Металлургическая и горнорудная промышленность_2..






НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ Н П F О Н 3 В О ДС Т Н Е Н Н Ы П ЖУРНАЛ

·СТ<4
·
·>
·РГИЧеСК
·Я® 6 (264)
И ГОРИОРГ'
·ИАЯ
ПРО
·ЫШ/ІСННОСТЬ
(ТЕХИа,70ПІЯ, ЭК0ІІ0,\ГИК.1, ШШІІ/ЮВЈЛЕІІІГЈ, ІІІГФОРШГІІІІІ, экшопш)
- "УКРМВТАЛЛУРГИНФОРМ„НТА"
УЧРЕДИТЕЛИ: МИНИСТЕРСТВО ПРОМЫШЛЕННОЙ ПОЛИТИКИ УКРАИНЫ,
НТО МЕТАЛЛУРГОВ УКРАИНЫ. НАЦИОНАЛЬНАЯ
МЕТАЛЛУРГИЧЕСКАЯ АКАДЕМИЯ УКРАИНЫ

КАТУНИН В. В.
ОАО "Черметинформация" (Россия)
Мировое и региональное производство стали
и его вероятные перспективы
Производство стали в
мире и в большинстве его
регионов имеет устойчи¬
вую тенденцию к росту.
За период 1998-2010 гг
оно выросло, несмотря
на кризис 2008 г и его по¬
следствия, на 620,6 млн т или на 80 %. Эта тенден¬
ция не распространяется на два региона - Северную
Америку и Океанию (табл. 1), где вынлавка стали в
докризисном 2008 г к уровню 1998 г составила 95,8
и 86,9 % соответственно.
Следует отметить, что рост выплавки стали в
мире сопровождался повышением технического и
технологического уровня сталеплавильного произ¬
водства, так как увеличение сталеплавильных мош,-
ностей шло за счет внедрения современных образ¬
цов оборудования и технологии.
В результате изменений в размепіении производ¬
ственных мопіностей по выплавке стали изменилась
и доля регионов в мировом производстве (табл. 2).
Рост мирового производства стали был связан,
прежде всего, с увеличением потребления стальной
продукции в развиваюпіихся странах Азии, Ближне¬
го Востока и Африки, а также с процессами восста¬
новления экономики в странах СНГ и Восточной Ев¬
ропы (табл. 3).
Мировой кризис оказал различное влияние на
экономику стран мира и потребление стальной про¬
дукции. Наиболее негативно он сказался на потре¬
блении стали в развитых странах и странах с высо¬
кой долей экспорта, о чем свидетельствует измене¬
ние потребления стальной продукции в 2009 г. по
сравнению с докризисным 2007 г (табл. 4).
Сравнительно быстрое влияние на восстановле¬
ние и рост производства стальной продукции ока¬
зало увеличение внутреннего потребления в ряде
стран и, прежде всего, в Китае и Индии благодаря
эффективным правительственным антикризисным
программам.
Высокими темпами за последнее десятиле¬
тие росло потребление стальной продукции в та¬
ких странах как Иран (на 156 %), Египет (на 86),
Алжир (на 228), Вьетнам (на 360), Турция (на 65),
Саудовская Аравия (на 119 %).
Значительное снижение видимого потребления
проката произошло за 2007-2009 гг в Украине (на
52 %), США (на 46,7), Японии (на 34,5) и России (на
34,3 %) (табл. 5).
Уменьшение потребления стальной продукции в
результате кризисной ситуации практически во всех
странах мира привело к сокрапіению емкости миро¬
вого рынка. Суммарный региональный экспорт ста¬
ли, который учитывает также и торговлю сталью вну¬
три региона, сократился во всех регионах (табл. 6).
Однако некоторые страны, несмотря на сниже-
Таблица 1. Производство стали в мире и его регионах, млн т
















©в. в. КАТУНИН, 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 0 6 ]




ние мирового спроса и уменьшение ёмкости рынка
стальной продукции, сумели увеличить экспортные
поставки, и этим снизили масштаб падения выплав¬
ки стали. Увеличили экспорт стали в 2009 г. по срав¬
нению с 2007 г. Испания, Хорватия, Турция, Ю. Ко¬
рея, Перу, Белоруссия, Россия и др.
Снижение экономической активности практиче¬
ски во всех странах мира привело к уменьшению ре¬
гионального импорта во всех регионах, кроме Аф¬
рики (табл. 7). Увеличение импортных поставок в
2009 г по сравнению с 2007 г. имело место в Китае,
Египте, Алжире, Ливии, Ираке, Ливане и Израиле.
Для большинства регионов сортовая продукция
является избыточным видом проката (табл. 8). Тра¬
диционными импортерами сорта является Северная
Америка и группы прочих стран мира. Выполнен¬
ный ранее анализ развития черной металлургии в
ряде регионов и стран показывает, что в недалекой
перспективе структура рынка стальной продукции
будет претерпевать определённые изменения, свя¬
занные с развитием сортового производства в разви-
ваюш,ихся странах, что приведет к снижению их по¬
требности в импорте этой продукции.
По состоянию на 2010 г. избыточными мопіно-
стями по производству листовой продукции обла¬
дают СНГ и Азия (табл. 9). В ближайшие годы эта
ситуация вряд ли изменится, учитывая состояние с
развитием машиностроения, производством быто¬
вой техники и строительства в странах СНГ, и срав¬
нительно небольшие темпы реализации намеченных
планов по строительству листопрокатных заводов в
таких странах, как Индия и Бразилия.
Таблица 2. Доля регионов в мировом
производстве стали, %




Кризис привел к супіественному сокрапіению
экспорта стальной продукции из Азии, в резуль¬
тате чего азиатский регион превратился в нетто-
импортера. Это произошло, главным образом,
вследствие снижения экспорта стальной продукции
из Китая с 59,2 млн т в 2008 г до 24,6 млн т в 2009 г
В то же время импорт стальной продукции в Китай в
эти годы даже возрос с 15,4 до 17,6 млн т.
В 2010 г. в азиатском регионе следует ожидать
относительного восстановления ситуации - по ре¬
зультатам работы 9 мес. 2010 г. Китай увеличит экс¬
порт ориентировочно до 45 млн т в целом по году, а
импорт останется на уровне 16-17 млн т. По резуль¬
татам года эти цифры, скорее всего, окажутся мень¬
ше (табл. 10).
Ситуация в мировой экономике в настояпіее вре¬
мя позволяет ожидать восстановления потребления
стальной продукции. Эта тенденция проявилась уже
в первой половине 2009 г. и в дальнейшем получила
подтверждение.
Основываясь на результатах исследования меж¬
дународной металлургической ассоциации - World
Steel Association (WSA), можно сделать вывод, что
в 2010 г. потребление стали в мире превзойдет уро¬
вень 2008 г., а в 2011 г. это превышение уже составит
более И % (табл. И).
Особое внимание привлекает ситуация в Ки¬
тае. В IV квартале 2010 г. в стране завершается дей¬
ствие антикризисного плана экономического стиму¬
лирования экономики, принятого в конце 2008 г. За
2 года инвестиции правительства в основные сек¬
торы народного хозяйства составили 4 трлн юаней
(586 млрд долл.), что позволило сохранить высокие
темпы роста экономики вообпіе и черной металлур¬
гии в частности.
В настояпіее время государство перешло на бо¬
лее мягкие методы стимулирования. Сохраняет¬
ся курс на поддержку потребителей конечной про¬
дукции. Ограничивается экспорт продукции с низ¬
кой добавленной стоимостью, в частности многих
видов стальной продукции. Проводится жесткая по¬
литика по сокрапіению производственных мопіно-
стей черной металлургии за счет вывода устарев¬
ших предприятий, по экономии энергетических ре¬
сурсов и охране окружаюпіей среды. И хотя ожи¬
даемые результаты работы черной металлургии в
2010 г. значительно превышают показатели 2009 г.,
по данным Китайской металлургической ассоциа-

