образцов-спутников, изготов¬
ленных из указанного бетона [5-8].
При проведении исследований использовали сле¬
дующие сырьевые материалы: электроплавленый ко¬
рунд производства ОАО «УкрНИИО им. А.С. Береж¬
ного», изготавливаемый по ТИ 24-ИО-84-2002; гли¬
нозем марки ГК-2 по ГОСТ 30559-98 Запорожского
алюминиевого комбината; высокоглиноземистый це-

© Примаченко В.В., Мартыненко В.В., Бабкина В.В., Солошенко Л.Н., Щербак Л.М., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

87



ОГНЕУПОРНОЕ ПРОИЗВОДСТВО_
Таблица. Показатели свойств опытных составов корундовой бетонной смеси с диспергирующими
добавками и свойства образцов - спутников, изготовленных из них































мент марки ВГЦ-73 по ТУ У 26.2-00190503-274:2005
производства ОАО «УкрНИИО им/ А.С. Бережного»
и диспергирующие добавки марок «С-3» по ТУ 5870-
034-00369171-02 производства ООО «Полипласт
Новомосковск», «Геокон G-14» по ТУ У В.2.7-24.6-
24917660-002-2004 производства ООО «ГеоРесурс»,
«СП-7МЛ» по ТУ У 26.5-30751392-001-2002 произ¬
водства ООЗТ «Харьковстройкомплект» и «Лахта»
по ТУ У 26.5-30751392-001-2002 производства ком¬
пании «Растро».
Диспергирующие добавки в бетонные смеси вво¬
дили в установленных количествах от массы цемента.
Определение основных показателей свойств опытных
бетонов проводили на образцах - спутниках (кубах
со стороной ребра 40 мм), изготовленных в разбор¬
ные металлические формы, методом заливки. Образ¬
цы выдерживали на воздухе в течение 3-х суток, а за¬
тем сушили при 110±10 °С в течение 2 ч и термообра-
батывали при температурах 1000, 1450 °С с выдерж¬
кой в течение 5 ч. Предел прочности при сжатии об¬
разцов определяли в соответствии с ГОСТ 4071.1-94;
открытую пористость и кажущуюся плотность по
ГОСТ 2409-95.
Изменение линейных размеров (рост или усадку)
образцов определяли путем замера их с точностью
до 0,1 мм до и после термообработки.
Показатели свойств опытных партий корундовой
бетонной смеси с диспергирующими добавками и об¬
разцов - спутников, изготовленных из них, приведе¬
ны в таблице. Как видно из таблицы, наличие диспер¬
гирующих добавок во всех опытных составах обе¬































спечило снижение водонотребности ~ на 25-30 %, от¬
крытой пористости на 10-30 % и повышение нроч-
ностных свойств в 1,5-2,0 раза.
В результате выполненных исследований уста¬
новлено, что все предложенные добавки могут быть
рекомендованы к применению. Однако, учитывая не¬
обходимость достижения сбалансированного соотно¬
шения цена/качество продукции, преимущественным
является применение менее дефицитной и более де¬
шевой диспергирующей добавки «С-3» (новое назва¬
ние «Полипласт СП-1» по ТУ 5870-005-804265-05).
В ОАО «УкрНИИО им. А.С. Бережного» разрабо¬
тана корундовая бетонная смесь марки СКпл-50-90Д
с диспергирующей добавкой. На производство раз¬
работанной корундовой бетонной смеси марки СКпл-
5 0-90Д с диспергирующей добавкой разработаны ТУ
У 26.2-00190503-330: 2009. Опытные партии указан¬
ной бетонной смеси, изготовленной в соответствии с
требованиями нормативной документации, успешно
испытаны на одном из металлургических предприя¬
тий Украины. Учитывая достаточно высокие показа¬
тели свойств корундового бетона с диспергирующи¬
ми добавками, а также положительные результаты
промышленных испытаний, разработанная корундо¬
вая бетонная смесь с диспергирующей добавкой ре¬
комендуется для промышленного использования.

Выводы
Исследовано влияние различных диспергирую¬
щих добавок (С-3 производства ООО «Полипласт Но¬
вомосковск», Геокон G-14 производства ООО «ГеоРе-
88
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




ОГНЕУПОРНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
сурс», СП-7Мл производства ООЗТ «Харьковстрой-
комплект», Лахта производства компании «Растро»)
па свойства корундового бетона.
Установлено, что все вышеуказанные добавки
способствуют улучшению показателей свойств бето¬
на и могут быть рекомендованы к нрименению. Так¬
же показано, что с целью достижения сбалансирован¬
ного соотношения цена/качество продукции, нреиму-
піественным является применение менее дефицит¬
ной и более дешевой диспергируюш:ей добавки «С-3»
(новое название «Полипласт СП-1» но ТУ 5870-005-
804265-05). В ОАО «УкрНИИО им. А.С. Бережного»
разработана корундовая бетонная смесь марки СКнл-
50-90Д с диспергируюш:ей добавкой. Опытные пар¬
тии указанного бетона успешно испытаны на одном
из металлургических предприятий Украины. Корун¬
довый бетон с диспергируюш:ей добавкой рекоменду¬
ется для промышленного использования.

Библиографический список
1. Очагова И.Г. Направление развития мировой
огнеупорной промышленности // Новые огнеупо¬
ры.-2005. -№ 7.-С. 79-81.
2. Бабкина Л.А. Разработки УкрНИИО по техно¬
логии производства неформованных огнеупоров
// Научные исследования но технологии и служ¬
бе огнеупоров // Сб. научн. тр. Вып. 97. - Харьков:
Каравелла, 1997. - С. 126-132.
3. Служба футеровки теплоизоляционных крышек
сталеразливочных ковшей на ОАО «МК «Азов-
сталь» / Л.А. Бабкина, Л.Н. Солошенко, А.П. На¬
горный и др. // Металлург и горноруд. нром-сть.
- 2002. - № 2. - С. 57.
4. Современные материалы для огнеупоров / П.Г.
Василик, И.В. Голубев // Новые огнеупоры.
2004. - № 9. - С. 55-57.
5. Влияние вида и количества нластифицирую-
ш:их добавок на свойства корундового и шамот¬
ного бетонов с содержанием СаО более 3 масс. %
/ Л.А. Бабкина, Л.Н. Солошенко, И.В. Хончик и
др. // Сб. научн. тр. ОАО «УкрНИИО им. А.С. Бе¬
режного». - Харьков: Каравелла, 2006. - № 106.
- С. 63-70.
6. Влияние вида и количества нластифицирую-
ш:их добавок «Геокон» на свойства корундового
и шамотного бетонов с содержанием СаО более
3 масс. % / Л.А. Бабкина, Л.Н. Солошенко, Э.Л.
Карякина и др. // Сб. научн. тр. ОАО «УкрНИИО
им. А.С. Бережного». - Харьков: Каравелла, 2007.
-№ 107.-С. 52-59.
7. Влияние вида и количества нластифицирую-
ш:их добавок на свойства корундового и шамот¬
ного бетонов с содержанием СаО более 3 масс. %
/ Л.А. Бабкина, Л.Н. Солошенко, Л.М. Щербак и
др. // Сб. научн. тр. ОАО «УкрНИИО им. А.С. Бе¬
режного». - Харьков: Каравелла, 2008. - № 108.
- С. 16-22.
8. Влияние вида и количества диспергируюш:их
добавок на свойства корундового и шамотно¬
го бетонов с содержанием СаО более 3 масс. %
/ Л.А. Бабкина, Л.Н. Солошенко, Л.М. Щербак и
др. // Сб. научн. тр. ОАО «УкрНИИО им. А.С. Бе¬
режного». - Харьков: Каравелла, 2009. - № 109.
- С. 90-96.

Поступила 07.04.2010








Вниманию подписчиков!


На сайте ДП «Пр#са» 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, 03999
телефоны международного отдела (044)-248-78-12; 289-06-48
e-mail: import@pressa.ua








© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4








89




ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 622:001.12/.18 Обзор
Бабец Е.К. /к.т.н./
ГП «НИГРИ»
Перспективы развития подземных горных работ
в Кривбассе
Рассмотрены варианты развития подземных горных работ в Кривбассе.
Показана целесообразность перехода в ближайшей перспективе на отработку
железистых кварцитов подземным способом на верхних горизонтах шахт.
Определены проблемы, которые необходимо решить для перехода подземных
предприятий на работу после окончания добычи богатых руд.
ij Ключевые слова: подземные горные работы, этапы развития, природно-
' / богатые руды, железистые кварциты, схемы вскрытия, технология

The different ways of underground mining development in Krivbass are considered. The expediency of
adoption of ferruginous quartzite underground development on higher levels of mine is shown. The problems
that should be solved for underground plants are specified.

Keywords: underground mining, development stages, natural-rich ores, ferruginous quartzites, opening
schemes, technology
Украина входит в десятку наибольших произво¬
дителей железной руды, имеет в своем распоряжении
достаточные ее запасы и производственные мощно¬
сти для удовлетворения спроса как своих металлур¬
гических предприятий, так и экспортных поставок.
Руду добывают как открытым, так и подземным спо¬
собами. В настоящее время подземным способом до¬
бывают преимущественно природно-богатые руды на
больших глубинах.
Большие глубины отработки рудных залежей
привели к возникновению на шахтах ряда сложных
технических проблем. Их решение в настоящее время
требует выработки и проведения общегосударствен¬
ной политики, которая должна обеспечить в дальней¬
шем максимальную эффективность подземной отра¬
ботки рудных залежей с позиций:
- полноты извлечения металла из недр и сокраще¬
ния потерь руды;
- комплексного использования полезных ископае¬
мых в процессе отработки залежей железных руд;
- безопасного ведения горных работ;
- технического перевооружения горнорудных пред¬
приятий;
- долговременной перспективы работы шахт.
Нужна разработка научной базы, на основе кото¬
рой будет построена не только политика государства,
но и обязательные действия горнорудных предпри¬
ятий по обеспечению дальнейшей жизни подземно¬
го Кривбасса. Долгосрочная перспектива подземных
работ в Кривбассе может быть разделена на 2 этапа:
1 - период отработки природно-богатых руд да 2020-
2025 гг; 2 - разработка месторождений Кривбасса
после окончания отработки богатых руд.
В настоящее время в Криворожском бассейне ра¬
ботает 7 шахт по добыче природно-богатых руд. По
административному делению они входят в 3 объеди-
I Бабец Е.К., 2010 г.
нения: ОАО «Криворожский железорудный комби¬
нат» (шахты им. Ленина, «Гвардейская», «Родина»,
«Октябрьская»), ОАО «Суха Балка» (шахты «Юби¬
лейная», им. Фрунзе) и ОАО «АрселорМиттал Кри¬
вой Рог» - шахта им. Артема № 1.
Предельная глубина разработки шахт Кривбасса
по технологическим возможностям подъемных уста¬
новок составляет 1500 м. Годовое понижение гор¬
ных работ на шахтах составляет от 6,2 до 18,1 м/год
и в среднем по Кривбассу 14,3 м/год. При таких тем¬
пах понижения и с учетом снижения экснлуатацион-
пых площадей с глубиной имеющиеся запасы желез¬
ной руды будут отработаны в основном в течение 15-
20 лет. После этого имеется 2 варианта развития под¬
земных работ в Кривбассе:
1 - подземная добыча прекращается, шахты оста¬
навливают на «сухую» или «мокрую» консервации
или ликвидируют. Коллективы шахт увольняют. По¬
следствия этого варианта для бассейна непредсказу¬
емы;
2 - шахты переходят на отработку запасов бедных
железных руд на верхних горизонтах.
Основные проблемы, требующие решения в пе¬
риод отработки природно-богатых руд следующие. С
понижением горных работ на глубину более 1000 м
ухудшились горно-технические условия отработки
залежей богатых руд.
Ранее разработанные НИГРИ «Типовые паспор¬
та систем разработки» устарели и далеко не в полной
мере отвечают современным требованиям ведения
горных работ и сложным горно-геологическим усло¬
виям отработки залежей железных руд в Кривбассе
на больших глубинах. Необходимо выполнить НИР
но пересмотру и созданию новых типовых паспортов
систем разработки.
Имеющие место в последнее время проявления
сейсмических колебаний земной коры в Кривбассе

90

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
(горные удары, вызванные технологическими при¬
чинами, а также землетрясение 2007 г) требуют по¬
становки и проведения масштабных сейсмических и
тектонофизических исследований в нолях шахт и раз¬
работки рекомендаций но безопасному ведению гор¬
ных работ в таких условиях, особенно при наличии
большого количества нустот, оставленных в очист¬
ном пространстве (шахты им. Фрунзе, «Гвардейская,
им. Ленина, им. Орджоникидзе и др.).
Требуют корректировки действуюш,ие «Инструк¬
ции. ..» по определению параметров обнажений и це¬
ликов при камерных и подэтажно-камерных систе¬
мах разработки, а также по выбору вида крепления
горных выработок. В настояпіее время эта тематика
в виде НИР поставлена и частично решается через
Ассоциацию «Укрруда» при долевом участии КЖРК,
ОАО «Суха Балка» и ШУ «АрселорМиттал Кривой
Рог», возможна постановка этих тем в Минпромпо-
лнтнке. Серьезной проблемой является состояние ар-
мировки и крени действуюпіих стволов шахт, кото¬
рые должны обеспечивать безопасную эксплуатацию
сейчас и на перспективу. Необходимо провести мони¬
торинг состояния стволов шахт, разработать техноло¬
гию и дать научные рекомендации по восстановле¬
нию несупіей способности бетонной крепи и арми-
ровки, обеспечиваюш,ие минимум затрат и времени.
В рамках обозначенных проблем могут быть по¬
ставлены и выполнены НИР по конкретным узким
вопросам.
Объемы производства железной руды в Украине
после их падения в начале 1990-х гг до 47 млн. т в
1996 г. постоянно растут и в 2010 г могут выйти на
рубеж до 80 млн. т и по прогнозу будут увеличивать¬
ся. Проектные мопіностн ГОКов Украины по произ¬
водству концентрата освоены до 90 %. Поэтому пре-
крапіенпе производства товарной железной руды на
подземных предприятиях не может быть компенсиро¬
вано увеличением ее производства на открытых гор¬
ных работах.
Каждое из железорудных месторождений, отра¬
батываемое подземными рудниками Кривбасса, сло¬
жено тремя-четырьмя промышленными тинами же¬
лезных руд и различными нерудными полезными ис¬
копаемыми. Поэтому они квалифицируются как ком¬
плексные по своему составу. Минеральные ресур¬
сы месторождений сьспадываются из следуюпіих ти¬
пов руд: богатые руды (Ге
·
· = 56,5 %); бедные руды
(Fe
·p = 40 %); магнетптовые кварциты (Fe
·
· = 35,4 %);
окисленные кварциты (Fe
·
· = 38,6 %).
Богатые руды только считаются богатыми, т.к.
не соответствуют требованиям металлургов к каче¬
ству металлургического сырья. Кроме того, с увели¬
чением глубины все в больших масштабах вовлека¬
ются в зону сдвижения другие промышленные типы
железных руд и соответствуюш,ие полезные ископае¬
мые. При добыче 1 т богатой руды подрабатываются
3-4 т сравнительно бедных железных руд. В 1980-х гг.
НИГРИ разработана методика и произведена оцен¬
ка государственного упіерба от подработки железных
руд. Расчеты показали, что величина упіерба значи¬
тельно превышает величину прибыли от реализации
товарной продукции.
В Крпвбассе имеется довольно солидный оныт
отработки магнетптовых кварцитов подземным спо¬
собом. В начале 1970-х гг НИГРИ научно обосновал
возможность и целесообразность подземной добы¬
чи магнетнтовых кварцитов. Была создана программа
«Кварцит МШ». В соответствии с этой программой
НИГРИ выполнил ряд научно-исследовательских ра¬
бот по изысканию наиболее приемлемых техничес¬
ких и организационных решений по подземной до¬
быче магнетнтовых кварцитов.
По разработанной институтом технологии в те¬
чение 1977-1997 гг было добыто подземным спосо¬
бом на рудниках им. Дзержинского, Ленина и Перво¬
майском около 100 млн. т магнетнтовых кварцитов.
В 1980-1985 гг НИГРИ разработал научные осно¬
вы шахты нового технико-экономического уровня на
базе магнетнтовых кварцитов РУ им. Дзержинского
с высокой производительностью, соответствуюпіей
культурой производства и конечным продуктом на
уровне суперконцентрата сырья для порошковой ме¬
таллургии.
В период кризиса 1990-х гг добыча магнетнто¬
вых кварцитов подземным способом была прекрапіе-
на, но в середине 2004 г была возобновлена на шахте
им. Орджоникидзе. В настояпіее время ведутся подго¬
товительные работы по возобновлению работ по до¬
быче магнетнтовых кварцитов на шахтах «Первомай¬
ская», «Гигант-Глубокая» и «Артем-2». После дости¬
жения шахтами предельной глубины разработки до¬
быча аглоруды будет прекрапіена. Прекрапіенпе под¬
земной добычи приведет к отсутствию поставок агло¬
руды, которая необходима для получения качествен¬
ного агломерата. Актуальность и целесообразность
перехода к добыче руды на верхних горизонтах несо¬
мненна, но этот переход не может быть осупіествлен
в короткие сроки. Потребуется не менее 12-15 лет.
Необходимо решить комплекс вопросов:
- определить реальную потребность в товарной
руде из подземных рудников в увязке с возможностью
добычи руды открытым способом;
- повышение качества и ассортимента товарной
продукции подземных рудников с учетом как потре¬
бителей Украины, так и мирового рынка;
- уменьшить негативное влияние подземных гор¬
ных работ на окружаюпіую среду.
Необходимо осупіествить предпроектные работы,
проектирование и строительство или модернизацию
добычных комплексов, в первую очередь схем вскры¬
тия, определить оптимальные производственные
мопіностп добычных комплексов и схемы их разме-
піенпя, определиться с объемами и месторасположе¬
нием балансовых запасов, произвести геологическую
доразведку руд для перевода их в категорию, необхо¬
димую для проектирования.
Месторождения магнетнтовых кварцитов с наи¬
более благоприятными для подземной разработки

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

91



ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

горно-геологическими условиями следующие: Пер¬
вомайское, им. Ленина, Дзержинское и в межруднич¬
ных участках.
Возможны 2 схемы вскрытия: 1 - вертикальны¬
ми стволами со сдвоенными горизонтами или 2 - сла¬
бо наьспонными стволами. Крупномасштабная техно¬
логия может проектироваться в соответствии с прин¬
ципами: увеличенные размеры блоков, блоковые ак¬
кумуляторы большой емкости, единые буровые го¬
ризонты, самоходное оборудование, подземные дро¬
бильные и измельчительные установки. Кроме того,
с учетом мирового опыта может оказаться целесоо¬
бразным производство товарной продукции в виде
металлизированных окатышей или продолжение тех¬
нологической цепи горного производства путем стро¬
ительства модуля металлургического производства.
В соответствии с горными возможностями за¬
лежей магнетитовых кварцитов в полях действую-
піих шахт и межрудничных участков возможно орга¬
низовать добычу на подземных предприятиях боль¬
шой производственной мопіности. В качестве при¬
мера возможной производительности по горным воз¬
можностям приведен расчет производительности при
разработке межрудничного участка между шахтами
«Гвардейская» и им. Ленина с запасами магнетито¬
вых кварцитов 1374 млн. т.
Едиными нормами технологического проектиро¬
вания годовая производительность рудника определя¬
ется из выражения
. P-K-i-S-y-m
1-х
где Р - годовое нонижение горных работ, м/год;
к - поправочный коэффициент на угол падения;
і - поправочный коэффициент на мопіность рудного
тела; S - горизонтальная мопіность рудного тела, м
·;
у - объемный вес руды в массиве, т/м
·; m - коэффи¬
циент извлечения руды; х - величина примешивания
пород к руде при добыче (в долях единицы).
Для участка № 4 (между бывшими рудниками им.
Р. Люксембург и им. Ленина) в пределах интервала
глубин 500-1000 м К = 1; Ј = 0,6 при мопіности бо¬
лее 25 м); S = 400000 м
·; у = 3,5 т/м
·; m = 0,876; х =
0,085.
При Р = 22 м/год = 18 млн. т/год.
При Р = 14 м/год = 11,5 млн. т/год.
Проблемы, которые необходимо решить для пере¬
хода подземных предприятий на работу после окон¬
чания добычи природно-богатых руд:
1. Определить границы подработки месторожде¬
ний от добычи богатых руд.
2. Перевести запасы как магнетитовых, так и
окисленных кварцитов в категорию, достаточную для
проектирования.
3. Определить возможную производительность
горных предприятий по горным возможностям.
4. Разработать схемы вскрытия, обеспечиваюш,ие
производительность предприятий по горным возмож¬
ностям и максимальную производительность горного
оборудования.
5. Определить потребность в сырье после 2020 г
6. Определить очередность отработки рудничных
и межрудничных участков.
7. Определить места обогапіения кварцитов, раз¬
работать транспортные схемы.
8. Определить глубину начала разработки, воз¬
можность и целесообразность добычи магнетитовых
и окисленных кварцитов совместно с повторной раз¬
работкой.
9. Разработать схемы автоматизации и роботиза¬
ции горного оборудования.
10. Определить системы с заьспадкой или обруше¬
нием.
И. Определить перечень необходимого оборудо¬
вания и где его брать - заказывать у наших машино¬
строителей или ориентироваться на импортное.
12. Создать организационную структуру новых
подземных предприятий.
13. Какую товарную продукцию необходимо вы¬
пускать - концентрат, окатыши, концентрат для по¬
рошковой металлургии.
14. Какие НИР и проектные работы необходимо
выполнить в ближайшее время.
15. Как обеспечивается сохранность нижележа-
піих отработанных горизонтов.
16. Вопросы экологии.

Поступила 21.04.2010






Вниманию подписчиков, авторов, рекламодателей !

Журнал публикует материалы, связанные с паліятными датами предприятий и юбиле¬
ями известных ученых-металлургов, руководителей предприятий.
Просим заблаговременно представлять материалы в редакцию.

к.т. 0562-46-12-95
факс 0562-46-12-95




92 © Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 4



_ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
УДК 622.223.1/.3.016.6:550.3.001.5 Производство
Сиротюк с.в., Чепурной В.И. Ляш С.И. Плужник Ю.А.
ГП «НИГРИ» ОАО «КЖРК»
Исследование геодинамического состояния скального горного
массива за плоскостью забоя горизонтальных выработок
Приведены результаты аппаратурных геофизических шахтных исследований по определению
геодинамического состояния горного массива за плоскостью забоя горизонтальных выработок.
Ил. 3. Библиогр. : 3 назв.

Ключевые слова: геофизические исследования, геодинамическое состояние горного массива,
плоскость забоя, горизонтальные выработки

The results of apparatus geophysical mine investigations on determination of rock massif geodynamic state
behind the face plane of horizontal mine workings are presented.

Keywords: geophysical investigations, geodynamic state of rock massif plane of the face, horizontal
mine workings
В настоящий период большинство шахт Криво¬
рожского бассейна отрабатывают полезное ископае¬
мое на глубинах 1100-1325 м. Вскрытие и подготовка
новых горизонтов осупіествляется на глубинах 1265-
1390 м.
При проведении горизонтальных выработок на
этих глубинах заметно нарушаются условия равно¬
весия горного массива. В результате этого за пло¬
скостью забоя выработок возникает неоднородное
поле статических напряжений, вид и величина кото¬
рых в каждой точке определяется формой и плопіа-
дью поперечного сечения выработки, а также физико-
механическими свойствами пород. По данным иссле¬
дований [1] установлено, что за плоскостью забоя го¬
ризонтальной выработки массив находится в нерав¬
номерно напряженном (геодинамическом) состоя¬
нии, для которого присупіи обш,ие закономерности,
характеризуемые наличием:
- зоны разгруженного массива, в которой породы
находятся под воздействием растягиваюпіих напря¬
жений;
- зоны опорного давления, в которой породы на¬
ходятся под действием сжимаюпіих напряжений,
превышаюпіих в 1,3-1,6 раза и более напряжения в
нетронутом массиве;
- зоны упругих деформаций, сжимаюш,ие напря¬
жения в которых по мере удаления от плоскости забоя
убывают, асимптотически приближаясь к напряжени¬
ям в естественном массиве.
Выделение накопленной потенциальной энергии
упругих деформаций сжатия происходит в пределах
зоны разгрузки и повышенных сжимаюпіих напряже¬
ний. Взрывание шпуровых зарядов ВВ в этих зонах
позволяет за счет совместного действия на разруша¬
емый массив энергии взрыва и горного давления по¬
высить эффективность взрывных работ, тогда как вы¬
ход шпуровых зарядов за пределы вышеназванных
зон обусловливает наличие прострелов, снижение
КИШ, увеличение удельного расхода ВВ [1].
На шахтах Криворожского бассейна при проходке
горизонтальных выработок на глубине свыше 1000 м
© Сиротюк С.В., Чепурной В.И. Ляш С.И., Плужник Ю.А., 2010 г.

не проводились конкретные исследования геодина¬
мического состояния горного массива за плоскостью
забоя выработок. С учетом вышеизложенного прове¬
ден комплекс геофизических аппаратурных исследо¬
ваний но определению характера геодинамического
состояния массива за плоскостью забоя горизонталь¬
ных выработок в процессе их проходки на глубинах
действуюпіих горизонтов шахт Кривбасса.
Исследования выполнены с применением совре¬
менного мобильного геофизического метода, осно¬
ванного на измерении микропроцессорной аппара¬
турой нового поколения параметров магнитной со-
ставляюпіей естественного импульсного электромаг¬
нитного поля Земли (ЕИЭМПЗ). Методологической
основой применения метода измерения параметров
магнитной составляюпіей ЕИЭМПЗ для оценки гео¬
динамического состояния горного массива за плоско¬
стью забоя горизонтальной выработки является на¬
личие связи между процессом статического нагруже-
пия, вплоть до разрушения горных пород, и возник¬
новением нри этом эмиссии электронов, ионов, фото¬
нов и радиоволн, явлений различного вида электри¬
зации, трибоэлектризации и поляризации горных по¬
род и минералов.
Результаты экспериментов, проведенные в гори¬
зонтальных выработках угольных шахт Донбасса по¬
казали, что изменение потенциала ЕИЭМПЗ отвеча¬
ет изменению тензора механических напряжений в
массиве [2]. Применительно к горно-геологическим
условиям Кривбасса возможность геофизических ис¬
следований состояния горного массива методом из¬
мерения параметров магнитной составляюпіей ЕИ¬
ЭМПЗ изложена в работе [3], где показано, что сло¬
истость как особенность строения горных пород со-
ставляюпіих месторождения Кривбасса, является
благоприятным фактором проявления электромаг¬
нитного излучения. Большие объемы поляризован¬
ных горных массивов с упорядоченным расположе¬
нием слоев могут создавать электромагнитные поля,
сравнимые но величине напряженности с нолями, ха¬
рактерными для окислительно-восстановительных
электрохимических реакций.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

93



ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Регистрируя параметры магнитной составляю¬
щей электромагнитного ноля, возникающего при ста¬
тическом нагруженни горных пород, можно, исполь¬
зуя геофизические методы поверхностного площад¬
ного зондирования и шпурового каротажа, оцени¬
вать геодинамическое состояние горного массива за
плоскостью забоя горизонтальных выработок. Дан¬
ный комплекс аппаратурных геофизических иссле¬
дований выполнен на шахте «Октябрьская» ОАО
«КЖРК» при проходке на гор. 1220 м северного по¬
левого штрека в маркшейдерских осях 58-120, юж¬
ного полевого штрека в осях 41-51, а также орта 67
оси. Вышеназванные выработки проходили в горном
массиве, представленном серополосчатыми мартито-
силикатными кварцитами. Коэффициент крепости
пород f = 10-12. Площадь поперечного сечения выра¬
боток S = 10,5 м
·.
При выполнении работ по поверхностному пло¬
щадному зондированию измерение параметров маг¬
нитной составляющей ЕИЭМПЗ проводили путем
последовательного перемещения приемной антенны
по плоскости забоя выработки согласно схемы нуме¬
рации пунктов измерения, ноказанной на рис. 1.
При шпуровом каротаже приемную антенну пе¬
ремещали по полости шпура диаметром 43 мм и дли¬
ной 3000 мм, который был пробурен в центре забоя
выработки, что соответствует пункту 5 нумерации на
рис. 1. Перемещение антенны осуществляли посред¬
ством каротажной штанги. Шаг каротажных измере¬
ний равен 100 мм. Геофизические исследования вы-
полнены в диапазоне частот от 0,1 до 50 кГц. По каж¬
дой полосе частот регистрировались такие основные
параметры магнитной составляющей, как количество
импульсов в секунду, количество пачек импульсов в
секунду, средняя амплитуда, энергия и частота им¬
пульсов, а также суммарное количество импульсов в
секунду по всему спектру частот. В результате прове¬
денных исследований установлено, что геодинамиче¬
ское состояние горного массива за плоскостью забоя
горизонтальных выработок при поверхностном пло¬
щадном зондировании и шпуровом каротаже наибо¬
лее полно можно охарактеризовать по такому пара¬
метру магнитной составляющей ЕИЭМПЗ, как коли¬
чество импульсов в секунду по всему спектру частот.
На рис. 2, 3 показан присущий для исследуемых вы¬
работок общий характер изменения вышеназванно¬
го параметра ЕИЭМПЗ, соответственно, при поверх¬
ностном площадном зондировании и шпуровом каро¬
таже.
Анализ графического материала, представленно¬
го на рис. 2, показывает, что суммарное количество
импульсов в секунду по всему спектру частот маг¬
нитной составляющей ЕИЭМПЗ возрастает по на¬
правлению от периферии к центру выработки. В се¬
чении выработки возникает явление некоторого де-
напряженного состояния породного массива, стремя¬
щего сдвинуться в сторону выработанного простран¬
ства, т.е. наблюдается явление отжима, которое про¬
исходит по всей площади поперечного сечения выра¬
ботки.

Рис. 1. Схема нумерации пунктов измерения





















Рис. 2. Характер изменения суммарного количества им¬
пульсов ЕИЭМПЗ при поверхностном площадном зондиро¬
вании
При шпуровом каротаже суммарное количество
импульсов в секунду по всему спектру частот маг¬
нитной составляющей ЕИЭМПЗ изменяется с изме¬
нением расстояния от плоскости забоя вглубь масси¬
ва (рис. 3). Характерно, что на расстоянии 0,4-0,6 м
регистрируемый параметр имеет максимальные зна¬
чения, что свидетельствует о сильной деформации
пород в этой зоне и местоположении зоны разгрузки.
На расстоянии от плоскости забоя, равном 1,7-1,8 м,
зафиксированы минимальные значения регистрируе¬
мого параметра, что свидетельствует о местоположе¬
нии зоны максимальных сжимающих напряжений -
зоны опорного давления. Каротажные измерения по¬
казали, что за зоной опорного давления значения ре¬
гистрируемого параметра возрастают, что связано с
уменьшением сжимающих напряжений и переходом
зоны опорного давления в зону упругих деформаций
породного массива.
Обработка с помощью программы «Геоимпульс»
результатов измерений шнурового каротажа путем
94
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010



ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

анализа полученных данных с последующим их раз¬
делением но спектру частотных полос позволила
установить, что за плоскостью забоя выработок сте¬
пень структурной нарушенности состояния горного
массива характеризуется:
- зоной разрывных нарушений, глубина которой
соответствует глубине зоны разгрузки;
- зоной мелко и микротрещиноватых нарушений,
глубина которой соответствует глубине зоны опорно¬
го давления;
- зоной преимущественно однородного состояния
массива, нарушения в котором но мере удаления от
плоскости забоя убывают асимптотически приближа¬
ясь к их значениям в естественном массиве, а глуби¬
на данной зоны соответствует глубине зоны упругих
деформаций.
Опыт проведения горизонтальных выработок на
глубоких горизонтах шахт Крпвбасса показывает, что
применение традиционных врубов при глубине отби¬
ваемой заходки свыше 1,8 м приводит к снижению
эффективности взрывного разрушения горных пород.
Происходит уменьшение КИШ, что обусловливает
увеличение удельного расхода энергии, буровой ста¬
ли, буровых коронок, взрывчатых веществ а, соответ¬
ственно, и стоимости проходки. Одним из реальных
направлений повышения технико-экономических по¬
казателей проходки горизонтальных выработок при
производстве горных работ на глубине свыше 1000 м
является оптимизация взрывной отбойки горных по¬
род, основанной на увязке параметров применяемого
в забое вруба и геодинамического состояния массива
за плоскостью забоя выработки.

Выводы
1. Характер изменения суммарного количества
импульсов в секунду по всему спектру частот маг¬
нитной составляющей ЕИЭМПЗ, регистрируемых
при поверхностном площадном зондировании и шпу¬
ровом каротаже, позволяет оперативно диагностиро¬
вать геодинамическое состояние горного массива за
плоскостью забоя горизонтальных выработок.
2. Часть пород на расстоянии 0,4-0,6 м от плоско¬
сти забоя свободна от сжимающих напряжений и на¬
ходится в зоне разгрузки, для которой характерны
разрывные структурные нарушения горного массива.
3. На расстоянии от обнажения 1,7-1,8 м породы
подвержены повышенным сжимающим напряжени¬
Глубина шпура, м

Рис. 3. Изменение суммарного количества импульсов ЕИ¬
ЭМПЗ в зависимости от глубины каротажа
рой характерны мелко и микротрещиноватые струк¬
турные нарушения горного массива.
4. За зоной опорного давления следует зона упру¬
гих деформаций, для которой характерно наличие та¬
ких сжимающих напряжений и структурных наруше¬
ний в породе, как и в нетронутом массиве.
5. При проходке горизонтальных выработок на глу¬
бине свыше 1000 м согласованная взаимоувязка между
геодинамическим состоянием массива за плоскостью
забоя и параметрами БВР формирования врубовой по¬
лости позволит повысить технико-экономические по¬
казатели горно-проходческих работ.

Библиографический список
1. Миндели Э.О. Разрушение горных пород. - М.:
Недра, 1974. - 600 с.
2. Бахова Н.И. Явление электризации горных по¬
род при механическом нагружении // Геофизиче¬
ский журнал. - 2006. - № 4. - С. 121-126.
3. Методические предпосылки применения мето¬
да естественного импульсного электромагнитно¬
го поля земли в условиях подработанного горно¬
го массива в Кривбассе / Ю.Л. Ахкозов, Е.Ю. Гри¬
цай, B.C. Вейцель и др. // Пути решения проблем
открытой и подземной разработки месторожде¬
ний полезных ископаемых: Сб. научн. тр. - Кри¬
вой Рог: ГП «НИГРИ», 2007. - С. 182-190.
ям и находятся в зоне опорного давления, для кото-
Поступила 21.05.2010


В РЕДАКЦИИ МОЖНО ЗАКАЗАТЬ ЭЛЕКТРОННУЮ
ВЕРСИЮ ЖУРНАЛА

стоимость электронного варианта - 200 грн.,
стоимость печатного варианта - 350 грн.

контактный телефон, факс 0562-46-12-95


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4


95




ПРОИЗВОДСТВО ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ

УДК 669.71.068:621.777 Производство
Демедюк Б.И., Сапрыкин В.Н., Кульбида Е.П.
ДонНИПИЦМ
К вопросу расчета тепловых параметров рабочих органов пресса
для охлаждения алюминиевых шлаков
в статье описана методика расчета тепловых параметров рабочих органов пресса для
охлаждения алюминиевых шлаков. Предложены математические формулы и графики для
расчета конструкции пуансона в зависимости от массы шлака в шлаковнице. По этой методике
разработана конструкторская документация, изготовлен и внедрен головной образец пресса
ПОГАШ - 80 в ЗАО «Гоуппа Русский металл». Ил. 4. Библиогр. : 3 назв.

Ключевые слова: процесс, пуансон, алюминиевый шлак, температура шлака, время охлаждения

The calculation procedure of thermal parameters of movable objects of punching machine for cooling
aluminum slags is presented in the paper Mathematical formulas and diagrams for calculation of puncheon
design depending on slag weight are suggested. Design documentation was developed by this method and
brassboard of press POGASh - 80 was fabricated and introduced at JSC "Gruppa Rossiyskiy metal", Moscow,
Russia.

Keywords: process, puncheon, aluminum slag, slag temperature, cooling period
В горячем алюминиевом шлаке, полученном из
отражательной печи при производстве алюминиевых
сплавов из лома и отходов, протекает неуправляемая
химическая (термическая) реакция между металли¬
ческим алюминием, содержание которого достигает
30 %, и кислородом воздуха с выделением большого
количества тепла
4А1+30
·= 2Aip
·+Q,
кДж
где Q = 30523-

(1)
кг
повышает
шлака до 1500 °С, в результате чего сгорает за одну
мин до 1 % алюминия. Поэтому чем быстрее будет
охлажден шлак до критической температуры начала
горения алюминия, равной 450 °С, тем больше метал¬
ла будет сохранено.
Донецким научно-исследовательским и проект¬
ным институтом цветных металлов разработан пресс
(рис. 1), в котором пуансон, охлаждаемый водой, от¬
жимает из шлака жидкий металл и одновременно
охлаждает оставшуюся массу шлака до температу¬
ры ниже 450 °С, нри которой процесс горения (ин¬
тенсивное окисление) металла нрекрапіается. Техно¬
логия горячего прессования обеспечивает кратковре¬
менный циьсп обработки, высокий уровень извлече¬
ния металла из шлака, быстрое его охлаждение.
Тепловой расчет рабочих органов пресса выпол¬
нен из условия равенства тепла Q
·, отдаваемого на¬
гретым шлаком, и тепла, затраченного на нагрев пу¬
ансона
/ Н %Н К J К \
ш\ ш ш ш ш /
« · с - СІ -о, кДж, (2)
где и т
·- масса шлака в шлаковнице и мас¬
са пуансона, кг;
Рис. 1. Пресс охлаждения горячего алюминиевого шлака
ПОГАШ-80, усилием 80 т: 1 - изложница; 2 - шлаковница; 3 -
пуансон; 4 - гидроцилиндр

циьспа обработки, °С; и - удельные теплоем-

· кДж
кости шлака при температурах и и
кг -°С
tl - температура пуансона в начале и в конце циьспа
обработки, °С; и - удельные теплоемкости ма¬
териала пуансона при температурах
кДж
К и , - .
кг- С
Учитывая кратковременность циьспа обработки, а
также достаточно высокую температуру шлаковни-
цы при загрузке в нее шлака, в тепловом расчете пре¬
небрегаем теплоотдачей шлака металлу ьььлаковницы,
т.к. она составляет не более 5 % отбираемого от шла¬
ка тепла. В конце циьспа прессования ьььлака полагаем,
что из уравнения (1) получаем
С и С ~ температуры шлака в начале и в конце
S Демедюк Б.И., Сапрыкин В.Н., Кульбида Е.П., 2010 г.

С, =
·
т с t +тс Г
ш ш п п п
т с +т с

°С

(3)

96

Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010



ПРОИЗВОДСТВО ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ

t "С
ш'

500 +


400


300 I


200


100 I



500 600 700 800 900 1000 m ,кг
п
Рис. 2. Зависимость конечной температуры шлака от массы
пуансона для различных масс шлака в шлаковнице

'ш'

1000

900

800

700

600

500

400

300

200



500 600 700 800 900 1000 m ,кг
П
Рис. 3. Время охлаждения шлака до в зависимости от
массы пуансона для различ
·іх загрузок шлака
На рис. 2 представлен график зависимости конеч¬
ной температуры шлака от массы пуансона для раз¬
г.„=
·,с
а
(9)
личных масс шлака в шлаковнице.
Тепловой поток Q
·, который может пройти за
одну секунду через стенку пуансона, определяем по
формуле
На рис. 3 представлен график зависимости време¬
ни охлаждения шлака до от массы пуансона для
различных масс шлака.
Время охлаждения шлака до температуры 400 °С
Я„ „ . кДж
а = - F -At ,
1000-J

(4)
представлено на рис. 4.
Расход воды , необходимый для отвода тепла,
проходящего через степки пуапсопа за одпу секунду,
где Яд - коэффициент теплопроводности матери-
Вт „
ала пуансона, -
·- толщина стенок пуансо-
м-°С
на, м; усредненная площадь поверхности пуан¬
сона, м
·, определяемая по формуле
F +F
определяем из формулы
Qe, = « · С - < · С) = 02 ' кДж , (10)
где с" удельная теплоемкость воды при t",
кДж
~; Cg - удельная теплоемкость воды при ,
К.З' о
кДж
F площадь наружной поверхности пуансона,
""Р U f Jг
кг - °С
,откуда

т =

а


, кг/с .


(И)
щадь внутренней поверхности пуансона, контакти¬
рующей с охлаждающей водой, м
·; - разность
средних температур ишака и пуапсопа, °С.
f+f f+t" f+f-f-f
lU Ш n n _ Ш lU n n
Cp ' 'cp 2
с -t с -t
в в в в
По этому параметру производится выбор пасоса,
подводящего воду к пуапсопу пресса.
Для определения общего количества воды т
·, не¬
обходимой для охлаждения пуапсопа до температу¬
ры t" , и времени охлаждения находим количество
и учитывая, что
к .К
тепла , аккумулированного пуансоном
f -f
At =-
CP 2

(6)
Qn=
·n
·
·n,/K,
·
·кДж, (12)
Подставив (4) и (5) в формулу (3) и преобразовав,
получим

· -Q кДж
' 4000J„ ' с
·
Время охлаждения шлака находим из формулы
где масса пуансона, кг; t
· средняя темпе-
t"
·-t"
ратурапуансона, °С. t =-;с -удельнаяте-
Пср 2
·ср
плоемкость материала пуапсопа при температуре t ,

·ср
кДж
теплопередачи тенла

; (8)
кг
· °С

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

97



ПРОИЗВОДСТВО ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ

ex-,


1000--

900
·
·

800

700
·
·

600
·

Время охлаждения пуансона при расходе воды
определяем по формуле


· (15)

Технологические показатели прессования шлаков
на прессе ПОГАШ-80, изготовленном в ЗАО «Груп¬
па Русский металл» (Москва), подтвердили примени¬
мость приведенных формул для расчета тепловых па¬
раметров пресса.
500 -
·

400
·
·

300
·
·

200
·
·
Заключение
Использование предложенных зависимостей и
графиков позволяет выбирать оптимальные разме¬
ры пшаковницы и пуансона в зависимости от массы
охлаждаемых горячих шлаков.
100
·
Библиографический список
500 600 700 800 900 1000 m ,кг
]|
Рис. 4. Время охлаждения шлака до 400 °С в зависимости от
массы пуансона для различных загрузок шлака
Это тепло должна отобрать вода, проходящая че¬
рез пуапсоп и нагревающаяся от до
Qn=Qe= ««(< -С -< -С)' кДж. (13)
Из этого уравнения определяем количество воды
, необходимой для охлаждения пуансона
1. Голевский Г.В., Кулагин Н.М., Минуш М.Я. Ме¬
таллургия вторичного алюминия. Новосибирск:
Наука, 1998.-С. 214.
2. Жолнин А.Г., Новичков С.Б. Механизм перехо¬
да алюминия из шлака в «болото» при переплавке
алюминиевых отходов в роторных печах // Цвет¬
ная металлургия. - 2003. - № 1. - С. 22-27.
3. Плановский А.Н., Рамм В.М., Каган С.З. Про¬
цессы и аппараты химической технологии. - М.:
Химия, 1988. - 848 с.

т„ =
п т с -t
_ п г
%Л. Н

, кг. (14)

Поступила 14.04.2009



УДК 669.721.05 Производство
Лупинос С.М., Прутцков Д.В./д.х.н./, Петрунько А.Н. /к.т.н./
Государственный научно-исследовательский и проектный институттитана
Разработка технологии получения хлормагниевых расплавов из
природного карбоната магния *
Исследован процесс хлорирования каустического магнезита в хлоридных расплавах на
лабораторной установке. Установленные показатели проверены опытно-промышленным
путем хлорированием магнезита в карналлитовом хлораторе. Качество полученных расплавов
исследовано на промышленных электролизерах. Ил. 4. Табл. 3. Библ.: 9 назв.

Ключевые слова: магнезит, скорость хлорирования, степень использования хлора, хлормагни-
евый расплав

The process of caustic magnesite chlorination in chloride melts was investigated on the laboratory-scale
plant Specified indices are checked by magnesite chlorination in carnallite chlorinator Quality of obtained melts
were analyzed using commercial cells.

Keywords: magnesite, chlorination rate, chlorine utilization, chlormagnesium melt
Введение. В настоящее время в странах СНГ
основным сырьём для производства товарного маг¬
ния является природный карналлит - гидрат двойно¬
го хлорида калия и магния. Другим видом магниевого
сырья, имеющим разведанные и разрабатывающиеся

* в работе принимали участие к.т.н. С.П. Зезянов, к.т.н. Л. П. Сабуров,
ГА. Яковлева
) Лупинос С.М., Прутцков Д.В., Петрунько А.Н., 2010 г.

месторождения, является магнезит - природный кар¬
бонат магния. Для предприятий титано-магниевого
комплекса магнезит является универсальным сырьём,
его использование для производства хлормагниевых
расплавов методом хлорирования, с одной стороны,
способствует достижению баланса по хлору при пе¬
реработке карналлита. С другой стороны, использо¬
вание магнезита позволяет увеличить поступление

98

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ПРОИЗВОДСТВО ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ
магния в технологический циьсп, что может быть при¬
нято для компенсации его потерь при производстве
титановой губки.
Постановка задачи. Существовавшая ранее тех¬
нология хлорирования брикетов из магнезиальной
шихты в шахтных электропечах (ШЭП) имела опре¬
деленные недостатки [1]. С целью интенсификации
технологии выполнен комплекс исследований и тех¬
нологических разработок [2, 3]. Одним из направле¬
ний исследований являлась технология хлорирования
магнезита в солевом хлораторе с получением хлор-
магниевых расплавов для электролитического полу¬
чения магния.
Лабораторные исследования. Целью исследо¬
ваний было получение кинетических закономерно¬
стей процесса и определение оптимальных параме¬
тров процесса хлорирования. В отличие от других ис¬
следователей [4, 5], нами для хлорирования использо¬
ван активный свежеобожженный при 800 °С магнезит
Киргитейского месторождения, содержавший, масс.
доля, %: MgO - 87,2; СаО - 1,4; SiO
· - 1,0; Fe
·Oj - 0,4;
AljOj 0,07; п.п.п. - 10,0. Для приготовления магне¬
зиальной шихты использовали нефтяной кокс марки
КЗ-0 (ГОСТ 22898-78) фракции 0,071...0,01 мм, с со¬
держанием летучих 6...7 %, золы 0,3...0,5 %. Угле¬
родный модуль (массовое соотношение) C:MgO со¬
ставлял 0,4. Расплав готовили из хлоридов калия и на¬
трия марки Х.Ч., хлорид магния - переплавкой конден-
сатного хлористого магния. Суммарная масса распла¬
ва составляла 160 г, начальная концентрация MgCl
· в
расплаве 18 %, массовое соотношение NaCl:KCl = 5:1.
Процессы хлорирования вели хлоро-воздушной
смесью (75 % об. Су при обпіем расходе газов
40 л/ч и температуре расплава 800 °С. Хлор использо¬
вали жидкий по ГОСТ 6718-86. Дозировку и контроль
расхода газов производили реометрическим методом.
Продолжительность опыта составляла 30 мин. Опы¬
ты проводили в кварцевом сосуде диаметром 40 мм с
коническим дном, в которое по наружной кварцевой
трубке подавался хлоргаз.
Скорость хлорирования определяли расчетным пу¬
тем по изменению содержания дихлорида и оксида маг¬
ния в расплаве, их измерения производили, соответ¬
ственно, трилонометрическим и объемным методом.
Графики полученных зависимостей приведены
на рис. 1-4. Они вполне согласуются с представлени¬
ями о диффузионном механизме гетерогенных про¬
цессов, протекаюпіих при хлорировании дисперсных
материалов в солевых расплавах [5]. Как следует из
рис. 1а, скорость хлорирования в интервале содер¬
жания MgO в расплаве от 3 до 18 % масс, практиче¬
ски линейно возрастает и описывается уравнением у
= 0,7464х + 1,8857 (R
· = 0,9356). Снижение удельной
скорости хлорирования свидетельствует о возраста¬
нии диффузионного торможения в исследуемой си¬
стеме с ростом числа суспензированных частиц. Бо¬
лее резкое возрастание удельной скорости хлориро¬
вания с увеличением D частиц, вероятно, обуслов¬
лено диссоциацией остаточного карбоната и диспер¬
гированием частиц каустического магнезита в рас¬
плаве в ходе процесса. Отьспонение от прямолиней¬
ной зависимости (рис. 16) также обусловлено изме¬
нением характера диффузии хлора к поверхности ча¬
стицы, переходом к нестационарной полубесконеч¬
ной сферической диффузии, когда радиус частицы
становится соизмеримым с толпіиной нернстовско-
го слоя, контролируюпіего концентрацию транспор¬
тируемого реагента [6]. Опираясь на достигнутые ре¬
зультаты, вычислена константа скорости хлорирова¬
ния MgO и рассчитана удельная скорость процесса
хлорирования, составляюш,ая 75...85 кг MgO / м
·- ч
для интервала С
·
·
· = 5,0.. .8,0 %.
Максимальное поглопіение хлора в аппарате
важно для промышленного оформления процесса.
Эксперименты с убываюпіей концентрацией хлора
в подаваемом хлоргазе и расчет высоты столба рас¬
плава, необходимого для полного поглопіения хло¬
ра, показали, что при С
·
·
· = 5,0 - 8,0 % в расплаве
и газовой нагрузке 23 нм
· / ч-м
· содержание хлора
в отходяш,их газах менее 0,1 % объемн. достигается
при высоте столба расплава 1,5 м. Корреляция по¬
лученных результатов с известной методикой рас¬
чета [7] подтверждает эффективность увеличения
содержания оксида для роста усвоения хлора.
Также исследована возможность гравитационной
очистки получаемого расплава от взвешенных ча¬
стиц хлорируемого сырья. Опыты показали (рис. 4),
что путем отстоя расплава (содержание MgCl
· 45,0...
55,0 %) и осаждения шлама в течение 45 мин дости¬
гается степень очистки расплава от MgO - 98 %, от
SiOj - 96,6, от AljOj - 97,4 %. Содержание соедине¬
ний железа в осветленном расплаве практически не
изменяется, что, очевидно, свидетельствует о перехо¬
де Fe в процессе хлорирования в растворимое состоя¬
ние в составе комплексных ионов [FeClJ".
Онытно-нромышленные исследования. Про¬
верка полученных зависимостей и констант про¬
цесса хлорирования магнезита в расплаве была осу-
піествлена на промышленном карналлитовом хлора¬
торе ХК-150. Целью испытаний также являлось изу¬
чение процессов шламообразования и пылеуноса, ко¬
торые супіественны для промышленной практики [8]
и с трудом поддаются моделированию, а также каче¬
ства получаемого хлоридного расплава и его соответ¬
ствия требованиям электролитического передела.
Для испытаний была поставлена партия при¬
родного магнезита Киргитейского месторождения
(Северо-Ангарского рудника), массовая доля основ¬
ных компонентов в которой составляла, %: MgCO
·
93,5; СаСОз - 4,2; SiO
· - 1,2; - 0,65; AiPj - 0,1.
Крупность измельченного магнезита, согласно дан¬
ным ситового и микроскопического анализов, состав¬
ляла 2... 100 мкм (отдельные частицы до 400 мкм)
при средней величине ~ 50 мкм. В качестве восстано¬
вителя использовался нефтекокс марки КЗ - 0.
Процесс хлорирования измельченного магнези¬
та производили в расплаве отработанного электроли¬
та. Для опытных процессов был использован хлора¬
тор перед остановкой на капитальный ремонт. Про-
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
99