Таблица 3. Потребление стали в мире и в регионах, млн т














2














© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6





ции - CISA (табл. 12), уже во второй половине 2010 г.
было отмечено значительное снижение выплав¬
ки стали и экспорта стальной продукции (табл. 10).
При этом продолжается строительство новых совре¬
менных металлургических заводов и агрегатов.
Значительные темпы роста потребления и про¬
изводства стали в азиатском регионе демонстриру¬
ют также Ю. Корея и Вьетнам, для Китая прогнози¬
руется замедление темпов роста потребления сталь¬
ной продукции с 24,8 % в 2009 г до 3,5 % в 2011 г
Прежде всего, это связывается с мерами китайского
правительства по «охлаждению» перегретой нацио¬
нальной экономики.
В Японии, по прогнозам WSA, в 2010 г потре¬
бление стали увеличится на 19,1 %, но в 2011 г. оно
сократится на 1,4 %. Основной причиной этого спа¬
да будет ухудшение внешнеэкономической конъюн¬
ктуры из-за высокого курса иены, что снижает кон¬
курентоспособность японской продукции на внеш¬
них рынках. Кроме того, отмечается низкая актив¬
ность со стороны потребляюпіих отраслей, особен¬
но строительства.
Экономика Индии обеспечивает устойчивый
спрос на стальную продукцию. В первой половине
текупіего финансового года (с апреля по сентябрь
2010 г.) внутреннее потребление стали возросло на
9,8 % или на 2,6 млн т, достигнув 29,82 млн т. Про¬
изводство стали за этот же период выросло только
на 4,9 % или на 1,4 млн т (до 30,63 млн т). Отста¬




потребность стали в основном собственным произ¬
водством.
Высокими темпами восстанавливается потре¬
бление и производство стали в Южной Америке.
Ведупіую роль в этом регионе играет Бразилия. По
оценке латиноамериканского института черной ме¬
таллургии ILAFA, видимое потребление стали в
Латинской Америке в текупіем году ожидается на
уровне 56,2 млн т, что на 23,5 % выше, чем уровень
2009 г Наибольший подъем ожидается на рынках
Бразилии, Аргентины и Перу, в каждой из которых
рост спроса превысит 30 %, приблизившись к ре¬
зультатам докризисного 2008 г. В 2011 г ожидает¬
ся рост потребления в регионе на 8,4 % до 61 млн т.
В странах Южной Америки в январе-сентябре
2010 г по сравнению с аналогичным периодом
2009 г - на 21,4 % до 32,6 млн т. В частности, вы¬
пуск стали в Бразилии в январе-сентябре 2010 г. по
сравнению с аналогичным периодом 2009 г увели¬
чился на 34,4 % до 24,8 млн т, а в Аргентине - на
37,2 % до 3,81 млн т.
Бразильский институт стали (IBS) прогнозирует,
что но основным показателям работы черной метал¬
лургии Бразилия достигнет уровня 2008 г. или пре¬
высит его (табл. 13).

Таблица 4. Изменение потребления стали в
периоды 1998-2007 гг., 1998-2009 гг. и 2007-
2009 гг., млн т
вание в выполнении анонсированных намерений но
строительству металлургических заводов вынужда¬
ет увеличивать импорт стали. В первой половине те-
куш,его финансового года импорт стали увеличил¬
ся на 32,6 % до 4,4 млн т по сравнению с аналогич¬
ным периодом прошлого года, а экспорт сократился
на 4,2 % до 1,47 млн т.
В 2011 г. потребление стали увеличится на
13,6 %, достигнув 68 млн т, и Индия но потреблению
стали выйдет на третье место в мире, уступая только
Китаю и США. В среднесрочной перспективе сле¬
дует ожидать, что Индия будет удовлетворять свою

Таблица 5. Динамика изменения потребления стального проката в отдельных странах, млн т






















© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6






















3





Таблица 6. Динамика экспорта стали в регионах мира, млн т












Таблица 7. Динамика импорта стали в регионах мира, млн т












Таблица 8 . Нетто-экспорт сортовой продукции
по регионам мира, млн т.




















В Бразилии намечено строительство новых ме¬
таллургических мощностей, что позволит ей (после
2015 г.) не только обеспечить себя стальной продук¬
цией, но и экспортировать её в значительных коли¬
чествах, прежде всего в страны региона.
По прогнозу WSA, потребление стали в Цен¬
тральной и Южной Америке вырастет на 28,2 % в
2010 г, при этом основной рост придется на Брази¬
лию - 34,6 %. В 2011 г рост потребления стали в ре¬
гионе составит 9,1 % - 47,6 млн т, в Бразилии объ¬
ем потребления стали должен превысить показате¬
ли 2007 г на 14 %.
Восстановление экономики в развитых странах
(ЕС, Северная Америка, Япония) идет значительно
меньшими темпами, чем в других регионах мира. В
связи с этим потребление стальной продукции будет
меньше, чем в предкризисное время.
В странах ЕС темпы роста потребления и про¬
изводства стали в 2011 г. снизятся, так как государ-












Таблица 9. Нетто-экспорт листовой продукции
по регионам мира, мил т.
















ственные программы стимулирования экономики по
большей части, свернуты, растет дефицит бюджета.
По данным WSA, потребление стали в про-
мышленно развитых странах в 2010 г возрастет на
23,2 %, а в 2011 г прибавит епіе 4,6 %, но результат
2011 г. будет на 14,3 % или на 62 млн т хуже, чем в
2008 г
В СНГ также растет потребление стальной про¬
дукции, но темпы этого роста недостаточны, что¬
бы в 2011 г оно превысило докризисный уровень. В
Министерстве экономического развития РФ прогно¬
зируют, что потребление стального проката в России
в 2010 г. достигнет 33,2 млн т, но оно будет ниже на
3,1 млн т, чем в 2008 г.
Ожидается, что в странах СНГ в 2011 г. потребле¬
ние стали вырастет на 0,7 % по сравнению с 2008 г
и более чем на 10 % будет ниже 2007 г
Потребление стали в Турции в 2010 г. вырастет
на 20,5 % в 2010 г и на 10,7 % в 2011 г Значитель¬
ный рост потребления ожидается и на Ближнем Вос¬
токе. Однако в Турции и в ряде стран Ближнего Вос¬
тока растет собственное производство стальной про¬
дукции. В таких странах как Иран, Саудовская Ара-
4
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6







Таблица 10. Динамика китайского производства




Таблица 12. Баланс стали в Китае, млн т.
и экспорта стали в середине 2010 г., млн т





Таблица 11. Прогноз изменения потребления
стали в регионах мира, %
Таблица 13. Потребления стали в Бразилии,
млн т.