ПРОИЗВОДСТВО ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ
Таблица 1. Нормы технологического режима процесса хлорирования магнезита в отработанном
электролите в промышленном карналлитовом хлораторе



























а
Рис. 1. Зависимость скорости хлорирования оксида магния
в расплаве (а) и дисперсности частиц D (б)
должительность испытаний составила 10 сут. Хлори¬
рование осуществляли в хлоркамере 2, плавильник
и хлоркамера 1 были заморожены. Загрузку магне¬
зиальной шихты (магнезит + нефтекокс) вели непре¬
рывно мелкими порциями через воронку на поверх¬
ность расплава, имитируя режим непрерывного пи¬
тания. Заливку отработанного электролита произво¬
дили 1...2 раза в смену ковшами по 1,5...2,0 т. Вви¬
ду незначительного потока, миксер был оборудован
электродами для подогрева расплава. Готовый рас¬
плав сливали 1.. .2 раза в смену и ковшами подавали
на питание выделенных электролизеров. Слив шлама
миксера был произведен после 8 сут. работы хлора¬
тора. Шлам хлоркамеры в период испытаний не сли¬
вался. Основные технологические нормы процесса
хлорирования приведены в табл. 1.
Низкие скорость загрузки магнезита и содержа¬
ние MgO в расплаве хлоркамеры были продиктованы
необходимостью более длительного испытания полу¬
чаемого расплава на электролизе.
При завершении испытаний был опробован ре¬
жим работы хлоратора при загрузке магнезита 370...
480 кг/ч и массовой доле MgO в расплаве хлоркаме¬
ры 2,0...3,5 %. Расчет скорости хлорирования и сте¬
пени пользования хлора производился по изменению
содержания MgCl
· в полученном расплаве. Основные
достигнутые показатели приведены в табл. 2.
Результаты испытаний подтвердили возможность
хлорирования магнезита но избранной схеме. Вслед¬
ствие тонкого помола степень использования MgO
магнезита составила около 70 %, выход шлама был
Vm и удельной поверхностной скорости Vs от его содержания

















Рис. 2. Зависимость скорости хлорирования оксида
магния Vm от содержания в расплаве нефтяного кокса
незначительным. По этой же причине потери сырья
с пылеуносом были немного выше, чем при перера¬
ботке карналлита. Степень использования магнезита
и хлора возрастали при понижении расхода хлоргаза,
что свидетельствует о возможности оптимизации га¬
зовой нагрузки и снижения нылеуноса. Однако, опре-
деляюпіим фактором степени использования хлора и
производительности но MgCl
· является содержание
оксида магния в объеме расплава хлоркамеры. До¬
стигнутый их рост в 1,5... 1,85 раза при повышении
содержания MgO в расплаве с 0,4... 1,2 до 2,0.. .3,5 %
хорошо согласуется с результатами лабораторных ис¬
следований.
Состав шлама миксера (мае. доля, %: MgO - 15,5;
SiOj - 1,6; Fe
·Oj - 0,25) показывает, что в миксере

100

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




ПРОИЗВОДСТВО ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ
$щ. г/ч



10
Таблица 2. Основные технологические и
технико-экономические показатели процесса
хлорирования магнезита в расплаве
отработанного электролита









О









20









40









60









80
Рис. 3. Зависимость скорости хлорирования оксида
магния $т от концентрации в расплаве хлористого магния

АітО'2
0,5

0,4<

0,3

0,2

0,1
0,10

0,08

0,06

0,04

0,02

О
10
20
30
40 Т
" I ·

Рис. 4. Изменение содержания оксидов кремния и
алюминия в расплаве при отстаивании расплава

происходило частичное осаждение SiO
· , а очистки
от соединений железа практически не наблюдалось.
По качественному составу полученное хлормагние-
вое сырьё существенно не отличалось от безводно¬
го карналлита (Табл. 3), но содержание С, Fe и SiO
·
в расплаве, полученном из магнезита, существенно
превышало их уровень в безводном карналлите.
Исследования по определению эффективности
электролитического производства магния из полу¬
ченного сырья проводились на бездиафрагменнных
электролизерах с нижним вводом анодов БЭН-90. До
начала переработки экспериментального сырья элек¬
тролизеры работали в оптимальном режиме с устой¬
чивыми технологическими показателями. В первые
двое суток испытаний отрицательных отьспонений не
наблюдалось. Однако в дальнейшем, были зафикси¬
рованы рост температуры электролита на 5-10 °, ухуд¬
шение отстаивания шлама, ухудшение слияния ка¬
пель магния, что привело к снижению выхода но току
на электролизере на 2,3 % до 77,1 %.
Кроме повышенного содержания примесей, одной
из причин ухудшения процесса, по данным микроско¬
пического анализа, явилось наличие в эксперимен¬
тальном сырье зерен MgO размером 5-7 мкм, что го¬
раздо меньше размера частиц MgO в безводном кар¬
наллите, обычно достигающих крупности 20-30 мкм
или образующих конгломераты размером 50.. .60 мкм.
Ухудшение показателей работы электролизёров
послужило поводом для опробования режима хло¬
рирования магнезита в качестве добавки (до 3 % по
массе) к обезвоженному карналлиту на действующем
хлораторе. В течение 7 сут. было переработано 14 т
магнезита и получено 586 т расплава безводного кар¬
наллита. Существенных изменений в работе электро¬
лизёров на таком сырье не отмечено, выход магния по
току сначала понизился до 75,3 %, а затем стабильно
повышался до 79,4 %.
В ходе промышленных испытаний, несмотря на
незначительный объём переработанной партии сы¬
рья, были получены позитивные результаты для про¬
цесса хлорирования, показывающие возможность
создания солевого хлоратора для переработки магне¬
зита с оптимальным объёмом камер хлорирования,
газовой нагрузкой и дозировкой оксида, позволяюще¬
го получать до 60.. .75 т MgCl
· в сутки.
Другим важным результатом явилось относитель¬
но долгосрочное опробование хлоридного расплава
на электролизе и подтверждение того факта, что нри
получении хлормагниевого расплава с высоким со¬
держанием щелочных металлов (аналога карналлита)
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
101






ПРОИЗВОДСТВО ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ
Таблица 3. Средняя массовая доля компонентов сырья, подававшегося на опытные электролизеры





в расплаве происходит пакоплепие соедипепий желе¬
за, пегативпо влияющих па процесс электролиза. Для
переработки по даппой технологии требуется магне¬
зит с содержанием Fe не более 0,08 % и SiO
·ne более
0,5 %, или необходимо рафинирование хлормагние-
вых расплавов от вредных для электролиза примесей.
Поэтому в дальнейшем была исследована электрохи¬
мическая очистка хлормагниевого расплава, показав¬
шая возможность снижения содержания соединений
железа в миксере в 4 раза до 0,020 - 0,035 % [3].
Выполненная технико-экономическая оценка эф¬
фективности производства хлормагниевых расплавов
из магнезита, в сравнении с супіествуюпіей технологи¬
ей получения безводного карналлита, показала конку¬
рентоспособность магнезита при необходимости орга¬
низации нового производства или расширения суш:е-
ствуюш:их мош,ностей но производству магния [9].

Выводы.
1. Комплексом лабораторных и опытно-
промышленных исследований установлена эффек¬
тивность и экономичность технологии хлорирования
магнезита в солевом расплаве.
2. Выявлены требования к качеству перерабаты¬
ваемого магнезита для получения хлормагниевого
расплава, удовлетворяюпіего требованиям электро¬
лиза.
3. Для промышленной реализации технологии не¬
обходима разработка специализированного раснлав-
ного хлоратора, конструкция которого позволила бы
совместить процесс диссоциации карбоната магния
и высокую скорость хлорирования оксида магния с
очисткой готового расплава от дисперсных частиц
сырья и растворимых примесных соединений.





лургия магния. - М.: Металлургиздат, I960.- 480 с.
2. Механизм хлорирования магнезита смесью СІ
· +
СО / Д.В.Прутцков, В.Н.Девяткин, С.М.Лунинос,
Ю.М.Рябухин, В.Г.Лысенко// Цветные металлы. -
1986-№ 5.-С. 52-56.
3. Разработка и исследования технологии получе¬
ния хлормагниевого сырья из магнезита КНР ме¬
тодом хлорирования в расплаве с носледуюпіим
электролизом: Отчет по НИР / Институт титана;
Руководитель Забелин И.В. Запорожье, 1992. -79с.
4. Ступина A.M. Исследование кинетики и ме¬
ханизма хлорирования окиси магния хлористым
водородом и хлором в расплавленных хлоридах:
дисс. канд. тех. наук. - Свердловск, ИЭЛ УФАН
СССР, 1978. - 16 с.
5. Безворитний В.А., Безуьспадников А.Б. Ступи¬
на A.M. Хлорирование окиси магния в хлоридах
ш:елочных металлов // Цветные металлы. - 1972. -
№ 10.-С. 44-46.
6. Стромберг А.Г., Семченко Д.П. Физическая хи¬
мия. - М.: Высшая школа, 1988. - 496 с.
7. Щеголев В.И., Иванов А.Б., Безуьспадников
А.Б., Андреева И.Г. Влияние высоты расплава на
поглопіение хлора в безрешетчатом карналлито-
вом хлораторе // Электролитическое производ¬
ство магния. Труды института титана. - Запоро¬
жье. 1982.-С. 13-22.
8. Язев В.Д. Совершенствование конструкции
карналлитового хлоратора. Соликамск.: Типо¬
граф, 2006. -250 с.
9. Исследовать процесс хлорирования магнезита
смесью хлора и оксида углерода на эксперимен¬
тальной установке: Отчет по теме 10-87п-09 / Ин¬
ститут титана; Руководитель Прутцков Д.В. Запо¬
рожье, 1988. -201 с.
Библиографический список
1. Стрелец Х.Л., Тайц А.Ю., Гуляницкий Б.С., Метал¬
Поступила 1.06.2010


·

Вниманию подписчиков!


На сайте ДП «Пр#са» 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, 03999
телефоны международного отдела (044)-248-78-12; 289-06-48
e-mail: import@pressa.ua

102

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4





МАШИНОВЕДЕНИЕ

УДК 669.162.267.6:669.7214.002.5
Большаков В.И. /д.т.н./, Черевик Ю.И. /к.т.н./
Подобедов Н.И. /к.т.н./

Производство
Башмаков A.M. /к.т.н./
Институт титана
Институт черной металлургии НАН Украины
Исследование динамических нагрузок привода фурмы в
установках десульфурации чугуна
Разработана математическая модель привода вертикального перемещения фурмы установки
десульфурации чугуна, приведены результаты исследований на этой модели динамических
процессов для различных режимов работы привода. Ил. 3. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: установка десульфурации чугуна, динамические нагрузки, фурма, привод,
гибкая связь, металлоконструкция, математическая модель, цепная передача, зубчатое колесо

Mathematical model of elevation power drive of desulfurization unit lance is developed, the results of
investigation of dynamic processes on this model for various operating modes of the drive are presented.

Keywords: desulfurization unit, dynamic loads, lance, drive, flexible coupling, metalwork, mathematical
model, chain gear, gear wheel

Анализ работы находящихся в эксплуатации уста¬
новок десульфурации чугуна показал, что основ¬
ным фактором, снижающим надежность работы
устройств, обеспечивающих ввод магния в жид¬
кий чугун, является воздействие больших динамиче¬
ских нагрузок на фурмы, элементы силовых линий,
их приводы и металлоконструкции [1]. Появление та¬
ких нагрузок обусловлено воздействием технологи¬
ческих сил на механическую систему установки де¬
сульфурации чугуна (УДЧ), вьспючающую следую¬
щие основные элементы [2]: железнодорожный путь
с установленной на нем подрессорной платформой с
чугуновозным ковшом с жидким металлом, фурмен¬
ное устройство с приводом, устройство ввода фур¬
мы в расплав, металлоконструкции и механизм фик¬
сации фурмы. Одной из важных отличительных осо¬
бенностей украинских установок десульфурации чу¬
гуна нового поколения является применение впервые
в мировой практике механизма фиксации фурмы в её
нижнем рабочем положении и надежного удержания
её в этом положении в течение всего времени продув¬
ки. Теоретическое обоснование целесообразности и
эффективности применения такого механизма дано в
работе [3], а конструкция и технические характери¬
стики представлены в работах [4].
Для определения динамических нагрузок, дей¬
ствующих в гибких связях привода вертикального пе¬
ремещения фурмы, необходимо исследовать динами¬
ческие процессы, происходящие при вертикальном
перемещении фурмы на различных этапах её движе¬
ния и в процессе десульфурации. В качестве базовой
конструкции рассмотрим современный вариант при¬
вода, обеспечивающего принудительное погруже¬
ние фурмы в расплав, кинематическая схема которого
онисана в работе [2]. Он представляет собой замкну¬
тую механическую систему с двумя параллельными
гибкими связями, расположенную на направляющей

колонне и осуществляющую принудительное погру¬
жение фурмы в ковш с жидким чугуном на требуе¬
мую глубину. В качестве гибкой связи использует¬
ся спаренная цепная передача. Направляющая колон¬
на коробчатого типа прямоугольного сечения жестко
прикреплена на трех уровнях к несущей раме метал¬
локонструкции устройства ввода фурм в расплав, что
обеспечивает её устойчивое положение нри переме¬
щении каретки с фурменным устройством. На про¬
тивоположных концах колонны расположены зубча¬
тые колеса (звездочки) привода цепи, каждое из ко¬
торых выполнено с двумя зубчатыми венцами. Опо¬
ра нижнего зубчатого колеса крепится к направляю¬
щей колонне через упругие элементы, выполненные
в виде четырех пакетов тарельчатых пружин. Тарель¬
чатые пружины позволяют регулировать величину
натяжения силовых ветвей цепной передачи, поддер¬
живать цепи в натянутом состоянии при работе при¬
вода, а также выбирать слабину при появлении из¬
носа. Каретка перемещается вдоль колонны, на боко¬
вых поверхностях которой расположены направляю¬
щие брусья, ограничивающие поперечное смещение
каретки относительно колонны, ход каретки состав¬
ляет 7450 мм.
К раме каретки сверху и снизу кренятся концы
спаренной цепной передачи. Каретка на колонне рас¬
полагается консольно и удерживается на ней при по¬
мощи четырех пар опорно-направляющих роликов,
взаимодействующих с направляющими брусьями и
ограничивающих её поперечные перемещения. Ба¬
зовое расстояние между этими роликами составля¬
ет 1070 мм. Оси роликов установлены с эксцентри¬
ситетом, максимальная величина которого достигает
4,0 мм. Эксцентриситет позволяет регулировать вели¬
чину зазора между роликами и опорным брусом как
при монтаже и настройке, так и при появлении изно¬
са. Каретка приводится в движение электродвигате-

I Большаков В.И., Черевик Ю.И., Подобедов Н.И., Башмаков A.M., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

103



МАШИНОВЕДЕНИЕ

этому в расчетах при отрицательном значении при¬
лагаемой нагрузки жесткость соответствующих вет¬
вей принимается нулевой. Жесткости ветвей цепи
и С
·, связанные с кареткой, переменны по величине,
так как каретка периодически перемещается между
крайними положениями на величину хода, равную
7450 мм.
После достижения кареткой нижнего рабочего

ркСф Ј
I т І.гпк+тф
в















Рис. 1. Расчетная схема привода фурмы
положения (А
·) фурма фиксируется в этом положении
специальным зажимным устройством, которое мо¬
делируется упругой силой F
·, определяемой приве¬
денной жесткостью кронштейна фиксатора и огра¬
ничивающей вертикальные колебания фурмы. Жест¬
кость фиксатора в этом направлении на порядок
больше жесткости ветвей цепи и С
·. Горизонталь¬
ная составляющая реакции фиксатора препят¬
ствует поперечным перемещениям фурмы.
Математическое описание расчетной схемы, при¬
веденной на рис. 1, представлено в виде системы
дифференциальных уравнений относительно неиз¬
вестных скоростей принятых масс и сил, действую¬
щих в упругих связях между ними
Мв=-а(Мд-М„)+в(Кд-Ко)-«-Кд, 1 Д
Vd={Mo-R-Fj+R-F
·)IJo, 2
V, =R
·F,-F,)/J,, 3
Vr=R'(F,-F,)/J„ 4
XK=g + {F(,-Fg -F, -Fj -F3 -Fs)/{m
·+mф), 5
лем через редуктор и спаренную ценную передачу
Принудительное погружение фурмы в ковш с рас¬
плавом в этом приводе осуществляется механической
системой, выполненной в виде спаренных гибких
связей, замыкающихся непосредственно по каретке с
обеих её сторон. Оснащение привода двумя винто¬
выми натяжными механизмами и силовым упругим
X2=-g + {F6+FT-Fg)/m2, 6
F4=Ci{V,-Vo) , 1
F5=Ci{x
·-vX 8

Fe = Сб Vi -Xk-x% L

(1)
демпфером из тарельчатых пружин обеспечивает на¬
дежное регулирование натяжения силовых ветвей
цепной передачи при монтаже и наладке, стабиль¬
ное поддержание этого натяжения нри эксплуатации

Fi=Ci\ Vo-V,

Fz = Cs · Xb .

10

11 7
привода, а также выборку зазоров при износе цепи.
Одновременное использование в приводе двух
параллельно работающих цепных передач исьспюча-
ет возможность полного обрыва его упругой силовой
линии и падения фурмы в ковш с чугуном, так как
при разрыве одной из цепных передач вторая остает¬
ся целой, а привод автоматически останавливается, и
аварийная ситуация предотвращается.
Для оценки динамических нагрузок этого при¬
вода принята расчетная схема, представленная на
рис. 1, исследование которой позволяет опреде¬
лить максимальные нагрузки нри различных режи¬
мах его работы. Она вьспючает электродвигатель с
тормозом, редуктором и промежуточной головкой
верхнюю (Jj) и нижнюю (J
·) звездочки, нижняя
может перемещаться в пределах сжатия тарельчатых
пружин, и каретку с фурмой общей массой равной
+ Отф. Привод и каретка соединены цепной передачей
в одну замкнутую механическую систему, в которой
цепи представляют собой односторонние связи, по¬
Ha расчетной схеме привода (рис. 1) и в уравне¬
ниях (1) приняты следующие обозначения:
- выталкивающие силы, действующие на фурму, со¬
ответственно, сила Архимеда, технологическая сила
от восходящего потока пузырей, выходящих из испа¬
рительной камеры, и реактивная сила от скоростно¬
го потока газомагниевой смеси; F
·h - силы на¬
тяжения верхних участков цепной передачи; F
· и F
·
- силы натяжения нижних участков ценной переда¬
чи; F
·hC
· усилие затяжки тарельчатых пружин и их
жесткость; F
·h С
· усилие, воспринимаемое фикса¬
тором, и его приведенная жесткость; G
·, G
·Htn
· и
- вес и масса каретки и фурмы; С
·, и и - жест¬
кости участков верхних и нижних ветвей ценной пе¬
редачи; и Fp - момент и скорость двигателя, при¬
веденные к приводной звездочке; - момент инер¬
ции двигателя, тормоза, редуктора и промежуточной
головки, приведенный к приводной звездочке; $
·,
Jj, и OTj, - линейные скорости, моменты инер¬
ции и массы верхней и нижней звездочек; R - радиус

104

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



МАШИНОВЕДЕНИЕ
звездочек; Af и F - момент и приведенная скорость
двигателя при опускании фурмы; айв- коэффици¬
енты корректировки момента двигателя по Af и F;
п - коэффициент вьспючения тормозного момента; g
- ускорение силы тяжести; Н = Н
· + Н
· ход каретки;
i/j часть хода каретки от верхнего исходного поло¬
жения до поверхности расплава; глубина погру¬
жения фурмы в расплав; L - расстояние между ося¬
ми звездочек или длина нагруженного участка цепи.
Система уравнений (1) решалась численным ин¬
тегрированием методом Рунге-Кутта. Начальные
условия для системы уравнений (1) определяются
из условия равенства нулю правых частей уравне¬
ний этой системы, а усилия в ветвях цепной переда¬
чи равны: = F
·, = F
·, F
·+ F
· = F
·, F
· = g (m
· +
Отф), = R (F
· - F
·. Начальные усилия во всех че¬
тырех ветвях цепной передачи определяются из усло¬
вия, что известно предварительное натяжение F
· ве¬
личина которого задается усилием, формируемым
упругим блоком тарельчатых пружин нижней звез¬
дочки. Упругий блок представляет собой комбина¬
цию элементов, выполненную из четырех параллель¬
но расположенных стаканов, каждый из которых на¬
бран из шести последовательно расположенных та¬
рельчатых пружин одинаковой жесткости, приведен¬
ная жесткость которого составляет = 2,27 10' н/м,
а допустимая упругая деформация этого блока может
составлять = 10,6 мм. Это позволяет довести при
необходимости величину предварительного натяже¬
ния блока до 240,6 кН, или до 60,2 кН на одну цепь.
Величина этого усилия регулируется и позволяет обе¬
спечить необходимое натяжение ветвей ценной пере¬
дачи. При расчетах это усилие задается в виде началь¬
ного условия в исходных уравнениях.
Первое уравнение системы (1) описывает рабо¬
ту электродвигателя, обеспечиваюпіего поддержание
заданного момента Af = R(F
· - F
· в статическом ре¬
жиме и возможность движения с заданной постоян¬
ной скоростью F при поднятии фурмы. При непод¬
вижной каретке момент двигателя уравновешива¬
ет силу тяжести фурмы и каретки. Начало опускания
фурмы моделируется заданием нулевого значения Af.
В этом случае электродвигатель работает в генера¬
торном режиме и тормозит привод пропорционально
разности реальной скорости и заданной F. При
подходе фурмы к рабочему положению к двигателю
приьспадывается тормозное усилие, которое модели¬
руется вьспючением коэффициента п.
В исследуемом приводе применяются асин¬
хронный электродвигатель типа YZ160M2 мош,-
ностью = 8,5 кВт с частотой врапіения
Иц = 943 об/мин и редуктор цилиндрический трех¬
ступенчатый типа ZSY 250-50 с передаточным отно¬
шением і = 50, обеснечиваюш,ие скорость подъема и
опускания фурмы, равную 11,6 м/мин и тормоз ко¬
лодочный типа YWZ5-200/30 с тормозным моментом
М = 118-315 Нм.
Т
С использованием нриведенной расчетной схе¬
мы выполнен анализ динамических процессов, про-
исходяпіих в гибких связях механической системы,
характеризуемой следуюпіими исходными конструк¬
тивными параметрами: L = 11000 мм, Н = + Н
· =
7450 мм, = 5450 мм, = 2000 мм, = 1275 мм,
ф 'к '12 '12
11,6 м/мин, R = 255 мм.
В течение одного технологического циьспа карет¬
ка, закрепленная на правой ветви цепной передачи и
перемеш:аюш,аяся по направляюпіей колонне, име¬
ет три фиксированных положения и А
·. Поло¬
жения и соответствуют верхнему исходному
и нижнему рабочему. Каждая из этих точек харак¬
теризуется своими длинами ценей, а следователь¬
но, и жесткостями и С
·. Левая (приводная) ветвь
состоит из двух участков цепи одинаковой длины и
жесткости, то есть = С
·. В установке использует¬
ся приводная роликовая цепь с предельной нагруз¬
кой 200 кН, жесткость которой для нагруженно¬
го участка цепи длиной (L = 11000 мм) составляет
С = 2,46-10' н/м. С учетом конструктивных пара¬
метров этой цепи для участков левой ветви полу¬
чаем = 4,92 10' н/м. Для правой ветви с ха¬
рактерными точками А
·, А
· и А
· жесткости и
равны: Aj (С
·= 2,41x10* н/м и = 3,16x10' н/м),
А
· (С, = 4,12x10' н/м и Q = 8,67x10' н/м) и

· = 3,16x10' н/м и Q = 2,41x10** н/м).
Приведенная расчетная схема привода и ее ма¬
тематическое описание представляют собой универ¬
сальную математическую модель, использование ко¬
торой позволяет исследовать разные варианты кон¬
струкций привода, осуш:ествляюш,ие как свободное,
так и принудительное погружение фурмы в жидкий
расплав. В первом случае, когда фурма погружается в
жидкий чугун под действием собственного веса, ис¬
пользуется только часть расчетной схемы, а из обпіей
системы уравнений, онисываюпіих ее поведение, ис-
ьспючаются уравнения, касаюш,иеся обратных свя¬
зей (4, 6, 9, 10, И), упропіаются уравнения (2) и (5),
а к массе каретки (mj добавляется масса балластно¬
го груза (wZg).
Результаты определения усилий в ветвях цепи (F
·
и F
·), когда фурма опускается в расплав под действи¬
ем собственного веса, представлены на рис. 2. При
этом рассматриваются периоды свободного опуска¬
ния фурмы (і погружения ее до рабочего положе¬
ния t
·) и период десульфурации (t >t2)- Анализ
полученных результатов показывает, что в этом слу¬
чае нагрузка между правой и левой ветвями цепи рас¬
пределяется практически одинаково, но при движе¬
нии фурмы наблюдаются рывки, в результате чего на¬
грузка в цепи значительно превосходит статическую.
Так, если приведенная сила тяжести фурмы {т
· +
+ nig)xg составляет 30 кН, то максимальная нагрузка,
зафиксированная в цепи, достигала 70 кН (рис. 2а),
то есть превышала статическую более чем в 2 раза.
Объясняется это тем, что при односторонней связи
воздействие на фурму архимедовой силы {F
· и пе¬
ременной силы, вызванной барботажем {F
·, способ¬
ствуют уменьшению до нуля натяжения в несупіей
ветви. Периодически образуюш,аяся слабина (подоб¬
но зазору в механической системе) приводит к разры-
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
105



МАШИНОВЕДЕНИЕ


р4(кН)

FstkH)
, so






I (сек)
образность и эффектив¬
ность применения специ¬
ального устройства, при¬
нудительно фиксирующе¬
го фурму в рабочем поло¬
жении при продувке чугу¬
a) 6)
Рис. 2. Натяжение в ветвях цепи при свободном погружении фурмы: а -


натяжение в цепи до
на газомагниевой смесью
[3,4].
звездочки; б - натяжение в цепи после звездочки
Заключение
Разработанная авто¬
рами конструкция приво¬
да фурмы обеспечивает
стабильное погружение
и фиксацию её в рабочем
положении, существен¬
10


а)
20 t [ск)


6)

t (сек)
но уменьшает динамиче¬
ские нагрузки привода и
связанные с его эксплуа¬
Рис. 3. Усилия в верхнем и нижнем участках рабочей (правой) ветви при принудительном по
гружении фурмы: а - в верхнем участке цепей; б - в нижнем участке
тацией ремонтные затра¬
ты. Исследования дина¬
мических процессов с по¬
ву силовои связи с приводом, в результате чего изме¬
няются скорости привода и каретки. Это приводит к
рывку в цепях и следующему циклу образования сла¬
бины. Рывки натяжения в ценях вызывают увеличе¬
ние амплитуд колебаний элементов привода, которые
передаются на направляющие колонны, опоры карет¬
ки и металлоконструкции. Для исьспючения этих рыв¬
ков и уменьшения динамических нагрузок в гибких
связях и опорах каретки при ее перемещении предло¬
жено замкнуть привод снизу обратной гибкой связью
через подпружиненную нижнюю звездочку.
С помощью модели определены усилия в правой
ветви замкнутой цепной передачи (F
· и F
·), которые
приведены на рис. 3. Эти результаты получены для
случая, когда усилие предварительного натяжения
этих ветвей (F
·) составляло 10 кН. Так как результаты
предыдущих расчетов показали, что нагрузки меж¬
ду левой и правой ветвями качественно и количе¬
ственно распределяются практически одинаково, то
ограничились изучением условий нагружения только
одной из ветвей. Анализ результатов моделирования,
приведенных на рис. 3, показывает, что при приме¬
нении в приводе замкнутой обратной связи и предва¬
рительного натяжения максимальное усилие в несу¬
щей цепи (F
·) не превышает 50 кН, а верхний и ниж¬
ний участки правой ветви цепи постоянно натянуты,
что подтверждает отсутствие слабины, а следователь¬
но, и рывков. Применение в приводе обратной связи
и предварительного натяжения позволило стабилизи¬
ровать перемещение фурмы и уменьшить почти в 1,5
раза нагрузки в ведущих ветвях привода.
Результаты исследований подтвердили целесо-










































·
мощью разработанной математической модели при¬
вода фурмы показали, что применение в приводе гиб¬
кой обратной связи с нижней подпружиненной опо¬
рой обеспечивает принудительное погружение фур¬
мы в расплав на заданную глубину и уменьшает ди¬
намические нагрузки в основных элементах привода
в 1,5 раза. Применение механизма фиксации фурмы
в рабочем положении предотвращает передачу дина¬
мических нагрузок от фурмы к каретке во время про¬
дувки чугуна.