мер, Азия - на 428,3 млн т, ЕС - на 40,8 млн т. Ближ¬
ний Восток - на 30,9 млн т), кроме Северной Амери¬
ки, где потребление сократилось на 9,2 млн т. Рост
потребления стальной продукции в странах СНГ, со¬
ставивший 37,8 млн т, не обеспечил достижения по¬
казателей 1989 г
4. Кризис 2008 г привел к резкому сокращению
потребления стали. Однако мировая экономика но-
стененно выходит из кризиса, наиболее острая фаза
ВИЯ, ОАЭ, Оман, Египет, в последние месяцы 2010 г.
введены в строй новые металлургические проекты,
что создаст определенные трудности для экспорта
стальной продукции для России и Украины.

Заключение
1. Мировая выплавка стали за период 1998-
2008 гг возросла на 527 млн т, или на 68 %. При этом
темпы роста производства стали по регионам мира
существенно различались. В Азии выплавка стали
за этот период возросла в 3 раза (в основном, за счет
Китая), в регионе «другие страны Европы» - более
чем в 2 раза (в основном за счет Турции) и на Ближ¬
нем Востоке - почти в 2 раза. В Странах Северной
Америки выплавка стали сократилась на 4,2 % (за
счет США).
2. Новые мощности по производству стали пре¬
имущественно создаются в местах, приближенных
к потребителям. Поэтому изменения в размещении
производственных мощностей по выплавке стали
привели к перераспределению доли регионов в ми¬
ровом производстве стали. За период 1998-2010 гг
доля Азии возросла с 38,3 до 63,6 %, в то время как
доля ЕС снизилась с 24,6 до 12,4 %, Северной Аме¬
рики - с 16,7 до 8,0 %, СНГ - с 9,5 до 7,6 %.
3. Рост потребления стальной продукции в мире,
в основном, обеспечили Китай и развивающиеся
страны. При росте мирового потребления стальной
продукции с 1998 г по 2007 г на 578,5 млн т потре¬
бление в Китае возросло на 321,9 млн т. За этот пе¬
риод потребление увеличили все регионы (напри-
которого пришлась на вторую половину 2008 г Это
сказалось на потреблении и, следовательно, на про¬
изводстве стальной продукции. Выплавка стали,
снизившись с 1341,9 млн т в 2007 г. до 1199 млн т в
2009 г, возрастет в 2010 г по оценке результатов ра¬
боты за 9 мес., до 1395 млн т. Соответственно вырас¬
тет и потребление стали.
5. Уровень мирового потребления стальной про¬
дукции в 2010 г. превысит значения предкризисно¬
го 2007 г Однако это будет достигнуто в основном
за счет стран Азии, прежде всего Китая и Индии.
Если из мировых показателей потребления исьспю-
чить данные по Китаю и Азии, то и в 2011 г. осталь¬
ные страны мира не восстановят уровень потребле¬
ния стали 2007 г. Это связано с низкими показателя¬
ми стран ЕС и Северной Америки, а также в мень¬
шей степени СНГ.
6. В предкризисном 2007 г. чистыми нетто-
экспортерами стальной продукции были три регио¬
на: СНГ (53,6 млн т), Азия (41 млн т) и Южная Аме¬
рика (5 млн т). В 2009 г. ситуация изменилась: чисты¬
ми нетто-экспортерами оказались СНГ (49,5 млн т),
ЕС (13,2), другие страны Европы (5,1), Южная
Америка (3,3 млн т). Азия превратилась в нетто-
импортера (2,6 млн т). Для ЕС и Азии ситуация с
соотношением экспорта и импорта носит кратковре¬
менный характер.
7. Перспективы роста потребления стальной
продукции после того, как восстановятся экономики
развитых стран до докризисного уровня, в основном
связаны с развитием экономики стран Азии, Южной
Америки и Ближнего Востока.


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



5







A

УДК 669.162.16
Лялюк В.П. /д.т.н./, Шеремет В.А. /к.т.н./,
Кекух А.В. /к.т.н./, Листопадов B.C., Оторвин П.И. /к.т.н./
ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог»





ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО

Производство
Тараканов А.К. /д.т.н./,
Кассим Д.А.
НМетАУ

Опыт использования высококачественного окускованного
железорудного сырья в доменной плавке
Опыт работы доменной печи объемом 2700 м
· на освобожденном от мелочи и охлажденном
агломерате при использовании качественного кокса, технологии загрузки в печь кускового
антрацита и оптимальных параметрах доменной плавки показал, что вполне возможно обеспечить
в этих условиях удельную производительность печи 2,40-2,45 т/м
·-сут. при расходе кокса 365-
390 кг/т чугуна. Табл. 1. Библиогр.: 10 назв.

Ключевые слова: агломерат, прочность, расход кокса, доменная плавка

The operational experience of blast furnace with capacity 2700 m
· on fine-fre
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·mxday at coke rate 365-390 kg/t of hot metal.

Keywords: sinter, strength, coke rate, blast-furnace smelting
Наряду с повышением качества кокса наиболее
эффективным мероприятием, позволяющим суще¬
ственно улучшить технико-экономические показате¬
ли работы доменных печей (снизить удельный рас¬
ход кокса, повысить производительность, уменьшить
выход шлака, обеспечить условия для внедрения тех¬
нологии вдувания ПУТ), является улучшение метал¬
лургических свойств железорудной части доменной
шихты.
Агломерация остается доминирующим способом
подготовки сырья к доменной плавке. Требования к
качеству агломерата давно определены и практически
не меняются. Это - максимально высокое содержание
железа, минимальное количество вредных примесей,
постоянство химического и гранулометрического со¬
ставов, высокая восстановимость и газопроницае¬
мость насыпной массы, высокая прочность и низкое
содержание мелких фракций.
В 2009 г. в агломерате, производимом на метал¬
лургических предприятиях Украины, содержание же¬
леза изменялось в диапазоне 51,83-56,94 % при изме¬
нении основности агломерата но CaO/SiO
·OT 1,2 до
1,77.
Из исследований Е.Ф. Вегмана известно, что наи¬
меньшей прочностью обладает агломерат основно¬
стью 1,3-1,4 [1]. По данным А.Н. Рамма [2] прочность
офлюсованного агломерата минимальна в пределах
изменения его основности от 0,9 до 1,4. Эти резуль¬
таты подтверждаются практикой при освоении про¬
изводства офлюсованного агломерата разной основ¬
ности.
По информации И.Ф. Курунова [4] о материа¬
лах международного конгресса по теории и техноло¬
гии доменной плавки, состоявшегося 19-23 октября
2009 г. в Шанхае, в последнем десятилетии в Ки¬
тае производится только высокоосновный агломерат
© Лялюк В.П., Шеремет В.А., Кекух А.В., Листопадов B.C., Оторвин
(Ca0/Si02= 1,7-2,55) с высоким показателем холод¬
ной прочности 72-76,5 %, долей фракции 0-5 мм 3,3-
4,1 % и содержанием железа 55,5-58,5 %. В доменные
печи Японии также загружается агломерат с высоким
содержанием железа и основностью 1,7-2,11.
В Украине в 2008-2009 гг агломерат с основно¬
стью 1,67-1,77 производили только на аглофабри-
ке МК «Азовсталь». Агломерат примерно такой же
основности в свое время производили и на аглофа-
брике НКГОК-2, (в настоящее время ГОК-2 «Арсе¬
лорМиттал Кривой Рог»).
Аглофабрика НКГОК-2 была введена в эксплуа¬
тацию в марте 1962 г В 1974 г в связи с необходимо¬
стью обеспечения высококачественным сырьем круп¬
нейшей в мире на тот период времени доменной печи
(ДП) № 9 объемом 5000 м
· была начата реконструк¬
ция аглофабрики № 2 по проекту института Гипро-
сталь. Реконструкция была завершена в 1976 г Агло-
спек с аглоленты последовательно проходит стадию
дробления в щековой дробилке, горячее грохочение,
охлаждение на линейном пластинчатом охладителе и
на последней стадии - окончательное грохочение пе¬
ред отправкой в доменный цех. С этого периода на
ДП № 9 стал поступать охлажденный, освобожден¬
ный от мелочи высокоосновный агломерат.
В периоды проведения различных ремонтов ДП
№ 9 высококачественный агломерат НКГОКа-2 по¬
ступал и на ДП № 8 объемом 2700 м
· которая обыч¬
но работала на агломерате ЮГОКа или НКГОКа-1
основностью 1,2-1,25, с более низкими прочност¬
ными качествами и большим содержанием фракции
0-5 мм (17-25 %).
Впервые рядовой агломерат ЮГОКа заменили
на грохоченный, освобожденный от мелочи, охлаж¬
денный, высокоосновный агломерат (основностью
1,57) НКГОКа-2 в феврале 1977 г [5, 6]. Технико-
П.И., Тараканов А.К., Кассим Д А., 2010 г.

6

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 1. Технико-экономические показатели доменной нечи объемом 2700 м
·


































































·агломерат МП - агломерат аглофабрики металлургического производства предприятия,
**МОЖ - материал офлюсованный железосодержащий (промывочный материал)


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6


7




ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
экономические показатели доменной плавки на ДП
№ 8 в этот и последующие периоды загрузки в нее
агломерата НКГОК-2 (ГОК-2) приведены в таблице.
За этот период времени доменная печь была в раз¬
личном техническом состоянии [7], на печи изменяли
диаметр и количество фурм, сменился тип засыпно¬
го аппарата, изменялась конструкция горна и система
охлаждения, изменялась система загрузки и сильно
выросла масса подачи, изменялись способы подвода
природного газа в фурму печи и т.д. Дополнительно к
технологическим факторам на работу доменной печи
влияли и кризисные явления в экономике Украины,
когда производительность печи значительно ограни¬
чивалась.
С 1980 г основность агломерата ГОК-2 стала сни¬
жаться до уровня 1,38-1,40 и в настоящее время со¬
ставляет 1,22 ед., но технология дробления аглоспе-
ка, его охлаждения, горячего и холодного грохоче¬
ния осталась, и сегодня этот агломерат наиболее ка¬
чественный в Украине.
Самая высокая фактическая производительность
доменной печи была получена в первом (февраль
1977 г) периоде использования агломерата НКГОК-2
6012 т/сут., а самый низкий фактический расход кок¬
са в седьмом периоде (апреле 2009 г) 457 кг/т. В пер¬
вом периоде загрузка агломерата ГОК-2 совпала с ис¬
пытанием на печи технологии чередования фурм раз¬
личного диаметра (190 и 207 мм) [6, 8]. В периоде,
когда был достигнут минимальный расход кокса в
печь стали загружать антрацит, а в агломерате ГОК-2
снизилось содержание фракции 0-5 мм до 4,7 %.
Учет влияния изменения технологических фак¬
торов на удельный расход кокса и производитель¬
ность печи, т.е. приведение показателей плавки всех
периодов к условиям работы печи в первом периоде
по методике [9] показал, что даже в период кризиса в
горно-металлургическом комплексе в августе 1997 г,
когда производительность печи ограничивалась и
составила в среднем 3586 т/сут., а расход кокса был
646 кг/т, приведенные показатели работы печи были
на достаточно хорошем уровне: приведенная произ¬
водительность 5083 т/сут., приведенный расход кок¬
са 483 кг/т. Самые лучшие приведенные показатели
работы печи - производительность 6867 т/сут. (ше¬
стой период) и удельный расход кокса 365 кг/т (седь¬
мой период) пришлись на период вывода печи на нор¬
мальный режим работы после последнего капиталь¬
ного ремонта с реконструкцией [7].
Последние три периода подачи в печь агломера¬
та ГОК-2 показывают, что при использовании в до¬
менной плавке кокса с показателями качества, соот¬
ветствующими первому периоду, обеспечении тем¬
пературы дутья на уровне 1100 °С и давления газа
иод колошником до 200 кПа, а также при использо¬
вании технологии загрузки в печь кускового антраци¬
та [10], удельная производительность печи была 2,40-
2,45 т/м
·хсут., а расход кокса 365-390 кг/т чугуна.
Подытоживая вышесказанное, следует вернуть¬
ся к вопросу о технологии получения прочного агло¬
мерата для доменной плавки. Существуют два реаль¬

ных пути повышения прочности агломерата: механи¬
ческая обработка агломерата после спекания по тех¬
нологии, применяемой на ГОКе-2, и производство
агломерата основностью >1,6 или 0,8-0,9 ед. Пер¬
вый путь связан с большими капитальными затра¬
тами на реконструкцию аглофабрик, а также с необ¬
ходимостью повторной агломерации значительной
доли аглоспека. Второй путь более предпочтителен,
но требует при основности агломерата >1,6 исполь¬
зования в шихте доменной плавки не офлюсованных
окатышей или кусковой железной руды, а при основ¬
ности 0,8-0,9 - увеличения расхода сырого известня¬
ка, что при существующей крупности загружаемого
в нечь известняка приводит к дополнительному рас¬
ходу кокса на тонну чугуна. Возможен также вариант
использования в шихте доменной плавки агломератов
двух основностей, но в этом случае могут возникать
организационные затруднения.
При использовании в шихте доменной плавки
агломерата с основностью 0,8-0,9 ед. с целью недо¬
пущения увеличения удельного расхода кокса целе¬
сообразно переходить на технологию загрузки в до¬
менную печь известняка фракции 10-25 мм вместо
используемого в настоящее время известняка круп¬
ностью 25-50 мм. Эта технология в свое время была
опробована И.И. Коробовым [10] на доменных пе¬
чах металлургического завода им. Петровского и по¬
казала, что мелкий известняк полностью разлагается
в верхней зоне теплообмена, используя избыточную
теплоту газового потока в этой зоне.
Увеличение расхода дробленного известняка до
определенного предела не вызывает роста расхода
кокса, а использование более прочного агломерата
позволяет повысить технико-экономические показа¬
тели доменной плавки за счет ее интенсификации и
улучшения использования газа в нечи.