Библиографический список
1. Бондаренко А.Г., Шевченко А.Ф., Остапчук
Н.П. и др. Совершенствование оборудования от¬
делений десульфурации чугуна с погружаемыми
фурмами // Металлург - 1983. -№ 3. - С. 17-20.
2. Новое оборудование комплексов внепеч-
ной обработки чугуна гранулированным маг¬
нием // В.И. Большаков, А.Ф. Шевченко,
A.M. Башмаков, Ю.И. Черевик // Металлург и
горноруд. пром-сть. - 2006. -№ 1. - С. 95-99.
3. Большаков В.И., Богачев Ю.А., Маслов Н.А.
Динамические характеристики привода установ¬
ки десульфурации чугуна // Металлург и горно¬
руд. пром-сть. - 2000. - № 6. - С. 70-73.
4. Большаков В.И., Черевик Ю.И, Башмаков
A.M. Создание механизма фиксации фурм и вы¬
бор методики его расчета // Металлург и горно¬
руд. пром-сть. - 2006. - № 4. - С. 104-107.

Поступила 26.10. 2010


106


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



МАШИНОВЕДЕНИЕ
УДК 669. 02 /. 09 : 658. 58
Бобровицкий В.И.
Филиал «Металлургический комплекс»
Производство
Седуш В.Я. /д.т.н./, Сидоров В.А., Седуш B.C.
Донецкий НТУ
ЗАО «Донецксталь»-металлургический завод»

Совершенствование структуры и функций
ремонтных служб металлургических предприятий
в статье проведено исследование требований к структуре ремонтных служб механического
оборудования металлургических предприятий с целью повышения безотказности работы
механизмов и машин. Необходимым является создание службы эксплуатации механического
оборудования в рамках функций отдела Главного механика для эффективного решения вопросов
по устранению отклонений в работоспособном состоянии на ранних стадиях развития
неисправности. Ил. 2. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: служба ремонта и эксплуатации, механическое оборудование,
работоспособное состояние, диагностирование

Requirements to the structure of machinery maintenance sen/ices at iron & steel works are investigated
in the paper with the purpose to raise faultless operation of mechanisms and machines. Creation of machinery
maintenance service within functions of department of Master Mechanic for effective solution of problems
related to elimination of malfunctions in the operable state at the early stages of fault development is necessary.

Keywords: repair and maintenance service, machinery, operable state, diagnosis
Успешная деятельность металлургического нред-
нриятия определяется совершенством технологии
производства, безотказной работой оборудования, ко¬
торая обеспечивается системой технического обслу¬
живания и ремонта. Вопросы технического обслу¬
живания и ремонта механического оборудования яв¬
ляются актуальными для любого металлургическо¬
го предприятия. В решении этих задач структура ре¬
монтных подразделений предприятия играет основ¬
ную роль, определяя эффективность проводимых ре¬
монтов. Традиционно рассматриваются централизо¬
ванная, децентрализованная и смешанная форма ор¬
ганизации ремонтного производства [1]. Практика
свидетельствует о недостатках в организационной
структуре ремонтных служб.
Вопросы оптимизации структуры и деятельно¬
сти ремонтных служб промышленных предприятий
в последнее время все чапіе становятся предметом
исследования [2-4]. Предлагаются к внедрению си¬
стемы ТРМ (Total Productive Maintenance), планово-
предупредительного ремонта (ППР), проактивные
стратеги ремонта [3]. Рекомендации носят неопреде¬
ленный или противоречивый характер. Это указыва¬
ет на неполную изученность вопроса.
В статье рассматриваются направления совер¬
шенствования структуры и функций ремонтных
служб металлургических предприятий с целью фор¬
мирования единой технической деятельности цехо¬
вых ремонтных служб и подразделений отдела Глав¬
ного механика. Работа ремонтных служб металлур¬
гических предприятий в настояпіее время ориенти¬
руется на поддержание и восстановление работоспо¬
собного состояния механического оборудования пу¬
тем проведения технического обслуживания, преду¬
предительного или вынужденного ремонта. Система
планово-предупредительных ремонтов, доминирую-
I Бобровицкий В.И., Седуш В.Я., Сидоров В.А., Седуш B.C., 2010 г.

ш,ая на металлургических предприятиях, предполага¬
ет, что проведение онределенного объема ремонтных
работ через равные промежутки позволит обеспечить
безотказную работу механизмов. Индивидуальные
свойства металлургических машин приводят к тому,
что ремонтная служба занимается срочной ликвида¬
цией внезапных отказов. В результате - внеплановые
остановки технологических линий, снижение эффек¬
тивности производства, увеличение затрат на содер¬
жание оборудования и объемов проводимых ремонт¬
ных работ, увеличение скорости старения узлов, что
приводит к новым затратам по преждевременной за¬
мене изношенных узлов.
В деятельности металлургического предприятия
ремонтные службы выполняют функции обеспечения
и восстановления работоспособного состояния обо¬
рудования: механического, электрического, энергети¬
ческого, зданий и сооружений. В этой деятельности
стратегическое значение имеет взаимодействие меж¬
ду подразделениями ремонтной службы для достиже¬
ния поставленных задач по обеспечению безотказно¬
сти комплекса механического оборудования при реа¬
лизации технологического процесса.
На металлургических предприятиях в настояпіее
время преобладает смешанная форма структуры ре¬
монтной службы, при которой на предприятии функ¬
ционируют цеховые ремонтные службы (подчиняю-
ш,иеся начальнику цеха) и ремонтные подразделения
отдела Главного механика (рис. 1). В условиях огра¬
ниченной информации о техническом состоянии воз¬
никает тенденция к ежегодному увеличению объемов
ремонтных работ для компенсации износа оборудова¬
ния. Отсутствие единой технической политики в обе¬
спечении работоспособного состояния механическо¬
го оборудования приводит к ликвидации последствий
износа, отказов оборудования. Различное подчинение

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

107



МАШИНОВЕДЕНИЕ

ремонтных структур приводит к уменьшению опера¬
тивности при подготовке и поведении ремонтов, лик¬
видации аварийных ситуаций.
Основной задачей ремонтных служб является
адаптация механизма к меняющимся условиям экс¬
плуатации - параметрам технологического процес¬
са, изменяющимся свойствам деталей и узлов меха¬
низма, качеству технического обслуживания и ре¬
монта. Это более эффективно можно осуществить в
рамках единой службы эксплуатации и ремонта ме¬
ханического оборудования, созданной на основе от¬
дела Главного механика. При этом преобладающим
должно стать не инспектирование деятельности цехо¬
вых ремонтных служб, а совместная работа по оцен¬
ке и улучшению технического состояния оборудова¬
ния. Проведение единой технической политики при
техническом обслуживании и ремонте оборудования
повысит безотказность комплекса металлургических
машин и позволит исьспючить внеплановые останов¬
ки агрегатов.
Практически взаимодействие цеховых ремонт¬
ных служб и цехов отдела Главного механика ограни¬
чивается составлением графика ремонтов цеховыми
ремонтными службами, обеспечением и проведени¬
ем ремонтов подразделениями отдела Главного меха-















Рис. 1. Взаимодействие цеховых ремонтных служб и под¬
разделений отдела Главного механика при смешанной
форме структуры ремонтной службы металлургического
предприятия
пика. Таким образом. Главный механик осуществляет
функции Главного ремонтника, едва успевая бороть¬
ся со следствием ошибок эксплуатации и ускоренно¬
го износа оборудования. Необходимо переориентиро¬
вать работу на предупреждение развития поврежде¬
ний.
Для этого функции по эксплуатации, техничес¬
кому обслуживанию и ремонту механического обо¬
рудования предлагается распределить между отде¬
лом Главного механика и цеховой ремонтной служ¬
бой в соответствии с рис. 2. Основные функции цехо¬
вой ремонтной службы: оперативный контроль усло¬
вий эксплуатации и технического состояния оборудо¬
вания, проведение технического обслуживания и кон¬
троль качества проведенных работ. Основные функ¬
ции отдела Главного механика: периодическое диа¬
гностирование комплекса механического оборудова¬
ния, планирование и проведение текущих и капиталь¬
ных ремонтов, оценка качества выполненных работ.
Согласование проводимых работ необходимо осу¬
ществлять на уровне заместителя Главного механи¬
ка по эксплуатации и заместителя начальника цеха
но оборудованию, сохранив административную под¬
чиненность цеховых ремонтных служб начальнику
цеха. Основная деятельность ремонтной службы в
целом должна быть направлена на выявление и устра¬
нение малых отьспонений в работе оборудования. Не¬
обходимо внедрить оперативный график проведения
нослеосмотровых ремонтов в ремонтные дни или во
время профилактических остановок. Предшество¬
вать этому должен капитальный ремонт оборудова¬
ния, выполненный с минимальными отклонениями и
высоким качеством.
Для отдела Главного механика появляется ряд но¬
вых задач по эксплуатации механического оборудова¬
ния:
- оценка состояния оборудования во время осмо¬
тров и графика диагностирования механизмов со¬
трудниками бюро технического диагностирования,
инспекторами технического надзора;
- организация и проведение оперативных ремон-


















Анализ О! каіов и
мероприятия по устраіісииіо
Рис. 2. Предлагаемое распределение функций по эксплуатации механического оборудования

108 © Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 4



МАШИНОВЕДЕНИЕ
тов в фиксированные ремонтные дни;
- подготовка и проведение капитального ремонта
по скользящему графику в оптимальные для произ¬
водства сроки;
- оценка качества проведенных ремонтов на осно¬
ве анализа отказов;
- разработка и внедрение мероприятий по устра¬
нению причин отказов.
Фактически часть этих работ выполняется отде¬
лом Главного механика. Эффективность этих работ
можно повысить, выработав единую стратегию по
эксплуатации и ремонту оборудования. Следует уве¬
личить объем работ по техническому диагностирова¬
нию оборудования, вьспючив, наряду с контролем ви¬
брационных параметров, следующие операции: ди¬
агностирование нодшипников, диагностирование
резьбовых соединений, определение внешних нагру¬
зок, осмотр внутренних полостей и элементов обо¬
рудования, диагностирование качества смазки, диа¬
гностирование гидропривода. Необходимым являет¬
ся не только формирование цеховых подразделений
и заводской службы технического диагностирования,
следует разработать новые принципы взаимодей¬
ствия подразделений и обеспечить повышение квали¬
фикации мастеров цеховых ремонтных служб. Часть
из этих мероприятий в настоящее время реализует¬
ся в ЗАО «Донецксталь» - металлургический завод».
Методологическим обоснованием для выполне¬
ния данных работ является разработка нормативов
необходимости поведения ремонтов, разработка карт
осмотров в соответствии с факторами работоспособ¬
ния для проведения осмотров. В техническом осна¬
щении основное внимание необходимо уделить ис¬
пользованию технических эндоскопов для осмотра
внутренних полостей механизма без разборки. Ре¬
монтная служба должна быть экономически заинте¬
ресована в обеспечении работоспособного состояния
оборудования, а не в проведении большего объема ре¬
монтных работ.
Таким образом, необходимым является создание
службы эксплуатации и ремонта механического обо¬
рудования в рамках функций отдела Главного меха¬
ника, для эффективного решения вопросов по устра¬
нению отьспонений в работоспособном состоянии на
ранних стадиях развития неисправности.

Библиографический список
1. Седуш В.Я. Надежность, ремонт и монтаж ме¬
таллургических машин: Учебник. - 3-е изд., пере-
раб. и доп. - К.: НМК ВО, 1992. - 368 с.
2. Самсонов А. Планово-предупредительный ре¬
монт оборудования предпосылка качества изде¬
лий машиностроения // Стандарты и качество. -
2006. -№ 10.
3. Ширман А.Р., Соловьев А.Д. Практическая ви¬
бродиагностика и мониторинг состояния механи¬
ческого оборудования. - М.: Металлургия, 1996.
-276 с.
4. Кравченко В.М., Сидоров В.А., Седуш В.Я.
Техническое диагностирование механического
оборудования / Учебник. - Донецк: ООО «Юго-
Восток, Лтд», 2009. - 459 с.
ности и уровнями факторов, подготовка оборудова¬
Поступила 05.05.2010


УДК 624.078.2


Производство
Рабер Л.М. /к.т.н./, Червинский А.Е.
НМетАУ

Пути совершенствования технологии выполнения и
диагностики фрикционных соединений на высокопрочных болтах
Предлагаемый метод измерения усилий натяжения высокопрочных болтов может быть
использован как при контроле качества выполненных работ на стадии монтажа конструкций,
так и с целью диагностики независимо от срока эксплуатации. Показана необходимость
совершенствования существующей нормативной базы. Ил. 1. Библиогр. : 7 назв.

Ключевые слова: высокопрочные болты,

соединения, коэффициент трения, коэффициент
закручивания, усилие натяжения

Suggested method of measurement of high-strong bolts tension force can be used both during the quality
control of executed work at the stage of this unit installation and for the purpose of diagnostics irrespectively of
operation term. The necessity of current specification base updating is shown.

Keywords: high- strength bolts, joints, friction coefficient, twisting factor, tension force
В соответствии с нормами проектирования [1]
усилие ' которое может быть воспринято каж¬
дой поверхностью трения соединяемых элемен¬
тов, стянутых одним высокопрочным болтом, пря¬
мо пропорционально усилию натяжения болта Р и
I Рабер Л.М., Червинский А.Е., 2010 г.
коэффициенту трения по соприкосающимся поверх¬
ностям соединяемых элементов ju.
Несущая способность соединений определя¬
ется с учётом коэффициентов условий работы д,
зависящего от количества болтов в соединении, и
коэффициента надёжности , характеризующего

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

109



МАШИНОВЕДЕНИЕ

разброс значений Рju с заданной статистической
обеспеченностью
а.=
·. 0)
Yh
Очевидно, что подготовка соприкасающихся по¬
верхностей и натяжение высокопрочных болтов яв¬
ляются наиболее ответственными технологическими
операциями.
Совершенствование методов подготовки
соприкасающихся поверхностей
Подготовка соприкасающихся поверхностей
относится к числу наиболее трудоёмких техноло¬
гических операций. Особенно это касается динами¬
чески нагруженных конструкций (наклонные мосты
скиповых подъёмников, рудно-грейферные краны пе¬
регружатели, бункерные эстакады и др.), где, в осно¬
вном, используется вредная для здоровья производ¬
ственного персонала пескоструйная очистка. На не¬
обходимость упрощения технологии подготовки со¬
прикасающихся поверхностей обращено внимание
специалистов в течение более 30 лет. Однако в усло¬
виях, когда по данным ЦНИИПроектстальконструк-
ции [2], 87 % затрат, связанных с устройством соеди¬
нений, приходилось на материалы и всего 1,5-6 % -
на заработную плату, актуальной признавалась лишь
проблема снижения металлоёмкости. Пескоструйная
очистка способствовала решению этой проблемы, по¬
скольку она создавала коэффициент трения //>0,58.
Для всех других регламентированных нормами спо¬
собов значение jU существенно ниже.
Как свидетельствует опыт, отказаться от песко¬
струйной очистки в условиях монтажа вполне воз¬
можно, если должное внимание к подготовке сопри¬
касающихся поверхностей будет уделяться завода¬
ми - изготовителями конструкций. Основываясь на
результатах исследований, проведенных в условиях
Днепропетровского завода металлоконструкций им.
И.В. Бабушкина [3], можно выделить два направле¬
ния, реализация которых должна способствовать су¬
щественному повышению эффективности.
Первое направление вьспючает метод очистки кон¬
струкций иод антикоррозионное покрытие до 2-ой
степени но ГОСТ 9.402-2004 или Sa 2,5 - Sa 2 по
ИСО 8501-1. Затем соприкасающиеся поверхности
защищают путём нанесения на них традиционным
методом в заводском цехе маляропогрузки легкосни-
маемого плёночного покрытия (ЛСП). Это покры¬
тие представляет собой смесь, состоящую из 92-94 %
эмали ХВ114 и 6-8 % присадки АКОР. Состав ЛСП,
нанесённый на подготовленные поверхности, пред¬
ставляет собой сплошную полупрозрачную плёнку
толщиной 200-300 мк. Плёнка обладает практически
нулевой адгезией к металлу, и после надреза её но¬
жом легко снимается «чулком». Раствор ЛСП доводят
до рабочей вязкости по вискозиметру при 18-22 °С
ацетоном или растворителем Р-4. Как свидетельству¬
ет опыт, ЛСП обеспечивает защиту подготовленных
на заводе поверхностей при хранении (ГОСТ 9.014-
2004) в лёгких условиях до 10 лет, в средних, жёстких
и особо жёстких, соответственно, до 6-ти, 4-х и 2-х
лет. После их расконсервации выполнять какие-либо
дополнительные технологические операции не требу¬
ется, поскольку фрикционные свойства этих поверх¬
ностей сохранены с высокой степенью надёжности.
Максимальные значения коэффициентов надёжности
но результатам испытаний составили \ и
=1,17, соответственно, с двух- и трёхстандарт-
ной обеспеченностью.
Второе направление заключается в том, что меж¬
ду соединяемыми элементами конструкций уьспады-
вают подготовленные на заводе-изготовителе метал-
лофрикционные прокладки [4]. Заготовка, из которой
изготавливают проьспадки, имеет специальные рифле¬
ния, которые образуются в последнем проходе в про¬
цессе прокатки листа (полосы) из низколегированной
стали, термообработанной с прокатного нагрева та¬
ким образом, чтобы твёрдость проьспадки была боль¬
ше твёрдости соединяемых деталей. Изготовление
металлофрикционных проьспадок на заводе металло¬
конструкций сводится к обрезке заготовки по контуру
и образованию отверстий методом группового проко¬
ла. Испытания опытных соединений с металлофрик-
ционными проьспадками, изготовленными как из про¬
катной заготовки, так и механическим способом, вы¬
явили значение коэффициентов трения // > 0,5 .
Существенному повышению эффективности вы-
нолнения соединений может также способствовать
использование специально разработанного и апроби¬
рованного устройства [5], с помощью которого осу¬
ществляется измерение коэффициента трения непо¬
средственно на монтируемых конструкциях (рису¬
нок). Устройство может быть использовано при при¬
ёмке выполняемых работ, в том числе для подтверж¬
дения качества применённых при подготовке по¬
верхностей материалов и соблюдения сроков меж¬
ду очисткой и сборкой. При этом принятие во внима¬
ние фактических значений коэффициентов трения ju
должно способствовать сокращению, а в ряде случа¬
ев полному исьспючению специальной подготовки по¬
верхностей.
Совершенствование методов контроля каче¬
ства затяжки высокопрочных болтов
Согласно действующим нормативным требовани¬
ям как при приёмке выполненных работ, так и в про¬
цессе оценки технического состояния эксплуатиру¬
емых соединений используют регламентированный
метод измерения усилия затяжки болта по величине
момента закручивания гайки . В основе этой ме¬
тодики лежит зависимость



где d - номинальный диаметр болта; к - коэффи¬
циент закручивания, зависящий от условий трения но
резьбе и опоре гайки.
Метод обеспечивает необходимую точность про¬
верки величины натяжения высокопрочных болтов,
как правило, лишь на стадии приёмки выполнен-
110
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



МАШИНОВЕДЕНИЕ



























Рисунок. Устройство для измерения силы трения покоя по контактным поверхностям болтового сдвигоустойчивого соедине¬
ния: 1 - конструкция; 2 - накладка
ных работ, поскольку предусматриваемая техноло¬
гией постановки болтов стабилизация коэффициента
к - кратковременна. С течением времени значения к
могут изменяться в широких пределах. Поэтому до¬
стоверность определения Р снижается. Реализация
этой методики с учётом влияния времени состоит в
измерении момента Afj., которым затянуты гайки і
-того болта, раскручивании гайки, извлечении болта
из конструкции, определении коэффициента к
· в ла¬
бораторных условиях и вычислении по формуле (2)
усилия Р.. Очевидно, что столь трудоёмкий метод не
может быть широко использован, поскольку для диа¬
гностики необходимо измерить усилия Р. нескольких
десятков или даже сотен болтов с обязательным при¬
влечением снециализированных организаций. Кро¬
ме того, при извлечении болта из конструкции резьба
гайки прогоняется по окрашенной или загрязнённой
резьбе болта, а испытания в лабораторных условиях
проводятся, как правило, не на том участке резьбы, на
котором болт был сопряжён с гайкой в пакете. Всё это
снижает точность результатов испытаний.
Иногда контроль качества затяжки болтов пытают¬
ся произвести простукиванием, как это принято при
контроле качества заьспёпочных соединений. Однако,
как свидетельствует опыт, этим методом можно выя¬
вить лишь полностью ослабленные болты, посколь¬
ку уже при натяжении болта усилием Рх0,25 Pfj
(здесь Р
· - нормативное усилие натяжения высоко¬
прочных болтов) выявить недотянутые до болты
невозможно.
Разработанный и апробированный метод [6] сво¬
боден от указанных недостатков. Согласно этому ме¬
тоду, измерения выполняют в два этапа. На первом
этапе измеряют величину момента, которым затянута
гайка. На втором производят определение коэффи¬
циента к без извлечения болта из конструкции. Для
этого гайку затягивают на заданную величину угла её
поворота от исходного положения, произведя пред¬
варительно ослабление её начального затягивания. В
процессе поворота гайки на заданный угол в области
упругих деформаций производят замер прирапіения
момента закручивания АМ3. Соответствуюш,ие это¬
му прирапіению момента прирапіение усилия натя¬
жения болта АР определяют по эмпирической фор¬
муле
др = А. . (170 - 0.96J), кН (3)
60
где Д., ' плош,ади поперечного сечения испы¬
тываемого болта и болта диаметром 22 мм; а., ajj -
шаг резьбы испытываемого болта и болта диаметром
22 мм; а - угол поворота гайки от исходного положе¬
ния; S - толпіина пакета деталей, соединенных испы¬
тываемым болтом.
Принимая во внимание полученные величины
АМ3 и АР по формуле (2), можно определить зна¬
чение к, а затем усилием Р с учётом замеренной ве¬
личины М
·.
Выполненные измерения подтвердили извест¬
ные сведения о том, что величина к для затянутых
длительное время высокопрочных болтов зависит от
уровня их начального натяжения. С увеличением на¬
чального натяжения значения к возрастают. Они мо¬
гут достигать таких величин, когда поворот гайки с
помош,ью динамометрического ьспюча становится
практически невозможным, или гайка при её поворо¬
те перемепіается рывками. Наблюдаются также слу¬
чаи, когда стрелка индикатора, установленного на ди¬
намометрическом ьспюче, дрожит. Такие явления про¬
исходят, когда натяжение в болте близко к норматив-
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
111



МАШИНОВЕДЕНИЕ

ному значению . Например, для болтов М22 из
стали 40Х оно составляет 200 < <300 кН. Как
показали опыты, при таких усилиях (удельных давле¬
ниях) и длительном неподвижном контакте, на участ¬
ках сопряжения резьбы болта и гайки образуются мо¬
стики холодной сварки. При повороте гайки одновре¬
менно с разрушением этих мостиков деформируют¬
ся поверхностные слои (пропахивание). Начиная с
200 кН, значение к монотонно снижается и уже при
усилиях 150 кН и ниже достигают нормированных
пределов - Q,\Aнях натяжения мостики холодной сварки не образу¬
ются. Вместе с тем, выявлен ряд закономерностей,
оказывающих существенное влияние на результаты
измерений. Так, нри прочих равных условиях, вели¬
чина коэффициента к зависит от срока эксплуатации
конструкций. В течение первого месяца эксплуатации
к практически не изменяется, а затем монотонно уве¬
личивается, и через период эксплуатации около 3-х
лет достигает А: « 0,3. В дальнейшем увеличение к,
как правило, не происходит. Этот важный вывод мо¬
жет явиться основой для разработки технологии под¬
тяжки слабо натянутых болтов во время проведения
ремонтных работ. При этом, если измеряя усилие в
болте, гайку провернуть не удаётся, вплоть до зашка¬
ливания стрелки измерительного прибора, установ¬
ленного на динамометрическом ьспюче, то такой болт
следует оценивать как затянутый с усилием - не ниже
нормативного.
В процессе приёмки выполненных работ на досто¬
верность результатов измерений существенное
влияние оказывает толщина пакета деталей, сжатых
высокопрочным болтом. Согласно нормативным тре¬
бованиям, «перетяжка» болтов допускается до 20 %.
Контроль осуществляется поворотом гайки затянуто¬
го болта в сторону закручивания на 10-15°. При таком
методе все контролируемые болты, независимо от их
длины, получают практически одинаковое абсолют¬
ное удлинение. Естественно, что при равном абсо¬
лютном удлинении приращение усилия в болте, а сле¬
довательно, приращение момента при осуществлении
контроля будет обратно пропорционально длине бол¬
та. Принимая во внимание, что в стальных конструк¬
циях деформируемая часть болта (толщина пакета де¬
талей) может изменяться от 20 до 140 мм, эти при¬
ращения существенно отличаются. В случае сочета¬
ния минимальной длины болта и уровня его началь¬
ного натяжения, близкого к верхнему пределу поля
допуска, создаётся впечатление о недопустимой «пе¬
ретяжке». При такой методике контроля не исьспюче-
на отбраковка правильно выполненных соединений.
В то же время следует отметить, что в случае затяжки
болтов полностью механизированным способом с ре¬
гулированием усилий по углу поворота гайки, «пере¬




































































·
тяжка» не является браковочным признаком [7]. Под¬
тверждением тому является более чем 30-ти летний
оныт эксплуатации динамически нагруженных кон¬
струкций различного назначения. За истекший пе¬
риод случаев нарушения экснлуатационных требова¬
ний к конструкциям, где при устройстве соединений
была применена технология контролируемого натя¬
жения болтов по углу поворота гайки, не отмечалось.

Заключение
Подводя итог, следует отметить, что реализация
имеющихся возможностей совершенствования тех¬
нологии выполнения и диагностирования фрикцион¬
ных соединений на высокопрочных болтах возможна
путём совершенствования существующей норматив¬
ной базы и организации соответствующей подготов¬
ки производственного персонала. Тем более, что име¬
ются другие разработки, направленные на повыше¬
ние надёжности и технологичности соединений.

Библиографический список
1. Строительные нормы и правила, глава СпиП
11-23-81. Нормы проектирования / Стальные кон¬
струкции. - М.: Стройиздат, 1982. - С. 40 - 41.
2. Стрелецкий Н.Н. Повышение эффективности
монтажных соединений на высокопрочных бол¬
тах / Сб. тр. ЦНИИПСК, вып. 19. - М.: Стройиз¬
дат, 1977. - С. 93-110.
3. Лукьяненко Е.П., Рабер Л.М. Совершенство¬
вание методов подготовки соприкасающихся по¬
верхностей соединений на высокопрочных болтах
// Будівництво Украіни. - 2006. - № 7. - С. 36-37
4. А.С. № 1707317 (СССР) Сдвигоустойчи-
вое соединение / Вишневский И. П., Кострица
Ю.С., Лукьяненко Е.П., Рабер Л.М. и др. - Заявл.
04.01.1990; опубл. 23.01.1992, Бюл. № 3.
5. Пат. 40190 А. Украіна, МПК G01N 19/02,
F16B 35/04. Пристрій для вимірювання сил тертя
спокою по дотичних поверхнях болтового зсувос-
тійкого з'езнання з одніею площиною тертя / Ра¬
бер Л.М.; заявник і патентовласник Національна
металургійна академія Украіни. - № 2000105588;
заявл. 02.10.2000; опубл. 16.07.2001, Бюл. № 6.
6. Пат. 2148805 РФ, МПК7 G 01 L 5/24. Способ
определения коэффициента закручивания резь¬
бового соединения / Рабер Л.М., Кондратов В.В.,
Хусид Р.Г., Миролюбов Ю.П.; заявитель и патен¬
тообладатель Рабер Л.М., Кондратов В.В., Хусид
Р.Г., Миролюбов Ю.П. - № 97120444/28; заявл.
26.11.1997; опубл. 10.05.2000, Бюл. № 13.
7. Рабер Л. М. Использование метода предель¬
ных состояний для оценки затяжки высокопроч¬
ных болтов // Металлург и горноруд. пром-сть.
2006. - № 5. - С. 96-98.

Поступила 19.03.2010



112



© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



МАШИНОВЕДЕНИЕ
УДК 621.876
Білоус 0.1. /к.т.н./
Дніпродзержинський державний технічний університет
Наука
Колосов д.л. /к.т.н./
Національний гірничий університет
Напружений стан гумово$ оболонки стрічки на барабані
конвесра подачі шихти в доменну піч
Досліджено вплив форми перерізу троса на напружений стан стрічки конвесра подачі шихти в
доменну піч. Показано, що збільшення кроку укладення тросів в стрічці, Тітовщини супроводжусться
зростанням максимальних значень приведених напружень в гумі. Перший чинник більш впливовий.
Іл. 3. Бібліогр.: 1 назв.

Ключові слова: конвеср, шихта, доменна піч, барабан, гумова тросова стрічка

Effect of wire rope cmss-section on the stress state of charge supply belt band is investigated. It is shown
that increase of band thicknesses is accompanied with growth of maximum values of reduced voltage in rubber
The first factor is dominant

Keywords: belt, charge, blast furnace, pulley, rubber cable wire band
Актуальність роботи
Конвеер подачі шихти на колошник доменноі
нечі обладнано гумотросовою стрічкою. На бараба-
ні номіж стрічкою та барабаном виникають нормаль-
ні сили. Це призводить до виникнення нанружень в
гумі. Врахування таких нанружень нри нроектуванні
транснортних машин - актуальна задача.
Мета роботи
Уточнения значень максимальних нанружень, ш,о
виникають в гумовій оболонці гумотросовоі стрічки
на барабані конвеера.
Стан питания
В дисертацп Колосова Л.В. наведені результати
дослідження нанруженого стану гумового ирошарку
в гумотросовому канаті нри його взаемодіі' зі шківом
тертя шахтноі нідйомноі машини [1]. В роботі вважа-
лося, ш,о нормальний нереріз тросу мае форму кола.
Осиовиий зміст роботи
Радіуси згину канату на барабані значно нереви-
ш,ують товш:ину канату. Це дозволяе канат та його
деформований стан вважати плоскими. Приведе¬
ний модуль нружності троса суттево неревиш:уе мо¬
дуль нружності гуми. Приймемо, ш,о нонеречний не-
реріз тросу не деформуеться, а залежність деформа-
цій гуми від напружень в ній лінійна.
Умови деформувапня гуми коло тросів розташо-
ваних в середній частині перерізу стрічкн та на n кра¬
ях різні. В нершому винадку сусідні троен обмежу-
ють деформування гуми розташованоі номіж троса¬
ми. В другому - таке обмеження мае місце лише в од¬
ному нанрямку.
Розглянемо нанруження в нризматичному гумо-
вому зразку навколо троса в стрічці безмежноі шири-
ни. В такому винадку деформаціі гуми по плопінпам,
перпендикулярним плопінпі стрічкн та проходять сн-
метрично поміж тросами, відсутні. Поперечний пере-
різ тросу відтворюе форму, утворену стренгами. Трос
не рухаеться та не деформуеться. 3 боку барабана на
зразок діе розноділена сила N. На рис. 1 нозначено:
діаметр троса d, товпіина канату d + t, крок розташу-

I Білоус О.І., Колосов Д.Л., 2010 г.
вання тросів d + h.
Розрахунок нанруженого стану зразка викона-
ли методом кінчених елементів для настунних нара-
метрів: N. = 1 Н/м, d = % мм. Розноділ нриведених
максимальних нанружень <т у відносних координатах
, „ /г , „
·
X 10 та у 10 наведено на рис. 2.
d d

3 наведеного рис. 2 видно, ш,о сніввідношення ге-
. h t
ометричних нараметрів та внливають на роз-
d d
ноділ максимальних значень приведених папружепь

ay відпоспих координатах х 10 та у Ю
·
d d
Вказані значения нанружень зростають зі зростан¬
ням t так . Зростання кроку укладення тросів біль-
ше внливае, ніж зростання товпіини канату. Функція

розноділу нанружень мае мінімум, який реалізуеться
за умови « cos ( 45'
·) · Зумовлено останне тим, ш,о
. h
· ' t
при співвідношеппях < cos I 45
· I максимальпі
h V
нанруження мають місце по поверхні контакту гуми з
пижпьою стренгою. В нротплежних вннадках - на по-
верхні бічних стренг Нанруження, розраховані з ура-
хуванням реально! форми нерерізу тросів, значно (до
30 %) неревиш,ують нанруження, визначені для троса
круглого нерерізу
Для визначення характеру розноділу нанружень
в гумі навколо крайнього троса розглянемо умовну
стрічку, яка мае лише один трос. За такоі схеми на-
вантаження деформаціі гумового нрошарку будуть
більшими, ніж в гумі коло крайнього тросу, нри біль-
шій ніж один трос в стрічці. Тобто отримані нанру¬
ження будуть деш,о більшими, ніж для реальних стрі-
чок. Графік залежності максимальних нриведених на¬
пружень від геометричпих параметрів стрічки пока¬
зано на рис. 3.
3 наведеного графіка можна зробити висновок,
ш,о зростання кроку уьспадення тросів (нри зростанні
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
113



МАШИНОВЕДЕНИЕ

/
/
/
/
у'
/
/
/
/


Рис. 1. Схема навантаження гумового прошарку в
зовнішньому шарі канату
безрозмірного параметру х) та товщини канату (при
зростаппі параметру у) призводить до зростаппя па-
пружепь в гумі. Остаппій параметр більше вплпвае
па зпачеппя макспмальппх папружепь.
Збільшеппя (змепшеппя) розмірів зразка без по-
рушеппя геометрпчппх пропорцій поміж діаметром
троса, його товщппою та кроком розташуваппя тро-
сів призводить практично до пропорційного змеп¬
шеппя (збільшеппя) зпачепь максимальпих папру¬
жепь в гумі.

Висновки
1. По ширипі стрічки папружеппя, зумовлепі
тиском па барабан копвеера, зростають від середи-
пи до краів. Розподіл папружепь в гумі павколо пе
крайпіх тросів мае міпімум, коли співвідпошеппя
« cosi45
· \ Міпімум, зумовлепий зміпою стрепг,
h '
по поверхпі яких випикають максимальпі папружеп¬
пя. Оскільки стрепги в тросі мають форму гвиптових
поверхопь, то в розрахупках треба враховувати мак-
симальпі зпачеппя папружепь, визпачепих для край-
nix тросів.
·
2. Співвідпошеппя геометрпчппх параметрів
t . d
та впливають па розподіл максимальпих зпачепь
d
приведепих папружепь. Зпачеппя максимальпих па¬
пружепь зростають зі зростаппям t та h. Зростаппя
кроку укладеппя тросів більше вплпвае, піж зростап¬
пя товщипи канату.
жень у гумовому прошарку безмежно широкого канату












Рис. 3. Графіки залежності максимальпих приведених на-
пружень в гумовій оболонці гумотросовоі стрічки, що мае
один трос
3. Напружепня, розраховапі з урахуванням реаль¬
но! форми перерізу тросів, значно (до 30 %) переви-
щують напружепня, визпачені для троса круглого пе-
рерізу, відповідпо мають враховуватися при проекту-
вапні копвеера подачі шихти в доменну піч, оскіль-
ки порушепня режиму роботи печі суттево вплпвае па
ефективпість и експлуатацп.

Бібліографічний список
1. Колосов Л.В. Научные основы разработки и
применения резипотросовых канатов подъемных
установок глубоких рудников: дне... докт. паук:
05.05.06, защищена 01.02.06. - Днепропетровск,
Ипст. геотехн. мех. Ап УССР. 1987. - 426 с.

Поступила 26.11.2009

·

Інформация для передплатників!

Тепер передплачувати журнал «Металлургическая и горнорудная промышленность» стало ще зруч-
ніше! Державне підприсмство по розповсюдженні періодичних видань «Преса» запровадило новий спо-
сіб розрахунку за передплату - за допомогою системи WebMoney. Цей зручний сучасний засіб Інтернет-
розрахунків дозволить Вам сплачувати рахунок за періодичні видання, не залишаючи свого дому чи ро-
бочого місця.

Вже сьогодні Ви маете можливість випробувати новий сервіс, оформивши передплату «ON-LINE» на
сайті ДП «Преса» www.presa.ua

Тел. 044-248-78-08.



114



© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




ТЕПЛОТЕХНИКА

УДК 669.18.046.518 Проивзодство
Смирнов А.Н./Д.Т.Н./ Подкорытов А.Л. Епишев М.В./к.т.н./
ДонНТУ ОАО «Енакиевский металлургический завод» Приазовский ГГУ
Эффективность снижения тепловых потерь в промковше
Приведены данные по измерению коэффициента температуропроводности трех марок золы
рисовой шелухи и синтетической теплоизолирующей смеси. Сопоставлены результаты замеров
температуры стали в промковше 6-ручьевой сортовой МНЛЗ при разливке под золой рисовой
шелухи и синтетической ТИС, которые показали лучшую теплоизолируюш,ую способность золы
рисовой шелухи. Ил. 3. Табл. 2. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: сортовая МНЛЗ, теплоизолируюш,ая смесь, разливка стали, тепловые
потери, промковш

Data on measuring temperature conductivity coeificient of three grades of rice husk ashes and synthetic
heat-insulating mixture are cited. Results of measuring steel temperature in the tundish of 6-strand continuous-
casting machine when rice husk ashes and synthetic heat-insulating mixture pouring which showed the best
heat-insulating ability of rice husk ashes are compared.

Keywords: continuous-casting machine, heat-insulating mixture, steel pouring, heat losses, tundish
Важнейшим функциональным элементом, обеспе¬
чивающим процесс непрерывной разливки длинны¬
ми сериями, является промежуточный ковш, так как
благодаря ему в значительной степени осупіествляет-
ся устойчивость и стабильность процесса литья в це¬
лом. Известно, что промковш (рис. 1) предназначен
для приема из сталеразливочного ковша жидкого ме¬
талла, усреднения его но температуре при минималь¬
ных тепловых потерях и распределения но отдельным
ручьям машины со сравнительно одинаковым ферро-
статическим давлением в ходе разливки. При этом в
промковше обеспечивается запіита стали от вторично¬
го окисления посредством подачи на зеркало металла
специальной теплоизолируюпіей смеси [1].
Важность операций усреднения стали по темпе¬
ратуре и запіиты ее от вторичного окисления приоб¬
ретает дополнительное значение нри разливке ста¬
ли на многоручьевых сортовых МНЛЗ длинными и
сверхдлинными сериями. Для поддержания стабиль¬
ности процесса литья также весьма важным является
поддержание температуры стали в промковше в те¬
чение разливки с учетом замены сталеразливочных
ковшей. При этом в процессе замены сталеразливоч¬
ных ковшей происходит, как известно, падение уров¬
ня стали в промковше, что супіественным образом
изменяет гидродинамику движения потоков и созда¬
ет условия для захвата покровного шлака в переме¬
шивание.
Одним из основных источников потерь тепла ста¬
лью в промковше является зеркало металла, имею-
піее развитую поверхность. Поэтому для снижения
потерь тепла зеркало металла утепляется специаль¬
ными тенлоизолируюпіими смесями (ТИС). Выбор
ТИС является многофункциональной задачей, в ко¬
торой следует учитывать ее химическое взаимодей¬
ствие с футеровкой промковша (т.е. повышенный из¬
нос футеровки в зоне шлакового пояса), удельный

© Смирнов А.Н., Подкорытов А.Л., Епишев М.В., 2010 г.
Рис. 1. Общая схема промковша 6-ручьевой МНЛЗ при раз¬
ливке закрытой (слева) и открытой (справа) струей: 1 - ста-
леразливочный ковш; 2 - жидкий металл; 3 - промковш; 4 - за¬
щитная труба; 5 - стопор-моноблок; 6 - стакан-дозатор; 7 - по¬
гружной стакан; 8 - кристаллизатор; 9 - заготовка
расход, теплоизолируюш,ие свойства, поведение ТИС
во времени (по ходу разливки), технологические
свойства (ТИС не должна быть источником неметал¬
лических вьспючений, попадаюпіих в сталь, а также
должна предотврапіать вторичное окисление стали),
воздействие на окружаюш,ую среду.
В настояпіее время в зарубежной и отечествен¬
ной практике широко применяется высокоэффектив¬
ное теплоизолируюпіее покрытие на основе золы ри¬
совой шелухи (ТИС-ЗРШ) [2]. Это обеспечивает ста¬
бильность разливки стали длинными сериями при
минимальном износе футеровки промковша в зоне
шлакового пояса. Расход такой теплоизолируюпіей
смеси составляет 0,22-0,25 кг/т стали, что в несколь¬
ко раз ниже, чем расход синтетических ТИС, создава¬
емых, как правило, на основе угольной золы.
Супіествуют различные версии композиционно-
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
115



ТЕПЛОТЕХНИКА
Таблица 1. Сравнение результатов замеров температуры металла в нромковше 6-ти ручьевой
сортовой МНЛЗ при разливке иод ТИС-ЗРШ и синтетической ТИС































го состава ТИС-ЗРШ, которые отличаются незначи¬
тельными добавками других растительных отходов
(например, зола нодсолнечниковой лузги и т.п.). Од¬
нако, наилучшие результаты, как правило, обеспечи¬
вает чистая зола рисовой шелухи. По ходу разливки
она практически не расходуется, сохраняя свои свой¬
ства, в том числе и низкую насыпную плотность. Ее
физические характеристики практически не меняют¬
ся в результате ассимиляции всплываюпіих неметал¬
лических вьспючений, попадания шлака из сталераз-
ливочного ковша и разрушения футеровки. При кон¬
такте с жидкой сталью ТИС-ЗРШ быстро формиру¬
ет жидкую пленку толш,иной 5-7 мм, которая резко
уменьшает поглопіение кислорода и азота сталью. В
то же время это покрытие поглопіает неметалличе¬
ские вьспючения (оксиды алюминия), находяпіиеся в
жидкой стали, препятствуя образованию настылей в
промежуточных ковшах. При этом не расплавивша¬
яся часть ТИС-ЗРШ располагается на поверхности в
виде рыхлой субстанции, что обеспечивает эффект
максимальной теплоизоляции. На практике установ¬
лено, что при использовании золы рисовой шелухи
потери тепла в промковше сокрапіаются в 1,5-2 раза в
сравнении с использованием синтетических шлакоо-
бразуюш,их смесей [2].
Между тем, как показали наблюдения, вынолнен-
ные авторами настояпіей статьи, технологические и
эксплуатационные свойства ТИС-ЗРШ могут значи¬
тельно колебаться в зависимости от поставпіика это¬
го продукта. Вероятно, это следует рассматривать как
следствие использования для получения золы про¬































дукции (рисовой шелухи) из различных регионов
мира [3] и применения различных технологий тер¬
мической обработки. В настояпіее время потребле¬
ние золы рисовой шелухи в сталеплавильном переде¬
ле оценивается на уровне 220-250 тыс. т в год. При
этом основной экспорт рисовой шелухи осупіествля-
ется из США, стран Юго-Восточной Азии и Индии.
Как правило, поставпіики ТИС-ЗРШ не предо¬
ставляют покупателю информации о теплофизичес-
ких свойствах продукта, ограничиваясь только обпіей
информацией об основных эксплуатационных пока¬
зателях, что в принципе затрудняет для потребителей
идентификацию используемого материала. Соответ¬
ственно, целью настояпіей работы было сравнение
темнературонроводности ТИС на основе золы рисо¬
вой шелухи, которые используются различными но-
ставпіиками.
Изменение температуры металла в промковше
при использовании ТИС-ЗРШ и синтетической ТИС
отечественного происхождения выполнено для сор¬
товой высокоскоростной шестиручьевой МНЛЗ. Раз¬
ливка осупіествлялась открытой струей без примене¬
ния запіитной трубы, что следует рассматривать как
наиболее дискомфортные условия для работы ТИС
вследствие ее перемешивания надаюпіей струей. По¬
лученные данные, приведенные в табл. 1, служат под¬
тверждением того, что ТИС-ЗРШ в целом обеспечи¬
вает более эффективную работу промковша с точки
зрения минимизации тепловых потерь. Среднее па¬
дение температуры стали за плавку при разливке под
ТИС-ЗРШ составило 2,5 °С, а при разливке под син-
116
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




ТЕПЛОТЕХНИКА

Таблица 2. Химический состав и некоторые физические свойства исследованных ТИС-ЗРШ

















тетической ТИС 5 °С. Обращает на себя внимание и
тот факт, что ТИС-ЗРШ сохраняет свои теплоизоли¬
рующие свойства в течение всей серии разливки (в
данном случае 10 плавок). Судя по визуальным на¬
блюдениям, это объясняется тем фактом, что верхний
слой золы рисовой шелухи практически полностью
сохраняет свои изначальные кондиции (низкая плот¬
ность и сыпучесть) по ходу разливки. В то же время
синтетическая ТИС ностененно проплавляется и сме¬
шивается со шлаком, попадающим из сталеразливоч-
пых ковшей, теряя при этом свои эксплуатационные
свойства.
Для оценки свойств теплоизолирующих смесей
на основе золы рисовой шелухи были отобраны 3
различных продукта, используемых на металлурги¬
ческих заводах Украины, и одна синтетическая ТИС
(табл. 2). В качестве основного критерия тепловой ра¬
боты ТИС-ЗРШ был принят показатель температуро¬
проводности.
Для определения температуропроводности иссле¬
дуемых материалов использовали известный лабора¬
торный метод [4], который основан на решении диф¬
ференциального уравнения тенлонроводности для
цилиндра бесконечной длины при симметричном на¬
греве относительно его оси
dt 1 dt
= а - Л
V У
где t - температура, °С; t - время нагрева, с, а-
температуропроводность, м$с; г - расстояние от оси
цилиндра, м.
Граничные и начальные условия:
= Фіт
·) = to +ст; = F{t) = t,; t\
·=
где R - радиус цилиндра, м; - температура ци¬
линдра в начальный момент времени, °С; с - скорость

Рис. 2. Схема реализации метода исследования температу¬
ропроводности теплоизолирующего материала: 1 - термо¬
пара на оси цилиндра; 2 - термопара на поверхности цилин¬
дра; 3 - графитовая пробка; 4 - алундовый тигель с исследуе¬
мым веществом; 5 - печь Таммана; 6 - термопара, контролиру¬
ющая температуру в печи
вида///
·
· = О
Для разности температур между поверхностью и
осью цилиндра решение уравнения (1) имеет следу¬
ющий вид
изменения температуры на поверхности цилиндра,
°С/с; t - время нагрева, с.
Аналитическое решение уравнения (1) имеет вид

At =
cR' cR'
S-
4а а MnhiMn)

-ju
·arlR

(3)
cR
· Л cR
·
· 1
t =t„ +crн--г-1 н--
·- ,(2)

где ІдИ - функции Бесселя нулевого и первого
порядков; - корни характеристического уравнения
Для определения коэффициента температуро¬
проводности термограмму, полученную описанным
ниже экспериментальным методом, разбивали на т
участков с интервалом 10 °С. Скорость нагрева на
каждом участке считали постоянной. Уравнение (3) в

Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

117




ТЕПЛОТЕХНИКА

этом случае принимает вид


а,

·S- ехр(-еІа
·
·
·т;)
1 Мп
·Х
·Мп) !=1

,(4)
где к - номер /-того участка, для которого произво¬
дится расчет температуропроводности; = /и
· IR -
параметр, зависящий от формы тела.
Скорость нагрева на к-том участке определяли
следующим образом
1
{h h-l _|_
·к+І
Л J

(5)
где температура поверхности образца в конце

·-ого участка, °С; - продолжительность нагрева

О 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600
Температура, "С
на к-том участке, с.
Таким образом, для расчета коэффициента тем¬
Рис,
вой
3. Зависимость температуропроводности золы рисо-
шелухи и теплоизолирующей смеси от температуры
пературопроводности в зависимости от температу¬
ры необходимо обладать данными но скорости из¬
менения температуры на оси и поверхности цилин¬
дра. Для получения такой информации был проведен
ряд лабораторных экспериментов, заьспючающихся в
следующем. Тонкостенный алундовый тигель диаме¬
тром 40 мм и высотой 150 мм заполняли исследуе¬
мым материалом. Затем в тигель помещали две тер¬
мопары BP 5/20: одну - в центре на оси цилиндра, а
другую - на периферии (рис. 2). После чего тигель
устанавливали в разогретую до температуры 1500 °С
печь Таммана и производили непрерывную регистра¬
цию показаний термопар до тех пор, пока не произой¬
дет выравнивание температур на оси и поверхности
тигля. Точность выполненных измерений оценивает¬
ся на уровне ±5 %.
Полученные экспериментальные данные ис¬
пользовались в уравнениях (4) и (5) и обрабатыва¬
лись на компьютере. Математический аппарат мето¬
да был реализован в среде программирования Delphi.
Результаты расчетов представлены на рис. 3.
Установлено, что все испытанные ТИС имеют до¬
статочно низкие значения темнературонроводности.
Однако эти низкие значения обеспечиваются в раз¬
личных температурных диапазонах. Так, наименьший
температурный диапазон, в котором значение темне¬
ратуронроводности составляет менее 0,1 х 10"'' м
·/с,
наблюдается для Nermat AF (650-920 °С) и синтети¬
ческой ТИС (550-1100 °С). В то же время ТИС Feu-
romat S 35 и Feuromat S 20 обладают наименьшими
значениями температуропроводности в интервале
температур 400-1200 °С, что позволяет считать, что
эти ТИС имеют наиболее высокие эксплуатационные
свойства во всем рабочем диапазоне.