Библиографический список
1. Вегман Е.Ф. Окускование руд и концентратов.
М.: Металлургия, 1976. - 224 с.
2.РаммА.Н. Современный доменный процесс.
М.: Металлургия, 1980. - 304 с.
3. Курунов И.Ф. Состояние и развитие доменного
производства Китая, Японии, Северной Америки,
Западной Европы и России (по материалам Пято¬
го международного конгресса по теории и техно¬
логии производства чугуна) // БНТИ Черная ме¬
таллургия. - 2010. -№ 3. - С. 32-49.
4. Работа доменной печи с использованием осво¬
божденного от мелочи высокоосновного агломера¬
та / И.А. Прокофьев, И.Г Товаровский, В.И. Бон-
даренко и др. // Сталь. - 1979. -№ 5. - С. 332-333.
5. Работа доменной печи на фурмах различного
диаметра с использованием освобожденного от
мелочи высокоосновного агломерата // Е.Г Дон-
сков, В.П. Лялюк, Р.Д. Каменев и др. // Металлург
и горноруд. пром-сть. - 1982. - № 3. - С. 7-9.
6. Опыт эксплуатации, выдувки, ремонта и пу¬
ска после реконструкции доменной печи объ¬
емом 2700 м
· / В.А. Шеремет, В.П. Лялюк, А.В.
8
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Кекух и др. // БНТИ Черная металлургия. - 2010.
-№3.-С. 50-59.
7. Лялюк В.П. Исследование работы доменных
нечей при чередовании фурм различного диаме¬
тра // Металлург и горноруд. нром-сть. - 2001. -
№ 5.-С. 11-15.
8. Товаровский И.Г., Лялюк В.П. Эволюция до¬
менной плавки. - Днепропетровск: Пороги, 2001.
- 424 с.
9. Антрацит и термоантрацит в шихте доменной
плавки / В.П. Лялюк, И.Г. Товаровский, Д.А. Дем-
чук и др. - Днепропетровск: Пороги, 2008. - 245 с.
10. Коробов И.И., Ковшов В.Н., Мищенко А.Ф.
Рациональное использование шихты в доменной
плавке // Сб. Металлургия и коксохимия. - К.:
Техніка, 1972. - № 29. - С. 40-46.

Поступила 20.07.2010



·
УДК 669.162.1 Наука
Шатоха В.И. /д.т.н./, Коробейников Ю.Ю., Камкина Л.В. /д.т.н./, Колбин Н.А. /к.т.н./
Национальная металлургическая академия Украины
Применение метода 3D томографии для анализа пористости
железорудного агломерата. Часть 2. Характеристики открытой и
закрытой пористости
Приведены данные о влиянии доли концентрата в агломерационной шихте, а также основности
на параметры открытой и закрытой пористости. Впервые исследована восстановимость
образцов агломерата, пористость которых была заранее определена на томографе.
Возможность дальнейшего использования образцов с предварительно определенной пористостью
для исследований открывает новые перспективы для изучения механических и физико-химических
свойств агломерата. Ил. 7. Библиогр.: 8 назв.

Ключевые слова: железорудный агломерат, пористость, восстановимость

Data about concentrate ratio a
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Вступление
В первой части данной статьи [ 1 ] была представ¬
лена инновационная методика рентгеновской томо¬
графии для исследования пористости железорудного
агломерата. Также рассмотрены экспериментальные
данные, даюш,ие представление о влиянии основно¬
сти агломератов и доли концентрата в шихтовой сме¬
си на обш,ую пористость агломератов. В настояпіей
работе приведены более детальные данные о влиянии
указанных факторов на характеристики открытой и
закрытой пористости, проведено сравнение данных,
полученных рентгеновской томографией и ртутным
методом, а также представлены результаты исследо¬
вания восстановимости для образцов с ранее опреде¬
ленной пористостью.
Методика экспериментов
Детальное описание методики экспериментов
Сэ0/3і02

Рис. 1. Сравнение данных открытой пористости, получен¬
ных с использованием 3D томографии и ртутного метода
(агломерат из смесей с соотношением концентрат/руда 50/50)
приведено в [1, 2]. Для сравнения данных, получен- разцов агломерата после оценки пористости методом
пых 3D томографией, с традиционной порометрией 3D томографии были исследованы на восстанови-
некоторые образцы агломерата после томографии ис- мость на кафедре физической химии и теории метал-
следованы на ртутном порометре Micromeritics Au- лургических процессов Национальной металлурги-
topore, при давлении от 0,036 до 400 МПа, позволяю- ческой академии Украины. Использовали вертикаль-
піем измерять поры от 350 до 3 мкм. ный реактор с кварцевой трубкой, куда помеш,ались
Кроме того, некоторые из отсканированных об- образцы агломерата в корзинке из платиновой про-
© Шатоха В.И., Коробейников Ю.Ю., Камкина Л.В., Колбин Н А., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

9



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО











О 50 100 150 200 250 300 350
Эквивапенттіый диаметр пор, полученных методом томографии, мкм

Рис. 2. Доля объема пористости, занимаемого открытыми
порами эквивалентного диаметра менее 300 мкм, (томо¬
графический метод: агломерат из смеси с соотношением
руда/концентрат 50/50):
· - основность 0,8,
· - основность 1,4,

· - основность 2,0

о 200 400 600 800 1000
Эквивалентный диаметр пор, мкм

Рис. 4. Частотное распределение открытых пор по эквива¬
лентному диаметру для агломератов, полученных из шихт
с отношением руда/концентрат 20/80, 50/50 и 80/20, основ-
ностей:
· - 0,8 ,
· -1,4, А- 2,0






100 150 200 250
Диаметр входного отверстия пор, мм

Рис. 3. Доля объема пористости, занимаемого открытыми
порами с различным диаметром входного отверстия, (ртут¬
ный метод: агломерат из смеси с соотношением руда/концен¬
трат 50/50 основностей 0,8; 1,4; 2,0)
ВОЛОКИ, соединенной с устройством для автоматиче¬
ской записи изменения веса. Перед началом экспери¬
мента реактор изолировали, и в нем создавали инерт¬
ную атмосферу с использованием очищенного Аг. За¬
тем образец нагревали до 900 °С и инертный газ заме¬
няли на водород с расходом 36 л/ч. Длительность экс¬
перимента 1 ч. Для оценки восстановимости рассчи¬
тывали относительную потерю веса с использовани¬
ем следующего уравнения
отн тек кон ' '
где Am и Am - теьсущая и конечная абсолют-
тек кон
ные потери массы, соответственно.
Обсуждение результатов
Сравнение данных по открытой пористости, по¬
лученных с использованием 3D томографии и с ис¬
пользованием ртутного метода для агломерата, спе¬
ченного при соотношении концентрата и руды 1:1,
представлено на рис. 1. Более высокие значения по¬
ристости, полученные при использовании 3D томо¬
графии, объясняются тем, что ртутный порометр из¬
меряет входные отверстия пор в узком диапазоне - от
329 до 0,01 мкм. Таким образом, весьма значительная
часть агломерационных пор - почти вся пористость
крупнее 300 мкм (рис. 2) - не могла быть измерена
ртутным методом.
Данные рис. 2, 3 позволяют сравнить пористости
и доли объемов, соответствующих порам определен¬
ного диаметра, полученных ртутным и томографи-
Рис. 5. Влияние основности на долю пор с эквивалентным
диаметром менее 200 мкм при соотношениях руда/концен¬
трат в смеси:
· - 20 % концентрата в смеси,
· - 50 % концентра¬
та в смеси. А - 80 % концентрата в смеси