Заключение
1. Контрольные замеры температуры металла в
промковше 6-ти ручьевой сортовой МНЛЗ при раз¬
ливке под синтетической ТИС и золой рисовой ше¬
лухи Feuromat S 35 показали лучшую теплоизолиру-
ющую способность последней: среднее падение тем¬
пературы металла в промковше при разливке одной
плавки под Feuromat S 35 составило 2,5 °С, а при раз¬
ливке под ТИС - 5 °С.
2. Результаты измерений коэффициентов темпе¬
ратуропроводности для трех различных композиций
золы рисовой шелухи и одной синтетической теплои¬
золирующей смеси показали, что в целом определен¬
ные марки ТИС-ЗРШ могут обеспечить крайне высо¬
кие эксплуатационные свойства, превосходящие син¬
тетические аналоги.

Библиографический список
1. Процессы непрерывной разливки стали / А.Н.
Смирнов, В.Л. Пилюшенко, А.А. Минаев и др.
Донецк: ДонНТУ, 2002. - 536 с.
2. Опробование системы «Контитерм» для
непрерывного замера температуры металла в про¬
межуточном ковше сортовой МНЛЗ ЭСПЦ ОАО
«Северсталь» / А.А. Степанов, А.В. Зиборов,
Н.Г. Савинова и др. // Сб. тр. Междунар. научн.-
техн. конф. «Высокотехнологичное оборудование
для металлургической промышленности». - М.:
ВНИИМЕТМАШ, 2004. - С. 134-137.
3. Production and utilization of rice husk ash -
preliminary investigations / S.Joseph, D.Baweja,
G.D.Crookham and D.J.Cook // Third CANMET/
ACI International conference on fly ash, silica fume,
slag and natural pozzolans in concrete, Trondheim,
Norway, June 18-23, 1989. - P. 861-878.
4. Model analysis of melting process of mold powder
for continuous casting of steel / T. Nakano, K. Na¬
gano, N. Masuo and al. //Nippon Steel Technical Re¬
port. - 1987.-№ 34. - P 21-30.
5. Казачков E.A. Тенлофизические свойства по¬
рошкообразных и гранулированных шлакообра-
зующих смесей для разливки стали / Е.А. Казач¬
ков, О.А. Свищенко, Н.В. Недашковская // Изв. ву¬
зов. Черная металлургия. - 1992. - № 10. - С. 32-35.

Поступила 08.04.2010



118



© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




ТЕПЛОТЕХНИКА

УДК 669.162.263
Спирин Н.А. /Д.Т.Н./, Щипанов К.А. /к.т.н./, Лавров В.В. /к.т.н./
УГГУ-УПИ, Россия
Косаченко И.Е.
ОАО «Магнитогорский МК»
Разработка и программная реализация комплекса математических
моделей для управления пуском доменной печи
в статье отражены результаты разработки комплекса математических моделей, алгоритмов
и программного обеспечения для расчета шихты заполнения доменной печи, ее расположения
по высоте печи, выбора оптимальных дутьевых и газодинамических параметров при задувке с
регулируемым процессом шлакообразования и восстановления, а также при традиционной задувке
доменной печи. Разработанное программное обеспечение расчета состава шихты может быть
использовано для расчета параметров шихты заполнения применительно к условиям работы
различных металлургических предприятий. Ил. 3.

Ключевые слова: задувка доменной печи, дутьевой режим, газодинамика, шлакообразование,
программное обеспечение

The results of working out of mathematical models, algorithms and software for calculation of blast furnace
filling-up with charge, its arrangement on the furnace height, selection of optimum blowing and gas-dynamic
parameters at blowing-in with controlled process of slag formation, and also at traditional blowing-in of blast
furnace. The developed software for calculation of charge composition, selection of optimum blowing and gas-
dynamic parameters during the blast furnace start-up can be used for calculation of charge parameters as
applied to working conditions of various metallurgical plants.

Keywords: blowing-in of blast furnace, blasting
Теоретическая разработка различных явлений до¬
менного процесса и методов практического управле¬
ния им значительно выросла за последние годы. Од¬
нако до настоящего времени остается еще ряд вопро¬
сов, имеющих большое научное и практическое зна¬
чение для доменного производства. К ним, в том чис¬
ле, относятся вопросы задувки доменных печей.
Задувка доменной печи и последующий раздувоч-
ный период являются ответственными операциями, от
правильного выполнения которых зависит нормальная
работа печи, продолжительность ее службы, количество
и длительность промежуточных ремонтов. При задувке
должны быть обеспечены следующие условия:
- нормальное тепловое состояние нечи;
- хороший дренаж жидких продуктов в горне;
- нормальные дутьевой и газодинамический ре¬
жимы;
- сохранность футеровки печи при заполнении за-
дувочной шихтой;
- безаварийность работы печи;
- быстрый переход к нормальной работе с получе¬
нием заданных составов шлака и чугуна;
- достижение установленных технологических
показателей плавки.
Анализ имеющихся данных о проведении задувок
на различных металлургических комбинатах показы¬
вает, что данное направление теоретически мало изу¬
чено, отсутствуют единые научно обоснованные мето¬
ды выбора состава шихты заполнения и дутьевых па¬
раметров.
При разработке математической модели домен-

Работа выполнена в соответствии с Государственным
контрактом Федерального агентства по науке и инновациям
РФ№ 02.740.11.0152

mode, gas kinetics, slag formation, software
НОГО процесса в период задувки учитывались, во-
первых, его специфика, а во-вторых, особенности ре¬
шаемых задач. Так, нри задувке доменной печи требу¬
ется учесть такие технологические особенности, как
отсутствие железорудных материалов, флюсов в ну¬
левой шихте, необходимость моделирования шлако¬
вого режима и выбора оптимального состава загру¬
жаемых в печь материалов, особенности газодина¬
мического режима, обусловленного малой насыпной
массой слоя шихты, особенности теплового режима,
обусловленного необходимостью восстановления же¬
лезорудных материалов в шахте и нагревом футеров¬
ки в нижней части печи.
Доменный процесс представляет собой совокуп¬
ность явлений газодинамики, движения шихты, те¬
плообмена, восстановления, размягчения и других,
которые могут рассматриваться как относительно не¬
зависимые подсистемы, так как характеризуют раз¬
личные стороны доменного процесса и описываются
различными уравнениями.
Концептуальная схема расчета шихты заполнения
показана на рис. 1. Анализ входных и выходных па¬
раметров, процессов, происходящих в печи, позволя¬
ет констатировать, что математическая модель долж¬
на вьспючать взаимосвязанные подсистемы теплово¬
го, шлакового, дутьевого и газодинамического режи¬
мов. Указанные подсистемы охватывают основные
явления, свойственные доменному процессу. Каждая
из этих подсистем взаимодействует с другими подси¬
стемами и внешней средой.
Существует два основных способа задувки тра¬
диционный (ьспассический) и форсированный.
Традиционная задувка. При традиционной за¬
дувке в печь загружают от 5 до 10 шихт:
1) нулевая шихта (загружается только кокс, не
) Спирин Н.А., Щипанов К.А., Лавров В.В., Косаченко И.Е., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

119



ТЕПЛОТЕХНИКА

участвующий в процессе горения);
2) первая шихта состоит из кокса, шлакообразую-
щих и флюсующих материалов;
3) вторая и последующие шихты содержат кокс,
шлакообразующие, флюсующие материалы и ЖРМ.
ЖРМ вводятся с постепеппым увеличением руд¬
ной нагрузки.
Форсированная задувка. В настоящее время пере¬
довые металлургические предприятия првдерживают-
ся новой концепции, которая ориентируется на форси¬
рованную задувку, позволяющую ускорить вывод печи
на рабочие параметры, сократить расход кокса, а также
на первых стадиях задувки разделить процессы шлако¬
образования и восстановления. При форсированной за¬
дувке первые порции шлакообразующих и железоруд¬
ных материалов располагаются в шахте печи. При этом
отсутствует необходимость ностененного повышения
рудной нагрузки. Подготовленная к задувке доменная
печь загружается примерно на 2/3 высоты шахты кок¬
сом и шлакообразующими добавками для ошлакова-
пия его золы, а оставшийся объем заполняется шихтой
с рудными нагрузками, близкими для нормального экс¬
плуатационного режима. В основу модели расчета ших¬
ты заполнения положены следующие основные идеи:
- разделение процессов шлакообразования и вос¬
становления;
- обеспечение нормального теплового и шлаково¬
го режимов;
- сохранение нормального газодинамического ре¬
жима;
- использование известных физических законо¬
мерностей, присущих доменной плавке;
- использование принципа системного анализа
(декомпозиция системы на отдельные блоки - подси¬
стемы);
- описание отдельных подсистем с использовани¬
ем уравнений материального и теплового балансов,
проверенных эмпирических соотношений, а также
опыта задувок доменных печей на передовых метал¬
лургических предприятиях России;
- использование математического программиро¬
вания для выбора оптимального состава шихты за¬
полнения, дутьевых и газодинамических параметров.
Согласно методике расчета форсированной задув¬
ки доменной печи загружаемая в печь шихта делится
на три части - нулевую, первую и вторую. Структура
Рис. 1. Концептуальная схема расчета шихты заполнения



















Рис. 2. Структура математической модели расчета шихты
заполнения с регулируемым процессом шлакообразования
и восстановления

ходится, помимо целевой функции выбора состава
шихты, учитывать комплекс ограничивающих и ли¬
митирующих параметров. Постановка задачи выбора
оптимального состава шихты заполнения, дутьевых и
газодинамических параметров во время задувки до¬
менной печи, а также последовательность решения
задачи оптимизации отражены на рис. 3.
При выборе состава шихты, в первую очередь,
ориентируются на основность получаемого шлака,
при этом заданная основность для каждой части ших¬
ты, как показывает практика, может изменяться, по¬
степенно увеличиваясь по ходу. В связи с этим в каче¬
стве целевой функции принято условие
математической модели расчета шихты заполнения с
регулируемым процессом шлакообразования и вос¬
z= (B-ix
·j-Bfr
mm
(1)
становления представлена на рис. 2. Регулирование
высоты расположения первых порций шлакообразу¬
ющих и железорудных материалов необходимо для
улучшения тепловой подготовки горна печи, а также
для обеспечения достаточной тепловой и восстанови¬
тельной обработки железорудных материалов до их
поступления в горн печи. В связи с этим требуется
определить оптимальное расположение железоруд¬
ных материалов и флюсов по высоте печи.
При определении оптимального состава шихты
заполнения, рациональных дутьевых параметров не¬
избежно решение оптимизационных задач, т.к. при-
где n - любое положительное четное число (и =
2, 4,...); і - порядковый номер шихты (і =1,1, 1,2, 2,1,
2,2);
· - вектор, характеризующий виды, расходы
и химический состав материалов г-й шихты заполне-
СсіО
пия; - расчетная основность шлака
SiO,
Гізад \зад
г-и шихты заполнения; " заданная
SiO
·
основность шлака г-й шихты заполнения;
· е
- ограничения на параметры шихты заполнения, т.е.
виды, химические составы, физические свойства за-
120
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010



ТЕПЛОТЕХНИКА

гружаемых шихтовых материалов; - область до¬
пустимых значений параметров шихты.
Особенность решения сложных оптимизационных
задач математического программирования связана с
тем, что в процессе решения могут возникнуть такие
случаи, когда ограничения, наложенные на тепловой,
газодинамический и шлаковый режимы работы печи
во время задувки, противоречивы, т.е. отсутствует об¬
ласть допустимых решений. В связи с этим в алгорит¬
ме решения предусмотрен этап анализа решения зада¬
чи. В случае отсутствия решения задачи и противоре¬
чивости условий необходимо воспользоваться этапом
коррекции, т.е. оценить целесообразность использова¬
ния данных шихтовых материалов, ограничений, на¬
дежность исходной информации и т.д. Для разрабо¬

I Расчет расхода кокса на |
I нагрев футеровки |


Выбор расхода
шлакообразующих

I Расчет дополнительного |
I расхода кокса на нагрев и |
I плавление шихты |




Ограничения
на свойства
шлака и чугуна

Выбор:
1)давления (расхода)дутья
2) давления колошникового газа
3) температуры дутья








Расчет степени
уравновешивания шихты
и перепада давления
исходя из состава шихты
танного программного обеспечения были определены
следуюш,ие показатели качества: функциональность;
надежность; легкость применения; сопровождаемость.
Были зафиксированы следуюш,ие требования к функ¬
циональным возможностям:
1. Ведение справочников:
- конструктивные характеристики доменных печей;
- шлакообразуюш,ие материалы и флюсы;
- железорудные материалы;
- кокс.
2. Настройка пакета на конкретные условия функ¬
ционирования объекта расчета - доменной печи:
- выбор из справочника конструктивных параме¬
тров доменной печи;
- выбор из справочников комнонентов шихты за¬
полнения, которые будут участвовать в расчете, же¬
лезорудные материалы, шлакообразуюш,ие материа¬
лы и флюсы, кокс;
- задание изменения во времени дутьевых пара¬
метров - давления, расхода, температуры и влажно¬
сти дутья, расхода природного газа и кислорода, дав¬
ления колошникового газа;
- определение требований к параметрам жидких
продуктов плавки - химическому составу и темпера¬
туре чугуна, химическому составу шлака, основности
и вязкости шлака;
- настройка и выбор теплотехнических параме¬
тров (теплоемкости чугуна, шлака, кокса, материалов
футеровки печи и др.);
- настройка и выбор прочих характеристик про¬
цесса (нормативно-справочная информация).
3. Расчет состава шихты и свойств шлака при за¬
данных пользователем расходах шлакообразуюпіих
материалов и флюсов.
4. Расчет оптимального состава шихты заполне¬
ния и подбор дутьевых параметров с учетом ограни¬
чений на тепловой, шлаковый, газодинамический ре¬
жимы, качество получаемого чугуна при любых за¬
данных комбинациях входных параметров.
5. Вывод результатов расчета в отчеты:
- «компонентный состав шихты» - количество и
объем кокса, железорудных, шлашобразуюш,их и флю-
суюш,их материалов в нулевой, первой и второй шихте,
в том числе суммарное количество и объем материалов;
Оптимальные значения:
1)давления (расхода)дутья
2) давления колошникового газа
3) температуры дутья
шихты по высоте печи
4) влажности дутья
'-' |5) расхода природного газа
Рис. 3. Схема решения задачи выбора оптимального состава
первой шихты, дутьевых и газодинамических параметров
- «состав и свойства шлака» - химический состав,
основность шлака, вязкость шлака при температурах
1400 и 1500 °С;
- «прогноз серы в чугуне» - равновесный и фак¬
тический коэффициенты распределения серы меж¬
ду чугуном и шлаком, прогнозное содержание серы
в чугуне;
- «газодинамика» - изменения во времени газоди¬
намических характеристик процесса - перепад давле¬
ния газа, степень уравновешивания шихты газом, тео¬
ретическая температура горения;
- «расположение шихты в объеме печи» - в та¬
бличном и графическом виде показано расположение
компонентов шихты заполнения в объеме нечи.
6. Представление результатов расчета в таблич¬
ном и графическом виде.
7. Возможность экспорта исходных данных и ре¬
зультатов расчета в электронные таблицы MS Office
Excel.
8. Сохранение в базе данных и повторное исполь¬
зование в дальнейшем различных вариантов расчета.
Выводы
Разработанный комплекс математических моде¬
лей, алгоритмов и программного обеспечения пред¬
назначен для расчета шихты заполнения доменной
печи, ее расположения но высоте нечи, выбора опти¬
мальных дутьевых и газодинамических параметров,
который может быть использован при задувке с ре¬
гулируемым процессом шлакообразования и восста¬
новления, а также нри традиционной задувке домен¬
ной печи. Функциональные возможности программ¬
ного обеспечения «Расчет шихты заполнения» по¬
зволяют оперативно решать оптимизационные зада¬
чи выбора состава шихты заполнения, дутьевого, га¬
зодинамического и шлакового режимов, исследовать
влияние различных входных факторов на выбор со¬
става шихты заполнения и дутьевых параметров.

Поступила 26.03.2010
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
121





АВТОМАТИЗАЦИЯ

УДК 669:621.873
Ткаченко Г.И., Пирогов А.В., Мохнатый А.В.
ООО «Криворожэлектромонтаж»


Хижняк В.Я. /К.Т.Н./
КФ НМетАУ

Производство
Кузьмин В.В.
ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог»

Исследования привода передвижения моста крана
при работе в режимах противовключения
Выполнены измерения уровня вибраций на выходном валу редуктора в режимах разгона и
противовключения. Установлено, что в режиме противовключения уровень вибраций превышает
допустимые нормы в 40 раз. Даны рекомендации по созданию средств, не допускающих подобные
режимы при эксплуатации. Ил. 3. Библиогр.: 2 назв.

Ключевые слова: исследование, привод моста крана, режим противовключения, уровень ви¬
браций, режимы эксплуатации

Vibration level on the output shaft of reducing gear in the acceleration and opposition modes is measured. It
is determined that vibration level exceeds permissible rates in 40 times in opposition mode. Recommendations
on creation of means not allowing similar modes in sen/ice are given. Presented information can be useful to
industrial engineers and electricians of iron & steel works.

Keywords: investigation, crane bridge drive, opposition mode, vibration level, operating conditions
В настоящее время большинство используемых в
производстве мостовых кранов оснащены приводом
с фазным ротором и релейно-контакторной схемой
регулирования момента и скорости. Работа привода
передвижения моста является наиболее определяю¬
щей производительность крана. С целью сокращения
времени циьспа работы привода моста машинистами
кранов часто используется режим противовьспюче-
пия. В большинстве схемных решений заложен алго¬
ритм, не позволяющий поменять фазы силового пита¬
ния нри движении на скорости, близкой к номиналь¬
ной с выьспюченными роторными резисторами. Одна¬
ко на практике режим противовьспючения, особенно
в ночные смены, используется. Это приводит к ди¬
намическим ударам в электромеханических узлах и,
как следствие, к преждевременному выходу из строя
редукторов и двигателей. Известны производствен¬
ные участки, на которых двигатель моста выходит из
строя один раз в четыре-пять месяцев (срок службы
таких двигателей 12 лет).
Замена кранового привода, например, на частот¬
ный, в котором режим противовьспючения практиче¬
ски невозможно реализовать, дорогостоящее меро¬
приятие. Поэтому можно предположить, что краны
с приводами на релейно-контакторных схемах будут
эксплуатироваться еще долгое время.
1.3. Сигналы «Вперед» и «Назад»
2. Используемые приборы
2.1.Токоизмерительные клещи «FLUKE і 3000S»
(3000 А, 10Гц - 50кГц, напряжение выхода 0,3 В)
2.2.Виброметр «Microlog СМ$А60» (измерение
амплитуды вибраций, размерность, мкм).
2.3.Многоканальный регистрирующий архиватор
«Рекон-09МА», регистрация и запоминание сигна¬
лов напряжения ( шкала, 250мВ, 25В, 250 В и 620 В,
дискретность съема до 20 кГц, погрешность измере¬
ния, не более 2 %, время регистрации до 5 мин.)
3. Места подьспючения приборов
3.1. Токоизмерительные ьспещи - фаза В
3.2.Виброметр - корпус редуктора вблизи выход¬
ного вала
3.3.Сигналы «Вперед» и «Назад» - обмотки соот¬
ветствующих контакторов в схеме управления
4.Выполнение работ на кране
4.1. При отсутствии напряжения питания на кра¬
не установить на указанные места приборы, подклю-






Контакт
Цель проведения исследований - эксперимен¬
тальное определение уровней вибраций и поведения
токов в приводе передвижения моста нри изменении
направления движения.
Программа и методика испытаний
1 .Контролируемые параметры:
командеконтроллера
положения «Вперед»


В1
В1
-О-
л 1
-О-
1.1. Статорный ток одной из фаз.
1.2. Уровень вибраций на выходном валу редук¬
тора.
к сопротивлениям
в цепи ротора
Рис. 1. Упрощения схема управления одним двигателем
) Ткаченко Г.И., Пирогов А.В., Мохнатый А.В., Кузьмин В.В., Хижняк В.Я., 2010 г.

122

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



АВТОМАТИЗАЦИЯ

чить архиватор к источнику
напряжения питания, к выхо¬
дам приборов и к обмоткам
контакторов.
4.2. Подать напряжение
питания на кран.
4.3. Выполнить разгон
привода передвижения до
максимальной скорости, на¬
пример, в направлении «На¬
зад».
4.4. Выполнить запись
сигналов с датчиков и контак¬
торов в архиватор при дви¬
жении крана по требованиям
п. 4.3
4.5. Выполнить разгон
привода передвижения до
максимальной скорости «На¬

-*І: IP'S ,06мкмь-Н; -М: 34.02мйм-и; 21.60*jkw
Н: 11.
·4мкм1

·ііііЦішЦіі(іііІІііі|і|

j -102 -













Рис. 2. Передвижение крана в направлении «Назад»

."
·«11. Ill I

вибрации р«ду4(торіЗ
МИФ а)













t, с I



еибраци
· редуктора
зад» и до максимальной ско¬
рости «Вперед» без остано¬
ва.
м: '6Б.04МКМІ
«ГТ5"Г55ыки
4.6. Выполнить запись
сигналов с датчиков и контак¬
мГ-75.3емкм
торов в архиватор при дви¬
жении крана по требованиям
-сгжт.
р: ЭІТШст%пень "п" "гу.гг
|Фазнын тсік
b; i;j.69Ai
п. 4.5
4.7. Выьспючить напряже¬
ние питания крана. Вывести
из ротора резисторы секций
«П», «1У», «2У», что, прак¬
тически, обеспечит режим
команда "глеред'
с)
«ограниченного» противо-
включения.
4.8. Подать напряжение
питания на кран.
4.9. Выполнить разгон
привода передвижения до
максимальной скорости «На¬
зад» и до максимальной ско¬
рости «Вперед» без остано¬
ва.
4.10. Выполнить запись
сигналов с датчиков и контак¬
торов в архиватор при дви¬
жении крана по требованиям
п. 4.9.
4.11. Оформить результа¬
ты испытаний.
Место исследований
адьюстаж (холодильник) цеха
блюминг 1, объект - четы¬
рехколесный «Пратценкран»
для подъема и перемещения
остывших пакетов заготовок
кокамда назад


·d)
(грузоподъемность 16 т, дви¬
14.000
4S.0M
46.000 47.000
43.000
49.000
гатель моста МТВ-611-10,
фазный ротор, 45 кВт, 585 об/
мин). Привод передвижения
б)

Рис. 3. Изменение направления движения: а - с включенными роторными резисторами; б - с
частично отключенными роторными резисторами

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

123




АВТОМАТИЗАЦИЯ

моста содержит четыре упомянутых двигателя, под-
ьспюченных к колесам через четыре понижающих
редуктора, не имеющих между собой механических
связей.
Упрощенная схема управления одним двигате¬
лем показана на рис. 1. Отметим важный момент.
Как видно на рис. 1, при подаче команды, напри¬
мер, «Вперед» на статор каждого двигателя напряже¬
ние подается через контакты контактора Л
·, катуш¬
ка которого запитана через контакты реле В
·. Из-за за¬
держки, обусловленной временем срабатывания каж¬
дого реле, напряжение на двигатели поступает с раз¬
бросом во времени t3 (рис. 2) в сотые доли секунды.
Этим фактором обусловлено возникновение вибра¬
ций крана, превышающих величину допустимых (для
редукторов - 60 мкм) еще до появления тока в фазе
исследуемого двигателя, так как исследуемый двига¬
тель начал вращение не первым (т. А на рис. 2). Кро¬
ме того, по этой же причине (разброс во времени сра¬
батывания контактов ) напряжение на одну из фаз
на статора поступает с запаздыванием (т. Б на рис. 2).
Результаты испытаний
Результаты исследований представлены на рис. 2
и рис. 3, где графики: а) - изменения вибрации; Ь)
изменения фазного тока; с) - сигнал задания направ¬
ления движения «Вперед»; d) - сигнал задания на¬
правления движения «Назад».
Отметим, что на рис. 2 время разгона привода с
момента подачи сигнала «Назад» до достижения но¬
минальной скорости составляет 4,3 с.
Через 0,938 с с момента появления тока в статоре
вибрации снижаются. Это объясняется тем, что мост
крана набрал определенную скорость, и дальнейшее
нарастание скорости уже не вызывает значительных
вибраций.
Фазный ток двигателя (диаграмма «Ь») замет¬
но увеличивается при замыкании части резисторов в
цепи ротора (ступени «П» «1У» «2У, ЗУ»).
Рис. За отражает контролируемые параметры в
момент противовьспючения при всех задействован¬
ных защитах. Поясним отдельные значения параме¬
тров рис. За:
- появление вснлеска напряжения при снятии
сигнала «Назад» (т. В) объясняется возникновением
ЭДС самоиндукции;
- время реверса (время от снятия сигнала «На¬
зад» до достижения номинальной скорости в направ¬
лении «Вперед») составляет 5,4 с;
- максимальный уровень вибрации 79,38 мкм
длительностью несколько мс;
- продолжительность незначительных по уровню
вибраций 2 с.
Рис. 36 отражает контролируемые параметры так¬
же в момент противовьспючения при «ослабленной»
защите от противовьспючения (в роторе оставлено
примерно 15% роторных резисторов).
Поясним отдельные значения параметров рис. 36:
- время реверса (время от снятия сигнала «На¬
зад» до достижения номинальной скорости в направ¬

лении «Вперед») составляет 3,4 с;
- максимальный уровень вибрации 2642 мкм
длительностью несколько миллисекунд;
- продолжительность значительных по уровню
вибраций 1,6 с;
- фазный ток практически постоянной величины
потому, что величина резисторов в цепи ротора по¬
стоянна.