ческим методами (здесь для рассмотрения приняты
лишь поры до 300 мкм, которые идентифицируются
обоими методами). Причиной несопоставимости по¬
лученных результатов является тот факт, что томогра¬
фия позволяет описывать поры по их эквивалентно¬
му диаметру, в то время как ртутная норометрпя - по
диаметру входного отверстия: крупные поры могут
иметь небольшой диаметр входного отверстия.
На рис. 4 представлено частотное распределе¬
ние открытых пор по эквивалентному диаметру. Вид¬
но, что 85-90 % объема пор занимает малое количе¬
ство пор крупнее 500 мкм. Распределение имеет сме¬
щение одиночного пика вправо к величине пор око¬
ло 200 мкм практически для всех типов агломератов,
что довольно близко к среднему диаметру пор, полу¬
ченному Хосотани и др. [3] (в пределах 148-159 мкм),
хотя в данной работе и не дифференцированы откры¬
тые и закрытые поры.
Применяемое при сканировании разрешение по¬
зволяло получать информацию о материале или о по¬
рах с размером не более 20 мкм. Однако при использо¬
вании процедуры region growing фактически не были
обработаны и учтены поры с эквивалентным диаме¬
тром 2-3 вокселей (40-60 мкм). Следовательно, мож¬
но сказать, что открытые поры с диаметром менее
60 мкм не были учтены в настоящем исследовании.
10
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6






ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО


















Время, мин
Рис. 7. Относительная потеря массы при исследовании
восстановимости для агломератов с различной основно¬
Рис. 6. Частотное распределение закрытых пор по эквива¬
лентному диаметру для агломератов основновстей:
· - 0,8,

· -1,4, А- 2,0 из смесей с соотношением руда/концентрат 20/80,
50/50, 80/20
Согласно Хигучи и др. [4], суммированный объем
нор менее 15 мкм составляет около 13 %. Бхагат и др.
[4] сообщают о доле микронорнстостн менее 10 мкм
в объеме 5,23-10,38 % от общей пористости. Следует
отметить, что количество пор с диметром, превыша¬
ющим длину свободного пробега молекул восстано¬
вительных газов (приблизительно 0,0004 мкм в сред¬
нем при 1000 °С и давлении 10' Па [6]), должно ока¬
зывать влияние на восстановимость [5]. В перспекти¬
ве применение томографии с более высоким разре¬
шением позволит детально исследовать морфологи¬
ческие параметры микропористости.
Наиболее острые пики на частотных диаграм¬
мах во всех случаях наблюдались для агломератов с
основностью 2,0. Данные для агломератов с основно-
стями 0,8 и 1,4 достаточно близки.
Распределение открытых нор по размеру для
агломератов, полученных из смесей с соотношением
руда/концентрат 20/80 и 50/50, практически одинако¬
во. Рост содержания концентрата до 80 % сопрово¬
ждается сглаживанием ника для агломератов с основ¬
ностью 2,0 и перемещением его в область больших
диаметров пор.
На рис. 5 представлено влияние основности на
величину доли открытых пор с эквивалентным диа¬
метром более 200 мкм. Образование более крупных
пор, сопровождающееся падением общей пористо¬
сти (см. рис. 4), наблюдаемое с ростом пористости и -
при равной основности - с ростом доли концентрата,
может быть объяснено рассмотренным в части 1 на¬
стоящей работы влиянием количества и свойств рас¬
плава. Дебринкат и др. [7], установили, что рост под¬
вижности расплава способствует слиянию пузырьков
газа.
На рис. 6 представлены результаты измерения за¬
крытых нор. Характер кривых схож с полученным
для открытых пор, однако медиана смещается влево
стью: основновстей:
· - 0,8, · - 1,4, А- 2,0 (цифры у линий
- открытая пористость в %)
К максимуму около 100 мкм.
Три образца агломерата трех разных основностей
из шихт с 50 % содержанием концентрата и руды, по¬
ристость которых была уже определена на томогра¬
фе, были исследованы на восстановимость. Наиболее
интенсивная потеря массы наблюдается для основно¬
сти 2,0, (рис. 7), что хорошо согласуется с существую¬
щими представлениями и может быть объяснено фор¬
мированием легковосстановимых ферритов кальция.
Однако более интенсивное восстановление агломера¬
та с основностью 0,8 по сравнению с основностью 1,4
является менее ожидаемым, поскольку в данном ин¬
тервале основностей обычно наблюдается рост вос¬
становимости с увеличением основности [8]. Такой
результат можно объяснить более высокой пористо¬
стью образца агломерата с основностью 0,8, так как
позитивный эффект влияния пористости на восстано¬
вимость подтверждается многими авторами [3-5].

Выводы
1. После томографических сканирований агломе¬
рат может быть использован для различных исследо¬
ваний, что открывает новые возможности для анали¬
за влияния пористости на механические и физико-
химические свойства агломерата.
2. Ртутный метод и 3D томография при исследо¬
вании пористости дают несопоставимые результа¬
ты, поскольку первый характеризует поры по диаме¬
тру входного отверстия, а второй - по эквивалентно¬
му диаметру.

Библиографический список
1. Шатоха В.И., Коробейников Ю.Ю., Камкина
Л.В., Колбин Н.А. Применение метода 3D томо¬
графии для анализа пористости железорудного
агломерата. Часть 1. Влияние основности агломе¬
рата и соотношения руда/концентрат в шихте на
пористость // Металлург и горноруд. пром-сть. -
2010.-№ 5.-С. 10-13.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

11



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
2. Шатоха В.И., Коробейников Ю.Ю. Исследова¬
ние структуры гранул окомкованной агломераци¬
онной шихты методом трехмерной рентгеновской
томографии // Металлург и горноруд. нром-сть. -
2010.-№ 2.-С. 30-33.
3. Yohzoh Hosotani, Norimitsu Konno, Kazuyoshi
Yamaguchi, Takashi Orimoro, Tadahiro Inazumi.
Reduction Properties of Sinter With Fine Dispersed
Pores at High Temperatures of 1273 К and Above
// ISIJ International. - 1996. - Vol. 36. - No. 12. - P.
1439-1447.
4. Kenichi Higuchi, Masaaki Naito, Masanori Na-
kano and Yasushi Takamoto. Optimization of Chemi¬
cal Composition and
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·D. Debrincat, C. E. Loo and M. F. Hutchens. Effect
of Iron Ore Particle Assimilation on Sinter Structure //
ISIJ International, 2004. - Vol. 44 (8). - P 1308-1317.
8. Кацман B.X., Шатоха В.И., Емельянов B.A. //
Изв. вузов. Черная металлугрия. - 1986. - № 9. - С.
11-13.