Выводы
1. Использование даже «ограниченного» режима
противовьспючения нри изменении направления дви¬
жения крана увеличивает амплитуду вибраций в ре¬
дукторе по отношению к допустимой примерно в 40
раз (под «ограниченным» режимом противовьспюче¬
ния подразумевается режим работы, при котором в
рассматриваемом случае сопротивление резисторов
в роторе составляет 15 % полностью введенных).
2. Для крановых приводов с релейно-контакторной
системой управления целесообразна установка
устройств защиты от работы в режимах противо¬
вьспючения.
Ниже приводятся технические данные предла¬
гаемого устройства защиты крановых двигателей,
представляющие собой результаты анализа требо¬
ваний заказчиков металлургического и цементного
производств и обобщение опыта подобных разрабо¬
ток, приведенных в [1,2].
Планируемые технические данные устройства за¬
щиты крановых приводов
1. Отьспючение привода при токовой и тепловой
перегрузке с указанием причин, например, потеря
одной из фаз; перекос колес; заьспинивание механиз¬
ма; попытка подъема груза массой более допустимой.
Отьспючение выполняется перед началом или после
завершения технологической операции.
2. Определение попытки выполнения реверса в
режиме противовьспючения и разрешение работы по¬
сле снижения скорости двигателя до допустимой ве¬
личины.
3. Определение факта разрушения механической
передачи.
4. Определение асимметрии токов двигателя.
5. Определение разности нагрузок двигателей
моста в переходных и установившихся режимах дви¬
жения.
6. Защиту крана от столкновений.
7. Определение факта умышленного вывода из
работы устройства защиты, например, разрешение
работы в режиме противовьспючения путем установ¬
ки перемычек в схемах управления.
8. Запоминание факта выполнения событий по
П.1-П.7 с привязкой к астрономическому времени.
9. Определение фактического времени работы
крана с привязкой к астрономическому времени.
10. Архивирование событий п.7 - п.9 за промежу¬
ток времени не менее 30 дней.
И. Выдачу текущей информации о выполнении
событий по П.1-П.З на пульт машиниста крана.

124

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



АВТОМАТИЗАЦИЯ

12. Выдачу по запросу информации о выполпе-
пия событий по П.1-П.9 па пульт машиниста крана и в
НОУТБУК.
13. Элементная база - микропроцессорный кон¬
троллер.
14. Информация о токе поступает с трансфор¬
маторов тока. По согласованию с Заказчиком допол¬
нительная информация о нагреве может поступать с
датчиков температуры корпуса двигателя.
15. В алгоритм работы для принятия решения по
п. 1 заложены время-токовые и тепловые характери¬
стики (расчет температуры двигателя выполняется по
эквивалентному току).
16. Напряжение питания 180-250 В, 50 Гц. Мош,-
ность не более 25 В-А.
17. Конструктивно средства представляют два
изделия - пульт, устанавливаемый в кабине машини¬
ста и шкаф, располагаемый вблизи систем регулиро¬

18. Габариты, мм: шкаф 1100x600x300, пульт
250x300x300.
19. Степень запіиты - ІРЗ1 (по требованию Заказ¬
чика -IP 54).
20. Комплектность поставки: шкаф и пульт с за¬
шитыми программами, паспорт и комплект эксплута-
ционной документации.

Библиографический список
1. Романенко В.И., Вайнер А.И., Гусак Г.И. и др.
Микропроцессорная система запіиты и управле¬
ния двигателями электрофильтров обжиговых пе¬
чей // Металлург и горноруд. пром-сть. - 2005. -
№6.-С. 101-105.
2. Ковалев А.И, Сапрыкин Д.В., Степанченко В.Н.
и др. Микропроцессорное устройство тепловой
запіиты приводов экскаваторов // Металлург и
горноруд. пром-сть. - 2006. - № 6. - С. 74-77.
вания привода.
Поступила 15.12.2009







·











Вниманию подписчиков России
Продолжается подписка па паучпо-техппческпй п пропзводствеппый журнал «Металлургическая
и горнорудная промышленность» на 2010 год (в каталоге Роспечать индекс - 95396). Периодичность
выпуска - один раз в два месяца. Подписаться па 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) 744-81-66
E-mail: metinfo @ metinform.dp.ua; mgp@metaljournal.com.ua











© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4











125



%-
ly ЭКОНОМИКА

УДК 669.1 Производство
Сталинский Д.В. /д.т.н./, Каневский А.Л. /к.т.н./, Лесовой В.В. /к.т.н./
Литвиненко В.Г /к.т.н./ Объединение предприятий «Металлургпром»
УкрГНТЦ «Энергосталь»
Энергоемкость производства продукции
на металлургических предприятиях Украины
Представлены результаты исследований потребления топливно-энергетических ресурсов на
примере одного из ведущих производителей металлопродукции. Установлено, что цеховая энер¬
гоемкость производства чугуна с учетом прямого потребления энергоносителей, поступаю¬
щих в доменную печь, и косвенного потребления на выработку производных энергоносителей на
11 % меньше, чем приводится в данных статотчетности. Заводская энергоемкость производ¬
ства проката составляет 1042 кг у.т./т, причем производство полуфабрикатов обеспечивает
десятикратное увеличение цеховой энергоемкости конечного продукта. Переход от разливки в
слитки на непрерывную разливку позволит снизить энергоемкость проката более чем на 140 кг
у.т./т, что обеспечит преимущество отечественной продукции по сравнению с нашими ближай¬
шими конкурентами на рынке металлопродукции. Ил. 5. Табл. 2. Библиогр: 7 назв.

Ключевые слова: энергоемкость, металлургическое предприятие, топливно-энергетические
ресурсы, чугун, прокат

The results of investigation of consuming fuel and energy resources on the example of one of the leading
producers of metal products are presented. It is determined that shop energy intensity of ironmaking taking
into account direct consumption of energy carriers and indirect consumption on production of industrial energy
carriers is less by 11 % than specified in data. It is defined that plant energy intensity on open-hearth steelmaking
is in average 667.4 kg c.f Л and less by 17 % than energy intensity of converter steelmaking. Plant energy
intensity of rolled metal production is 1042 kg c. f./t and manufacture of semi-finished products provides a tenfold
increase in shop power consumption of end-product Adoption of continuous casting will allow reducing power
consumption of rolled metal by more than 140 kg c.f Л which will provide advantage for domestic products as
compared to our proximal competitors in the metal products market

Keywords: energy intensity, iron & steel works, fuel and energy resources, cast-iron, rolled metal
Металлургия всегда была и остается в настоящее ным циьспом производства нормируется энергонотре-
время одной из наиболее энергоемких отраслей эко- бление при производстве агломерата, чугуна, обогре-
номики Украины. Однако необходимо отметить, что ве кауперов, стали мартеновской, стали кислородно-
за последние годы произопши существенные измене- конвертерной, проката, извести, электроэнергии элек-
пия в потреблении топливно-энергетических ресур- тростанциями, тепловой энергии электростанциями,
сов (ТЭР) в направлении снижения их удельных рас- доменного дутья, сжатого воздуха, кислорода, литья
ходов. На рис. 1 представлены данные по динамике чугунного, стального и цветного и т.д.
производства проката (основного конечного продукта Для каждого вида продукции определяется нор-
металлургических предприятий) и потреблению ТЭР. ма потребления котельно-печного топлива (КПТ), те-
Приведенные данные позволяют сделать вывод, что пловой энергии и электроэнергии на единицу нроиз-
потребление ТЭР увеличивается медленнее, чем уве- веденной продукции. Так, при определении нормы
личение производства проката, что свидетельствует потребления КПТ применяют следующую зави-
об уменьшении удельных энергозатрат. симость
Распространенный способ анализа энергоемко- f
сти, когда все затраты ТЭР относятся на производ- t
·
·,= (1)
ство проката, не учитывает, что товарной продукци- j Qij
ей предприятий ГМК Украины является не только где Т
·.. - потребление всех і видов КПТ на произ-
прокат, а также чугун, кокс, ферросплавы, железоруд- водство j вида продукции; Q.. - количество произве-
ный концентрат и т.д. [1]. Это приводит к тому, что денного і вида продукции.
энергоемкость производства проката завышается на В качестве КПТ форма статистической отчетно-
25-30 %. сти учитывает кокс, уголь, торф, мазут, газ природ-
Существует подход к определению энергоемко- ный, газ коксовый, газ доменный, газ конвертерный,
сти продукции, представленный в [2] на основе нор- другие горючие вторичные газы.
мативных затрат энергоресурсов для всех видов про- Представленный выше общепринятый подход к
дукции в соответствии с формой статистической от- определению удельного потребления ТЭР имеет ряд
четности 11-МТП. изъянов. Во-первых, учитываются только прямые за-
Так, для металлургического предприятия с пол- траты на производство продукции или полуфабри-

) Сталинский Д.В., Каневский А.Л., Литвиненко В.Г., Лесовой В.В., 2010 г.

126

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ЭКОНОМИКА

ката, но не учитываются расходные ко¬
эффициенты полуфабрикатов и произво¬
дных энергоносителей (кислорода, дутья,
пара, химочищенной воды и т.п.) на про¬
изводство конечного продукта - проката.
Во-вторых, не учитываются расходы то¬
плива и энергии на выработку произво¬
дных энергоносителей. В-третьих, имеет
место завышение расхода условного то¬
плива на металлургических предприяти¬
ях. Дело в том, что при полном сгорании 1
т кокса выделяется приблизительно 0,99 т
условного топлива (т у.т.). На самом деле
в доменных печах кокс сгорает не пол¬
ностью. Продуктом неполного сгорания
кокса является горючий доменный газ,
приблизительно 3,1 тыс. м
· на 1 т кокса.
Теплота сгорания доменного газа 0,143 т
ут./тыс. м
·. Статотчетность в затраты то¬

Производство проката, млн
· Потребление ТЭР, млн т ул


















Рис. 1. Динамика производства проката и потребления ТЭР на металлурги¬
ческих предприятиях Украины
плива металлургическим предприятиям
засчитывает и расход кокса (как при полном его сго¬
рании), и расход доменного газа, т.е. 0,99 + 0,143-3,1 =
1,433 т у.т. На самом деле в доменных печах при сжи¬
гании 1 т кокса затрачивается 0,99 - 0,143-3,1 = 0,557
т у.т.
Авторами при определении удельного расхода
КПТ, тепло- и электроэнергии при производстве про¬
ката и других полуфабрикатов применяли «Методи¬
ку расчета затрат топливно-энергетических ресурсов
на предприятиях горно-металлургического комплек¬
са с использованием заводской (сквозной) энергоем¬
кости» [3, 4]
I
· Ряд2
I
· Ряді
Т. =t
11%

JC
(2)

где q. - удельные затраты j-ro производного или
купленного энергоносителя на производство і-ой про¬
дукции (выполнение і-ой работы), н.е./н.е.; t.
· - сквоз¬
ные удельные затраты топлива на производство j-ro
производного энергоносителя, кг у.т./н.е.
Ниже представлены результаты исследований по¬
требления ТЭР на примере одного из ведущих про¬
изводителей металлопродукции (ОАО «АрселорМит-
тал Кривой Рог).
На рис. 2 приведено потребление энергоносите¬
лей, которые непосредственно подаются в доменную
печь (прямое энергопотребление).
Приведенные данные показывают, что кокс явля¬
ется основным энергоносителем нри производстве
чугуна. Он обеспечивает, даже при учете неполного
его сгорания, почти 66,7 % поступления тенла в до¬
менную печь. На природный газ приходится почти
28,9 %, на уголь почти 2,5, а на электроэнергию ме¬
нее 2 % от общего расхода ТЭР. Таким образом, пря¬
мые затраты ТЭР (при переводе электроэнергии в
условное топливо полагали, что 1 кВт-ч = 0,34 кг у.т.)
на производство чугуна составляют 399,1 кг у.т./т
(391,4 кг у.т./т КПТ и 7,7 кг у.т./т электроэнергии). В
форме статотчетности показано, что расход КПТ при
производстве чугуна составляет 610,2 кг у.т./т, а элек-
Рис. 2. Потребление энергоносителей при производстве чу¬
гуна: ряд 1 - доменный газ, сжигаемый в кауперах; ряд 2 - до¬
менный газ, используемый в других цехах

троэнергии - 22,7 кВт-ч/т (7,7 кг у.т./т). Таким обра¬
зом, суммарные затраты ТЭР по форме статотчетно¬
сти составляют 616,5 кг у.т./т.
С доменным газом отводится почти 45 % тепло¬
ты сгорания кокса. Доменный газ используется для
подогрева воздуха горения в кауперах доменных пе¬
чей и таким образом частично возвращается в домен¬
ную печь. Он также является основным топливом на
ТЭЦ-ПВС при выработке производных энергоноси¬
телей, которые также отчасти используются при про¬
изводстве чугуна, кроме того, он используется в дру¬
гих цехах комбината или продается на сторону.
В качестве производных энергоносителей нри
производстве чугуна, на выработку которых также
используется топливо и электроэнергия, применяют¬
ся дутье, пар и химически очищенная вода ПСЦ, кис¬
лород, сжатый воздух, азот и т.д. В табл. 1 приведе¬
но потребление (косвенное) КПТ и электроэнергии за
счет расхода производных энергоносителей.
Наибольший расход энергоресурсов связан с по¬
треблением дутья (83,3 кг у.т./т чугуна) и техничес¬
кого кислорода (43,7 кг у.т./т), причем если на выра-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

127



ЭКОНОМИКА
Таблица 1. Потребление топлива и
электроэнергии на выработку производных
750,00
энергоносителей при производстве чугупа



Ш Элеісгроэнері ия |
S КПТ I











Рис. 3. Вклад прямого и косвенного потребления энергоре¬
сурсов и нагрева воздуха горения в кауперах на энергоем¬
кость чугуна
ботку первого расходуется в основном КПТ (98,6 %),
то для второго определяющим является потребление
электроэнергии (79,8 %). На производство осталь¬
ных производных энергоносителей расходуется ме¬
нее 15 % общего энергопотребления.
Расход ТЭР на подогрев воздуха горения в каупе¬
рах составляет 75,5 кг у.т./т чугуна, причем на КПТ
приходится более 99 % энергопотребления.
Был выполнен анализ вклада прямого и косвенно¬
го потребления энергоресурсов в цеховую энергоем¬
кость чугуна (рис. 3). Цеховой энергоемкостью назы¬
ваются удельные затраты электроэнергии в кг у.т./н.е.
(кВт-ч/н.е.) и условного топлива в кг у.т./н.е. (кг/н.е.) в
цехе на производство і-ой продукции, вьспючая побоч¬
ные затраты ТЭР на выработку производных энерго¬
носителей, которые израсходованы при производ¬
стве і-ой продукции, с учетом потерь энергоносите¬
лей. Цеховая энергоемкость чугуна, с учетом пря¬
мого потребления энергоносителей, поступающих
в доменную печь, и косвенного потребления на вы¬
работку производных энергоносителей, составляет
547,0 кг у.т./т чугуна. Согласно внутриотраслевой от¬
четности расход ТЭР на производство чугуна состав¬
ляет 610,2 кг у.т./т и 22,7 кВт-ч/т, т.е. на И % больше.
Вклад электроэнергии в суммарную энергоемкость
чугуна увеличился более чем в 5 раз по сравнению
с прямым потреблением энергоносителей и составил
почти 10 % от суммарной величины. Это обусловлено
большим вьспадом электроэнергии в выработку про¬
изводных энергоносителей. Выработка производных
энергоносителей обуславливает более чем 27 % сум¬
марной энергоемкости производства чугуна.
Учет энергопотребления на подогрев возду¬
ха горения в кауперах приводит к тому, что цехо¬
вая энергоемкость производства чугуна составляет
622,4 кг у.т./т чугуна.
Был выполнен расчет цеховой энергоемкости про¬
изводства проката и других основных видов продук¬
ции комбината (рис. 4). Энергоемкость производства
агломерата равна 90,1 кг у.т./т, причем прямые энер¬
гозатраты составляют почти 95 %. Наиболее энерго-

Рис. 4. Энергопотребление при производстве основных ви¬
дов продукции комбината
емким, как это и ожидалось [5], является производ¬
ство чугуна. Энергоемкость производства мартенов¬
ской стали и проката практически одинаковая и со¬
ставляет, соответственно, 101,7 и 101,6 кг у.т./т про¬
дукции. Причем, если при производстве мартенов¬
ской стали вьспад прямого и косвенного потребле¬
ния энергоресурсов практически одинаков, то при
производстве проката на косвенное энергопотребле¬
ние приходится всего «14 % общего энергопотребле¬
ния. Общепринятое мнение, что производство кон¬
вертерной стали значительно менее энергоемкое,
чем производство мартеновской стали не совсем вер¬
но. Такое утверждение применимо лишь к прямым
энергозатратам, где разница действительно состав¬
ляет 2,5 раза [6], в то время как цеховая энергоем¬
кость производства отличается всего на 38 %(101,8и
62,8 кг у.т./т). Это связано с тем, что косвенные энер¬
гозатраты при производстве конвертерной стали (в
основном на производство кислорода, пара и пере¬
качку воды) более чем в 2 раза превышают прямые
энергозатраты.
Заводская энергоемкость производства марте¬
новской стали (удельные затраты электроэнергии и
условного топлива, которые состоят из цеховой энер-
128
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010




ЭКОНОМИКА
Таблица 2. Пример расчета сквозной заводской энергоемкости проката
















..




0,078 ·
..·N*


..................····"І50,6 ..··'* / ' * **
122,1/ /
0,019 ...·***164,4/ 48,7/

Сталь



Ч 87,1





ч
мартеновская
t = 101,7 кг у.т./т
Сталь
конвертерная
t = 62,8 кг у.т./т

·-
39,5






57,1 - ·

1,Q3 т/т
Сортовой
прокат
t = 101,6
кг у.т./т
22,9
Прочие
полуфабрикаты
t = 27,4 кг у.т./т

Рис. 5. Принципиальная схема расчета сквозной заводской энергоемкости продукции металлургического предприятия
гоемкости і-ой продукции и удельных затрат ТЭР, из¬
расходованных на производство полуфабрикатов, вы¬
полнение работ, предоставление услуг, которые ис¬
пользованы при изготовлении і-ой продукции на
всех стадиях ее производства) составляет в среднем
667,4 кг у.т./т и меньше на 17 % энергоемкости про¬
изводства конвертерной стали. Это связано с тем, что
расход чугуна на производство стали в мартеновских
нечах более чем на 170 кг/т меньше, чем в конвертерах.
Полученные результаты расчета цеховой энерго¬
емкости производства проката и основных полуфа¬
брикатов были использованы при определении сквоз¬
ной заводской энергоемкости продукции металлурги¬
ческого предприятия. Принципиальная схема расче¬
та сквозной энергоемкости продукции металлурги¬
ческого предприятия приведена на рис. 5. При этом
были учтены расходные коэффициенты на производ¬
ство каждого из полуфабрикатов:
- агломерата собственного производства на чугун
- 1,524 т/т;
- чугуна на сталь - 0,857 и 0,685 т/т, соответствен¬
но, для мартеновского и кислородно-конвертерного
цехов;
- стали на блюмы - 1,129 т/т;
- блюмов на сортовой прокат - 1,035 т/т.
В табл. 2 приведен пример расчета сквозной за¬
водской энергоемкости продукции. Расход ТЭР со¬
ставляет, %: на выплавку чугуна ~ 57 от сквозной
заводской энергоемкости проката; на производство
агломерата 12,5; на выплавку стали 8,2; на обжиг из¬
вести 3,2; на прокатку заготовки 6,4. Сквозная завод¬
ская энергоемкость производства товарного чугуна
составляет 776,9 кг у.т./т, товарных блюмов - 905,9 кг
у.т./т, а проката - 1042,0 кг у.т./т.
Таким образом, производство полуфабрика¬
тов приводит к десятикратному увеличению цехо¬
вой энергоемкости проката. Если сравнить нолучен-
ный результат с расчетами, полученными с использо¬
ванием статотчетности (1261,1 кг у.т./т), то получит¬
ся, что реальная заводская энергоемкость производ¬
ства проката на 21 % меньше, чем рассчитанная по
данным статотчетности. При расчете на рассматрива¬
емом предприятии не учтен вьспад в сквозную энерго¬
емкость проката производства кокса и железорудного
концентрата, т.к. на большинстве металлургических
предприятий данные производства отсутствуют, что
затрудняет проведение сопоставительного анализа
энергоемкости производства на различных предприя¬
тиях. Если эти затраты учесть, то полная металлурги¬
ческая (отраслевая) энергоемкость проката на рассма¬
триваемом предприятии составляет 1262,8 кг у.т./т.
Предложенный подход к определению энерго-

Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

129





ЭКОНОМИКА

емкости производства продукции па металлургиче¬
ских предприятиях Украины позволяет более объек¬
тивно оценить уровень энергоемкости отечественной
продукции и возможное ее изменение при модерни¬
зации производства. Так, по данным [7] отраслевая
энергоемкость производства стального проката в Ки¬
тае составляет 1092, США 853, ЕС 853, Японии 887,
России 1228 кг ут./т. Проведенные расчеты показы¬
вают, что полная металлургическая энергоемкость
отечественной продукции превышает показатели раз¬
витых стран в среднем на 45 %, Китая более чем на
15 % и примерно соответствует средним показате¬
лям металлургических предприятий России. Это свя¬
зано, в основном, с нерациональной технологией вы¬
плавки и разливки стали. Расчеты показали, что пе¬
реход от разливки стали в слитки к непрерывноли-
тым заготовкам позволит снизить заводскую энер¬
гоемкость проката до 900 кг у.т./т (более чем на
140 кг у.т./т), а полную металлургическую энергоем¬
кость - до 1120 кг у.т./т. Таким образом, только вне¬
дрение одного этого мероприятия позволит отече¬
ственной продукции превзойти показатели России и
практически сравняться с показателями Китая.

Выводы
1. Расчет затрат топливно-энергетических ресур¬
сов на предприятиях горно-металлургического ком¬
плекса с использованием заводской (сквозной) энер¬
гоемкости позволяет объективно оценить расход
котельно-печного топлива и электроэнергии в произ¬
водство полуфабрикатов и товарной продукции.
2. Установлено, что цеховая энергоемкость произ¬
водства чугуна при применении основных энергоно¬
сителей составляет 399,0 кг у.т./т (391,4 кг у.т./т КПТ
и 7,7 кг у.т./т электроэнергии), расход ТЭР на выра¬
ботку производных энергоносителей обуславливает
более чем 27 % суммарной энергоемкости производ¬
ства чугуна. Суммарная цеховая энергоемкость чугу¬
на, с учетом прямого потребления энергоносителей,
поступающих в доменную печь, и косвенного потре¬
бления на выработку производных энергоносителей,
составляет 547,0 кг у.т./т чугуна, а с учетом нагре¬
ва воздуха горения в кауперах - 622,5 кг у.т./т, что на
11 % меньше, чем приводится в данных статотчетно-
сти.
3. Обпіепринятое мнение, что производство кон¬
вертерной стали значительно менее энергоемкое, чем
производство мартеновской стали, применимо лишь
к прямым энергозатратам, где разница действительно
составляет 2,5 раза, в то время как цеховая энергоем¬
кость производства отличается всего на 38 % (101,8 и
62,8 кг у.т./т). Это связано с тем, что косвенные энер¬
гозатраты нри производстве конвертерной стали (в
основном на производство кислорода, пара и пере¬
качку воды) более чем в 2 раза превышают прямые





































































·
энергозатраты. Установлено, что заводская энергоем¬
кость производства мартеновской стали составляет в
среднем 667,4 кг у.т./т и меньше на 17 % энергоем¬
кости производства конвертерной стали. Это связано
с тем, что на производство мартеновской стали рас¬
ходуется чугуна в среднем на 170 кг/т меньше, чем в
конвертерах.
4. Установлено, что полная заводская энергоем¬
кость производства проката составляет 1042 кг у.т./т,
причем производство полуфабрикатов обеспечивают
десятикратное увеличение цеховой энергоемкости
конечного продукта. Переход от разливки в слитки на
непрерывную разливку позволит снизить энергоем¬
кость проката более чем на 140 кг у.т./т, что обеспечит
преимупіество отечественной продукции по сравне¬
нию с нашими ближайшими конкурентами на рынке
металлопродукции.

Библиографический список
1. Друль О. Не сглазить бы // Металлургический
компас. - 2008. - № 2. - С. 53-79.
2. Особенности нормирования тонливно-
энергетических ресурсов на предприятиях
горно-металлургического комплекса Украины /
В.Н. Майорченко, А.А. Романенко, Н.В. Доро¬
шенко и др. // Металлург и горноруд. пром-сть.
-2009.-№5.-С. 113-116.
3. Метод расчета сквозной энергоемкости метал¬
лопродукции / В.Г. Литвиненко, Г.Н. Грецкая, ТА.
Андреева // Сталь. - 1997. - № 9. - С. 76-79.
4. Оценка энергоэффективности производства на
основе анализа сквозной энергоемкости продук¬
ции / В.Г. Литвиненко, В.Д. Мантула, А.Л. Канев¬
ский и др. // Экология и промышленность. - 2009.
- № 2. - С. 47-52.
5. Снижение энергоемкости продукции - один
из инновационных приоритетов развития горно¬
металлургического комплекса Украины // В.А. Бот-
штейн, А.Л. Каневский, А.Г. Нотыч // Экология и
промышленность. - 2009. - № 2. - С. 4-8.
6. Оценка эффективности энергосберегаюш:их
мероприятий и проектов совместного осупіест-
вления на предприятиях ГМК Украины / А.Л. Ка¬
невский, А.Г. Нотыч // Экология и здоровье че¬
ловека. Охрана воздушного и водного бассей¬
нов. Утилизация отходов: сборник научи, ст. XVI
Междунар. науч.-нракт. конф., 2-6 июня 2008 г,
г Щелкино, АР Крым / УкрГНТЦ «Энергосталь».
В 2-х т. - Харьков: Издательство «Сага», 2008. -
Т 1.-С. 134-139.
7. Предстояш:ее изменение энергетической базы
как основной фактор технологических приорите¬
тов в развитии сталеплавильного производства /
Л.А. Шульц, И.А. Прибытков // Черные металлы.
-2008.-№6.-С. 15-22.

Поступила 06.04.2010

130

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4



ЭКОНОМИКА
УДК 632.15 Обзор
Майорченко В.Н. /к.э.н./, Романенко А.А., Сиротенко В.Л.,Давыденко Л.С.,
Дорошенко Н.В. /к.т.н./, Морщавко Л.В.
гитсэи
Анализ состояния технического переоснащения, модернизации
и внедрения новейших технологий энергосбережения
на предприятиях ГМК Украины
Проведен анализ фактических затрат ТЭР при производстве продукции и выполнения пред¬
приятиями ГМК отраслевой программы энергосбережения за 2003-2008 гг. Выполнен анализ тех¬
нического переоснащения, модернизации и внедрения энергосберегающих мероприятий и техно¬
логий, определены основные факторы влияния на уровень энергоемкости продукции. Ил. 3. Библи-
огр.: 2 назв.

Ключевые слова: горно-металлургический комплекс, анализ, топливно-энергетические ре¬
сурсы, топливо, тепловая энергия, электрическая энергия, энергосберегающие мероприятия и
технологии

The actual consumption of power and energy resources during production and accomplishment of
energy saving program by mining and smelting plants for 2003-2008 is analyzed. Also analysis of technical
re-equipment, modernization and implantation of energy-saving measures and technologies is carried out, the
major factors of effect on the level of energy intensity of production are defined.

Keywords: mining and smelting complex, analysis, power and energy resources, fuel, heat energy,
electric energy, energy-saving measures and technologies
Введение
Металлургия является фундаментальным эле¬
ментом экономики Украины, доля которой в нацио¬
нальном валовом продукте составляет почти 30 %,
при этом ГМК является и наибольшим потребителем
энергетических ресурсов. Продукция ГМК Украины
характеризуется значительной энергоемкостью, в се¬
бестоимости продукции доля потребления тонливно-
энергетических ресурсов (ТЭР) достигает 40 %.
В докризисный период 2007 г предприятия ГМК
Украины использовали более 54 млн. т у.т., в том чис¬
ле 9 млрд. м
· природного газа. Обеспечение рацио¬
нального использования энергоресурсов на предпри¬
ятиях невозможно без осуществления контроля за по¬
треблением ТЭР. В связи с этим ГИТСЭИ, с целью
реализации Закона Украины «Об энергосбережении»
[1] Минпромполитики поручено проведение монито¬
ринга использования энергоносителей и внедрения
программ энергосбережения на предприятиях ГМК
Украины.
Постановка задачи
ГИТСЭИ, проведя анализ использования ТЭР на
более чем 100 предприятиях ГМК Украины, показал,
что высокий уровень потребления ТЭР сформировал¬
ся в результате применения значительного количе¬
ства устаревших энергозатратных технологий, а так¬
же из-за большого физического износа и морального
старения основных производственных фондов. В це¬
лом эта величина достигла более 60 %.
Степень износа энергетического оснапіения enje
выше. Физический износ энергетического оснапіения
ведет к его аварийной остановке, которая сказывает¬
ся на бесперебойной работе основных агрегатов. Фи¬
зическое и моральное старение энергетических агре¬
гатов и коммуникации сопровождается непроизводи¬
тельными затратами ТЭР.
Целью работы является анализ технического пе-
реоснапіения, модернизации и внедрения новейших
технологий энергосбережения на предприятиях ГМК
Украины за период 2003-2008 гг, мониторинг ис¬
пользования ТЭР предприятиями ГМК, определение
основных факторов влияния на уровень энергоемко¬
сти продукции.
В ходе выполнения работы проведены анализ фак¬
тических затрат ТЭР при производстве продукции и
анализ выполнения предприятиями ГМК отраслевой
программы энергосбережения за 2003-2008 гг
Методика проведения исследований
Анализ работ по энергосбережению выполнен на
основании ежегодно представляемой в ГИТСЭИ ста¬
тистической отчетности но форме 11-МТП, 12-ЕЗ и
проектов обш,епроизводственных норм удельных за¬
трат ТЭР на производство продукции на плановый
период.
В 2009 г в ГИТСЭИ поступило и обработано ин¬
формационных материалов от 90 предприятий ГМК.
В процессе анализа материалов отчетности предпри¬
ятий за 2003-2008 гг разработан ряд форм документа¬
ции, сформирована информационная база потребле¬
ния ТЭР предприятиями ГМК.
В ходе выполнения работы анализировались и
предлагались изменения нормативной документа¬
ции, которая подавалась предприятиями. Они обес¬
печили качественное формирование информацион¬
ной базы потребления ТЭР и выполнение отраслевой
программы энергосбережения. Для достижения цели
определены основные данные информационной базы
энергопотребления и выполнения программы энер-
I Майорченко В.Н., Романенко А.А., Сиротенко В.Л., Давыденко Л.С., Дорошенко Н.В., Морщавко Л.В., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4

131



ЭКОНОМИКА
госбережения на предприятиях, разработаны исходя¬
щие документы предприятиям и подотраслям ГМК
Украины.
Анализ результатов исследований

60
03
Ј50
1 О о
О ®
X s40

-56-
Для улучшения состояния в сфере энергосбере¬
жения в нромышленности Украины еще с 1997 г. ре¬
ализуется Комплексная государственная программа
энергосбережения, которую предполагалось осуще¬
ствить в 3 этапа, а для ГМК существует государствен¬
л с;
X О
S оЗО
о. lI
т. ®
ф ?
5 ю20
с; о
10

22



14
ная программа развития и реформирования ГМК до
2017 г и отраслевая программа энергосбережения.
Электроэнергия Природный газ Теплоэнергия
Другие виды
ТЭР
В этих программах определены основные направ¬
ления технического перевооружения и модерниза¬
ции предприятий для улучшения нроизводственно-
технического и технологического состояния ГМК с
целью снижения энергоемкости металлургической
продукции, а именно: исьспючение применения при¬
родного газа в доменных печах и воздухонагревате¬
лях; устранение мартеновского производства стали;
широкое использование для производства стали кон¬
вертеров, электродуговых печей и МНЛЗ; частичная
замена природного газа коксо-доменной смесью в на¬
гревательных колодцах и в печах прокатных станов.
Результаты анализа позволили сделать вывод, что
в связи с кризисом в 2008 г на некоторых предпри¬
ятиях ГМК Украины объем производства продукции
снизился на 20-40 %. В условиях снижения объема
производства на предприятиях ГМК, как показывает
анализ статистических данных, величина удельного
потребления топливно-энергетических ресурсов на
единицу продукции увеличилась. При этом уровень
удельного потребления ТЭР возрос от 20 до 50 % [2].
Оценивая состояние работы ГМК Украины в сфе¬
ре энергосбережения, следует отметить такие его осо¬
бенности: предприятия ГМК Украины значительно
отстают от металлургических предприятий ведущих
государств мира по таким показателям: в мартенов¬
ских нечах вырабатывается более 45 % стали, конвер¬
терах - 51, в электропечах - менее 4, на МНЛЗ разли¬
то только 35 % выработанной стали. Для сравнения:
в мире лишь 3 % стали вырабатывается в мартенах,
68 - в конвертерах, 29 - в электропечах и 93 % стали
разливается на МНЛЗ. Такая структура производства
продукции на предприятиях ГМК Украины приводит
не только к значительным затратам энергоресурсов,
но и не позволяет вырабатывать конечную металлур¬
гическую продукцию, соответствующую требовани¬
ям мировых стандартов или техническим регламен¬
там развитых государств мира.
Но, несмотря на кризисную ситуацию в 2008 г,
на предприятиях было введено 255 энергосберегаю¬
щих мероприятий и технологий, в том числе по эко¬
номии природного газа 22,1 %; экономии электроэ¬
нергии 56,2; экономии теплоэнергии 13,5; экономии
других видов ТЭР 8,2 % (рис. 1).
За счет внедрения этих мероприятий в целом по
ГМК было сэкономлено свыше 163 тыс. т у.т., в том
числе: природного газа - 43,7 млн. м
·; электроэнергии
- 217,2 млн. квтч; теплоэнергии - 49 тыс. Гкал; дру¬
гих видов ТЭР - 23,7 тыс. т у.т. Стоимость сэконом-
Рис. 1 Структура внедренных энергосберегающих меро¬
приятий и технологий по видам сэкономленной энергии
ленных ТЭР равнялась около 200 млн. грн. Вместе с
тем, темпы улучшения состояния в сфере энергосбере¬
жения на предприятиях ГМК - низкие в связи с отсут¬
ствием средств на предприятиях и инвестиций.
По данным 2008 г. в общем суммарном потре¬
блении ТЭР предприятиями ГМК Украины (топли¬
ва, электрической и тепловой энергии, приведенных
к условному топливу), потребление ТЭР предприя¬
тиями составляет, %: металлургической подотрасли
74,0; горнодобывающей 6,9; коксохимической 5,5;
ферросплавной 5,9; трубной 0,8; металлических из¬
делий 0,2; огнеупорной 0,3; цветной 5,0; других от¬
раслей 1,4.
Отмечено наличие положительных тенденций
в 2003-2007 гг в деятельности предприятий в сфе¬
ре энергосбережения, однако в 2008 г в связи со сни¬
жением объемов производства наметились тенден¬
ции увеличения потребления некоторых видов энер¬
горесурсов на единицу продукции: потребление при¬
родного газа, кокса 6 % влажности и вторичных энер¬
горесурсов возросло, соответственно, на 10,1; 14,1;
14,5 % в сравнении с данными 2007 г
В рамках требований указанных программных
документов на предприятиях ГМК в последние годы
за счет, главным образом, средств предприятий еже¬
годно внедряется от 400 до 550 энергосберегающих
мероприятий и технологий - ЭСМТ
Например, в 2007 г на предприятиях ГМК вне¬
дрено 520 ЭСМТ, из них, %: в горно-добывающей от¬
расли 21,0; металлургической 21,5; коксохимической
16,1; ферросплавной и цветной металлургии 12,1;
трубной 10,0 и других отраслях 19,3.
Согласно анализу, наиболее эффективные ЭСМТ
были введены, главным образом, на крупных пред¬
приятиях металлургической и ферросплавной подо¬
трасли и связаны в той или иной мере со следующи¬
ми направлениями энергосбережения:
- автоматическое регулирование сгорания топли¬
ва в тепловых печах и агрегатах;
- снижение потерь тепла в окружающую среду;
- внедрение новых конструкций оборудования
или его элементов;
- повышение загрузки технологического оборудо¬
вания;
- использование вторичных энергоресурсов.
За счет этих внедренных ЭСМТ в целом по ГМК
132
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010



ЭКОНОМИКА









248.8-250.4









1
·Электросталь I
I I 1 1 S



Рис. 2. Количество внедренных энергосберегающих меро¬
136,7-135,4
_
·_[ипрокат
Н 124П 125,4 Н
приятий и технологий с энергоэффективностью, тыс. грн.:
1-до 10; 2 -1-100; 3 - 101-200; 4- 201-500; 5 - более 500
В 2007 г. было сэкономлено около 200 тыс. т у.т., в том
числе: природного газа 78 млн. м
·; электроэнергии
200 млн. кВтч; тенлоэнергии 95 тыс. Гкал.
Сравнение этих данных с данными 2008 г позво¬
ляет сделать выводы о снижении темпов внедрения


I 100
I-442у2--443--




66 65,8





65,7

· Сталь мартеновская I




· Агломерат L
ЭСМТ в производство и использования потенциала
энергосбережения в 2008 г из-за влияния кризиса на
40
35

35,7

35,9 35,7
I Руда железная | 37
·9
34,6 34,1
предприятиях ГМК во второй половине года. Количе¬
30
ство внедренных ЭСМТ в 2008 г снизилось почти в
два раза, экономия энергоресурсов - на 25 %.
Характерной особенностью внедренных ЭСМТ,
как в 2007 г, так и в 2008 г, является низкая их энерго¬

20 -
10 -
19,9
Сталь конвертерная
17,9 17І8 ІМ
·

2004 2005 2006 2007 2008
Годы
эффективность. Экономия энергоресурсов (от одного
усредненного) внедренного ЭСМТ в 2007 г составля¬
ла 370 т у.т. Около 70 % внедренных ЭСМТ имеют эф¬
фективность не более чем 100 тыс. грн. в год (рис. 2).
Поэтому использование потенциала энергосбе¬
режения в отрасли за последние годы не превышает
200 тыс. т у.т., а темпы снижения удельных затрат ТЭР
на производство основных видов металлургической
продукции были за последние нять лет незначитель¬
ные, при том что с 2008 г, в условиях спада объема
производства на предприятиях ГМК величина удель¬
ного потребления ТЭР даже увеличилась (рис. 3).
Индекс изменения потребления ТЭР в 2007 г в
сравнении с 2003 г был минимальный при производ¬
стве железной руды, ферросплавов и чугуна и макси¬
мальный - при производстве стали и проката.
Это очень низкие показатели и связаны они с от¬
сутствием необходимых инвестиций. Уровень инве¬
стиций в обновление и модернизацию металлургии в
Украине достаточно низкий: за 2000-2006 гг на 1 т
стали в нашем государстве ежегодно расходовалось в
среднем 18 долл. США, тогда как в государствах ЕС
25, в США 30 долл. США, и это при том, что в метал¬
лургии Украины износ основных фондов в 2-3 раза
выше, чем в указанных странах.
Таким образом, для кардинального решения во¬
просов энергосбережения в отрасли нужны значи¬
тельные капиталовложения. Однако, как показала
практика, первые этапы комплексной государствен¬
ной программы энергосбережения, которые реализу¬
ются с 1997 г и которые предусматривали масштаб-
Рис. 3. Динамика изменения удельного потребления
топливно-энергетических ресурсов на производство про¬
дукции предприятиями ГМК Украины
ное инвестирование технологических мероприятий
энергосбережения за счет достаточных объемов на¬
копленных государственных и частных ресурсов, вы¬
полнены не в полном объеме. Вместе с тем, за послед¬
ние годы в отрасли, хотя и ограничено, но внедрялись
в производство и новейшие технологии со значитель¬
ной энергоэффективностью.
Примером может быть комплексное решение про¬
блем энергосбережения за счет реконструкции ОАО
«Алчевский МК».
Введение новой аглофабрики, оснапіение всех до¬
менных печей системами подачи пылеугольного то¬
плива расходом 150-170 кг/т, введение в эксплуатацию
конвертерного цеха объемом производства 5 млн. т
стали в год и 3 МНЛЗ, вывод из эксплуатации одно-
ванных мартеновских печей, прямоточного сталепла¬
вильного агрегата, прокатного стана «600» и блюмин¬
га, использование конвертерного, доменного и коксо¬
вого газов в схеме с газгольдером, пуск 2-х энергоге-
нерируюпіих блоков мопіностью по 150 МВА каж¬
дый с установкой парогазовых турбин позволит пред¬
приятию добиться уже в ближайшее время снижения
энергоемкости проката до уровня 800 кг у.т./т. И это
уже показатель энергоемкости производства проката
наиболее развитых государств.
На очереди подобная модернизация будет выпол¬
няться и на других предприятиях ГМК: ОАО «ММК
им. Ильича», ОАО «МК «Запорожсталь» и ОАО
«ДМК им. Дзержинского».
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4
133



ЭКОНОМИКА

По плану мероприятий по эпергосбережепию и
впедрепию альтернативных видов топлива до 2017 г.
только но ведущем подотраслям ГМК (горнорудная,
металлургическая, цветная металлургия) предполага¬
ется внедрить около 200 крупномасштабных ЭСМТ, в
том числе: около 45 ЭСМТ по внедрению новых энер¬
госберегающих технологий, 120 - энергосберегающе¬
го и энергоэффективного оборудования, 35 - альтер¬
нативных видов топлива.
Среди них следует отметить следующие наиболее
эффективные ЭСМТ:
- строительство новой аглофабрики мощностью
10 млн. т/год в составе двух агломашин в ОАО «Арсе-
лорМиттал Кривой Рог» позволит сэкономить более
30 тыс. т у.т.;
- сооружение участка подготовки и вдувания ПУТ
в доменные печи в ОАО «ДМК им. Дзержинского» по¬
зволит сэкономить предприятию 326 тыс. т у.т./год;
- замена мартеновского производства на кон¬
вертерное в ОАО «МК «Запорожсталь» путем строи¬
тельства конвертерного цеха в составе двух конверте¬
ров объемом 250 т каждый и двух слябовых МНЛЗ и
участка внепечной обработки стали сэкономит пред¬
приятию более 200 млн. м
· в год природного газа;
- перевод действующего конвертерного цеха
на непрерывную разливку стали с установкой печи-
ковша в ОАО «ДМЗ им. Петровского» сэкономит бо¬
лее 8 млн. м
· природного газа;
- ввод в эксплуатацию электросталеплавильного
комплекса литой трубной и колесной заготовки, вывод
из эксплуатации действующего мартеновского цеха
в ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» сэкономит 70 млн. м
·
в год природного газа.
Для ускорения реконструкции на предприятиях
необходимы государственные инвестиции. Напри¬
мер, целевые денежные гранты государства, которые
направлены на снижение энергоемкости продукции,
государственные кредиты под низкий процент и раз¬
личные налоговые льготы. Но уже сегодня для вне¬
дрения в производство высокоэффективных и круп¬
номасштабных ЭСМТ предприятия ГМК должны
воспользоваться принятым в 2007 г Законом Украи¬
ны от 16.03.07 г. № 760 «О внесении изменений в не¬
которые законодательные акты Украины относитель¬
но стимулирования мероприятий по энергосбереже¬
нию», который предусматривает ряд налоговых и та¬
моженных льгот, направленных на повышение эф¬
фективности использования энергоресурсов.
Одним из ьспючевых моментов принятого Закона
является образование фонда энергосбережения для
финансирования ЭСМТ. Предполагается, что под¬
держка внедренных ЭСМТ за счет указанного фон¬
да будет выполняться методом прямого финансиро¬
вания соответствующих энергосберегающих проек¬
тов, льготного кредитования или направления субси¬
дий на их реализацию.




































































·

Этим Законом предполагается также предостав¬
ление предприятиям налоговых льгот, которые вклю¬
чают льготы для оплаты на добавочную стоимость
и льготы для налогообложения прибыли предприя¬
тий. Условиями для предоставления льгот для нало¬
гообложения прибыли предприятий есть включение
их в реестр предприятий, занимающихся разработкой
и внедрением ЭСМТ. Поэтому задачей предприятий
ГМК является регистрация в указанном реестре с це¬
лью внедрения ЭСМТ для снижения энергоемкости
металлургической продукции.
Таким образом, в результате реализации запла¬
нированных комплексных мероприятий по энерго¬
сбережению нри производстве продукции указанные
выше предприятия, как и ОАО «Алчевский МК», уже
до 2017 г могут стать одними из современных энер¬
гоэффективных металлургических предприятий от¬
расли.

Выводы
Проведены анализ фактических затрат ТЭР при
производстве продукции и анализ выполнения пред¬
приятиями ГМК отраслевой программы энергосбе¬
режения за 2003-2008 гг Выполнен анализ техничес¬
кого нереоснащения, модернизации и внедрения но¬
вейших технологий энергосбережения предприятия¬
ми ГМК Украины за указанный период, определены
основные факторы влияния на уровень энергоемко¬
сти продукции.
Анализ внедренных на предприятиях ГМК энер¬
госберегающих мероприятий и технологий позволяет
сделать вывод о значительном потенциале энергосбе¬
режения на предприятиях. Согласно анализу, наибо¬
лее эффективные ЭСМТ были введены, главным об¬
разом, на крупных предприятиях металлургической и
ферросплавной промышленности.
Результатом работы является обеспечение около
100 предприятий ГМК информационными матери¬
алами, Минпромполитики аналитическими матери¬
алами, которые позволяют оценить эффективность
работы конкретных предприятий по энергосбереже¬
нию и принять обоснованные решения относительно
дальнейшего улучшения в сфере энергосбережения
на предприятиях ГМК Украины.

Библиографический список
1. Закон Украины «Об энергосбережении»
№74/94-ВР от 01.07.1994 г
2. Майорченш В.Н., Романенко А.А., Дорошенко
Н.В. и др. Особенности нормирования топливно-
энергетических ресурсов на предприятиях горно-
металлургического комплекса Украины // Метал¬
лург и горноруд. пром-сть. - 2009. -№ 5.-С.113-116.

Поступила 02.06.2010



134



© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 4




экология

УДК 669.168.047/7-911.6 Производство
Кравец О.А., Долгополое И.С./к.т.н./, Тучин ВТ., Чернышов А.В., Неведомский В.А. /к.т.н./
Днепродзержинский государственный технический университет
Экспериментальное исследование кинетики сушки
брикетов из отсевов ферросплавного производства

Приведены результаты исследования кинетики сушки брикетов ферросплавного производ¬
ства. Определены скорость и продолжительность сушки при заданных технологических условиях.
Ил. 4. Табл. 3. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: брикет, сушильная установка, скорость сушки, влагосодержание

The results of investigation of kinetics of ferroalloy industry pellets drying are presented. Rate and duration
of drying underset technological conditions are defined.

Keywords: pellet, drying unit, rate of drying, moisture content
Введение
ИЧМ разработана технология производства бри¬
кетов из отсевов силикомарганца. С 2003 г. в ОАО
«Никопольский завод ферросплавов» («НЗФ») на¬
чато опытно-промышленное производство брикетов
из отсевов ферросплавов с целью их возврата в тех¬
нологические переделы. Брикеты после прессования
имеют влажность около 7 %. При подготовке брике¬
тов к использованию в электронлавильных печах их
влажность должна быть снижена до 2 %. В настоя¬
щее время сушка брикетов на «НЗФ» осупіествляет-
ся в камерных нагревательных печах. При этом бри¬
кеты после прессования поступают в приемные ко¬
роба емкостью до 2,5 м
· с последуюпіей загрузкой
в нагревательные печи [1, 2]. Учитывая особенности
состава брикетов (используется органическое свя-
зуюпіее), температура сушки не должна превышать
250 °С. Вследствие использования указанных коро¬
бов при сушке наблюдаются колебания влажности
высушенных брикетов от 2 до 7 %. Заданная влаж¬
ность брикетов обеспечивается только в верхней ча¬
сти коробов. Поэтому актуальной задачей является
улучшения качества готовой продукции и снижение
энергозатрат за счёт совершенствования технологии
и оборудования для сушки брикетов ферросплавно¬
го производства.
Для разработки и проектирования современ¬
ной сушильной установки и технологии необходимо
иметь данные по кинетике сушки брикетов. В литера¬
турных источниках эти данные отсутствуют.
Постановка задачи
Целью работы является проведение исследований
кинетики сушки брикетов ферросплавного производ¬
ства.
Методика исследования
Исследования проведены на эксперименталь¬
ной сушильной установке, представленной на рис. 1.
Сушке подвергалось несколько партий брикетов, ото¬
бранных после прессования. Теплофизические харак¬
теристики брикетов перед сушкой:

Вход
воздуха



и~220 V

и~220 V
Рис. 1. Принципиальная схема камерной сушильной уста¬
новки: 1 - сушильная камера; 2 - брикет; 3 - вентилятор; 4 -
блок регулирования числа оборотов рабочего колеса вентиля¬
тора; 5 - измерительная диафрагма; 6 - дифман