Поступила 08.06.2010



УДК 622.785 Производство
Семакова В.Б. /к.т.н./, Русских В.П. /к.т.н./, Пилюгин Е.И., Семаков В.В.
Приазовский ГТУ
Возможности совершенствования оценки
прочностных характеристик агломерата
Сравнение характеристик годного агломерата и его выхода при разных схемах обработки
аглоспека является затруднительным. С целью выявления показателей, пригодных для
сопоставительной оценки качества агломерата проведен статистический анализ его
прочностных характеристик. Предложены показатели: комплексный показатель прочности и
выход стандартно стабилизированного агломерата, позволяющие сравнивать выход годного
агломерата, полученного в разных условиях, с учетом результатов его испытаний на прочность
в стандартном барабане. Объективная оценка прочностных характеристик агломерата будет
способствовать совершенствованию схем его обработки для получения стабилизированного
агломерата. Табл. 1. Библ.: 8 назв.

Ключевые слова: аглоспек, агломерат, выход годного, возврат, комплексный показатель
прочности, выход стандартно стабилизированного агломерата

Comparison of usable sinter characteristics and its yield at various methods of agglomerate sinter
treatm
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·ds in order to produce stabilized sinter

Keywords: agglomerate sinter, sinter, yield, recycled material, complex strength index, yield of
standard stabilized sinter

О прочности агломерационного снека судят по ко- агломерат разрушается. Оценка прочности годного
личеству образовавшегося возврата ф' (% от аглоспе- агломерата, определяемая рассевом пробы массой 2-
ка) и, соответственно, по выходу годного агломерата 3 т, отобранной под бункерами доменного цеха, и по-
Р (Р + ф' = 100 %) [1]. Качество агломерата, прошед- казываюш,ая содержание фракции -5 мм в ней (Р''*
·),
шего дробление и грохочение на аглофабрике, харак- является более представительной [3]. Однако агломе-
теризуется содержанием в нем фракции -5 мм (Б
·
·). рат, прибывший в доменный цех, уже содержит часть
По данным показателям затруднительно сопостав- мелкой фракции, образовавшейся при дроблении
лять качество окускованного материала вследствие аглоспека. Кроме того, данный показатель не учиты-
разной крупности выделяемого возврата <5-15 мм вает мелочь, образовавшуюся при дроблении агло-
[2] и различной эффективности применяемого дро- снека и отсеянную на аглофабрике, а также различие
бильного и сортировочного оборудования. механических нагрузок, которые испытывает агломе-
При дальнейшей транспортировке и перегрузках рат при транспортировке на разные расстояния.
© Семакова, В.Б., Русских В.П., Пилюгин Е.И., Семаков В В., 2010 г.

72 ® Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица. Показатели качества агломерата, % [4]





























Стандартный метод определения механической
прочности годного агломерата фр. +5-40 мм предпо¬
лагает оценку выхода фракции +5 мм после испыта¬
ния в стандартном барабане (Х
·
·). Условия испыта¬
ния (частота вращения барабана 25 об/мин; 200 обо¬
ротов) установлены ДСТУ 3200-95 в соответствии с
нагрузками, которым подвергается агломерат до за¬
грузки в доменные печи. Однако, субъективный от¬
бор небольшой по массе пробы снижает представи¬
тельность результатов испытания в барабане [3].
Для сравнительной оценки выхода окускованно-
го материала, полученного на разных аглофабриках
либо в разные периоды спеканий, предпочтитель¬
нее применять суммарный выход агломерата по фр.
+5 мм (с учетом возврата первичного - на аглофабри-
ке и вторичного - в доменном цехе) к
·,, учитывающий
прочность аглоспека и годного агломерата
к
·=(100-РД
·)Р
·
·/100,%, (1)
где выход агломерата фр. +5 мм из аглоспе¬
ка на аглофабрике, %.
Однако крупность возврата, а, следовательно, и
годного агломерата на аглофабриках различается, что
затрудняет определение данного показателя. Как пра¬
вило, суммарное количество возврата на разных ме¬
таллургических предприятиях изменяется от 25 до
45 % от массы аглоспека [2].
Ориентировочно суммарный выход агломерата
для разных аглофабрик по справочным данным [4] в
среднем составляет 51,3 % (таблица) и определен как
[5]
Р
· = А
·
·р/100,%, (2)
где содержание фр. +5 мм в годном агломе¬
рате под бункерами доменного цеха, 100 - %;





























Р - выход годного агломерата из аглоспека, р = 100 - ф/ХВ,
%; Ф - содержание возврата в агломерационной ших¬
те, %; ЕВ - коэффициент выхода аглоспека из шихты
с возвратом, д. ед.
Значения данного показателя несколько заниже¬
ны по сравнению с нроизводственными данными (55-
75 %), что обусловлено эффективностью грохочения,
на практике не достигающей 100 %, и фактической
крупностью возврата, превышающей 5 мм.
Для объективной сопоставительной оценки ка¬
чества годного агломерата целесообразно рассчиты¬
вать выход из него стабилизированного продукта на
основе показателей качества агломерата, контролиру¬
емых на аглофабриках: содержания фр. -5 мм в год¬
ном материале
· и барабанной пробы стандар¬
тизирующей работу разрушения годного агломерата
и характеризующей его прочность, в виде показателя
к=0,01 (100-Рз)Х
·з,%. (3)
Выход стандартно стабилизированного' агломе¬
рата из годного по сути показывает выход продукта
из аглоспека, полученного из первичной шихты без
учета возврата, под которым понимается установив¬
шееся количество мелкого агломерата, возвращаемо¬
го на повторное спекание.
Для объективной сопоставительной оценки проч¬
ности аглоспека, полученного из первичного сырья и
возврата, определяющей производительность агло-
процесса, целесообразно рассчитывать выход стан¬
дартно стабилизированного агломерата из аглоспека
как
кр=0,0ірк//о. (4)

1 Здесь и далее: стабилизированного после испытания в
стандартном барабане
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
13




ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Погрешность такой оценки будет связана с раз¬
личной средней крупностью возврата на разных
предприятиях.
Для сравнения результатов лабораторных спека¬
ний, когда существует возможность отсева фракции
+5 мм на всех стадиях обработки окускованного ма¬
териала, целесообразно рассчитывать выход стандар¬
тно стабилизированного агломерата из аглоспека, по
сути являющийся комплексным показателем прочно¬
сти агломерата, как

ехр +5 +5 ' '
·
·
где выход агломерата фр. +5 мм из аглоспе¬
ка, %.
При проведении сравнительного анализа качества
агломерата различных предприятий методом парной
линейной корреляции (таблица) выявилось, что по¬
казатель прочности на дробление (барабанная про¬
ба) практически не связан с выходом возврата на
аглофабрике ф (коэффициент корреляции г = 0,027),
слабо связан с содержанием мелкой фракции в агло¬
мерате на аглофабрике
· (г = -0,388), более тесно
связан с содержанием мелочи в агломерате в домен¬
ном цехе J (г = -0,484).
Коэффициент корреляции между содержанием
мелочи в агломерате на аглофабрике и в доменном
цехе составил г = 0,562. Примерно такая же теснота
связи наблюдается между количеством возврата на
аглофабрике и содержанием мелочи в агломерате пе¬
ред загрузкой в доменные печи (г = -0,537).
Предложенный показатель - выход стандартно
стабилизированного агломерата из годного, функци¬
онально зависящий от барабанной пробы, имеет до¬
статочно тесную статистическую связь с содержа¬
нием мелочи в агломерате перед доменными нечами
J (г = -0,60) и может применяться для объективной
сравнительной оценки прочности агломерата.
Наиболее прочными являются агломераты:
Абагурской фабрики № 2 с к
·= 64,8 % при максималь¬
ной барабанной пробе Х
·
· = 72,3 % и относительно
невысоком содержании мелочи в агломерате на агло¬
фабрике Р
·5= 10,4 % и перед загрузкой в доменные
печи Б« з= 15,4 %; КачГОК с к = 63,6 %, Х
·5= 70,3 %
при низких J = 9,5 % и J = 13,2 %. Наименее проч¬
ными являются агломераты: Мундыбашской фабрики
с выходом стабилизированного агломерата к
·=43,8 %
при низкой X
·j= 54,5 % с высокими 19,6 % и
21,2 %; Абагурской фабрики № 1 с к
·= 45,4 %
при низкой X
·j = 53,5 % с высокими
· = 15,2 % и
·
= 20,2 %.
По фактическим данным содержание в агломе¬
рате фр. +5 мм перед загрузкой в доменные печи в
среднем составляет 80,6 %, что значительно выше
среднего значения барабанной пробы 63,0 % (табли¬
ца). Выход агломерата фр. +5 мм после испытания
на прочность в стандартном барабане в среднем на
17,6 % ниже содержания в агломерате фр. +5 мм у до¬
менных печей, что обусловлено большей величиной
работы разрушения в барабане по сравнению с на¬
грузками, которые испытывает агломерат при транс¬
портировке и перегрузках и обычно соответствуют
40-45 оборотам барабана [6]. Этим фактом объясня¬
ются более низкие значения выхода стандартно стаби¬
лизированного агломерата из аглоспека 26,4-43,3 %.
Низкий выход стандартно стабилизированного агло¬
мерата из спека к
·
· наблюдался на Мундыбашской
аглофабрике и Абагурской фабрике № 1, произво¬
дящих наименее прочный агломерат, соответствен¬
но, 26,4 и 29,3 %, а также на аглофабрике НТМК
(Гороблагодатская) к
·р= 27,8 %, работавшей с макси¬
мальным количеством возврата ф = 42,3 %. Высокий
выход стандартно стабилизированного агломерата из
спека к
· на аглофабриках ММК им. Ильича, ОХМК
и HTMf (Лебяжинская) 43,3; 40,5 и 38,5 %, соответ¬
ственно, обусловлен производством относительно
прочного агломерата с выходом стандартно стаби¬
лизированного агломерата из годного (к
·)55,7; 58,9 и
56,8 %, соответственно, при работе с невысокой до¬
лей возврата в шихте 20,6; 29,0 и 30,0 %. В настоящее
время на аглофабрике ММК им. Ильича производят
агломерат аналогичного качества с содержанием фр.
-5 мм и барабанной пробой: 13,68 и 65,62 % (2007 г),
13,95 и 64,48 % (2008 г), 13,86 и 64,48 % (2009 г), со¬
ответственно. Более прочным является агломерат, по¬
лученный в 2007 г., с минимальным содержанием ме¬
лочи и максимальной барабанной пробой при наибо¬
лее высоком выходе стандартно стабилизированно¬
го агломерата из годного к
· = 56,64 %. В последую¬
щие годы произведен агломерат с меньшей барабан¬
ной пробой 64,48 %, при этом в 2009 г с содержани¬
ем мелочи 13,86 % (к
·= 55,54 %), в 2008 г с макси¬
мальным содержанием мелочи 13,95 %, более низкое
качество которого подтверждается минимальным вы¬
ходом стандартно стабилизированного агломерата из
годного к
·= 55,49 %.
Полученные значения суммарного выхода агло¬
мерата Pj,= 43,8-58,2 %, выхода стандартно стабили¬
зированного агломерата из аглоспека к
·р = 26,4-43,3 %
(с учетом разницы разрушающих нагрузок в бараба¬
не и при транспортировке 44,0-60,9 %) для различных
аглофабрик СНГ согласуются с выходом годного 55-
60 % в зарубежной практике обработки аглоспека по¬
сле двух стадий дробления и пяти стадий грохочения,
что подтверждает целесообразность технологии спе¬
кания агломерата с повышенной до 40 % долей воз¬
врата в шихте. Среднее значение суммарного выхода
агломерата 51,3 % соответствует стабилизации агло¬
мерата, при которой из него удалена непропеченная
либо не полностью претерпевшая минералогические
превращения шихта [7].
Технология стабилизации агломерата [8] с выде¬
лением максимального количества возврата на агло¬
фабрике особенно актуальна для металлургических
комбинатов, имеющих старые доменные цехи, где
технически затруднена организация отсева мелочи из
агломерата.
Выводы
1. Для объективной сопоставительной оценки
качества годного агломерата целесообразно рассчи¬
тывать выход из него стабилизированного продукта
14
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
фр. +5 мм после испытания в стандартном барабане
с учетом нервоначального содержания в нем мелочи.
2. Фактические значения суммарного выхода
агломерата 45-60 % подтверждают необходимость со¬
вершенствования схем обработки аглоспека с целью
получения стабилизированного агломерата.

Библиографический список
1. Абрамов B.C. Автоматическое определение про¬
изводительности агломерационной машины и вы¬
хода возврата// Сталь. -1964. -№ 2. - С. 112-116.
2. Коротич В.И., Фролов Ю.А., Бездежский Г.Н.
Агломерация рудных материалов / Научное изда¬
ние. - Екатеринбург: ГОУ ВПО «УГТУ-УПИ»,
2003.-400 с.
3. Ефименко Г.Г., Гиммельфарб А.А., Левченко
В.Е. Металлургия чугуна. - К.: Випіа школа, 1981.
- 496 с.
4. Доменное производство: Справочное издание.
В 2 т. - Т.1. - Подготовка руд и доменный про¬
цесс / под ред. Е.Ф.Вегмана. - М.: Металлургия,
1989.-496 с.
5. Базилевич С.В., Пахомов Е.А. Исследование ре¬
жима возврата// Сталь. -1964. -№ 2. - С. 108-111.
6. Вегман Е.Ф. Окускование руд и концентратов.
М.: Металлургия, 1976. - 224 с.
7. Качество агломерата и возврата на различных
стадиях обработки спека / Г.В. Коршиков, С.Л.
Зевин, Е.В. Нержицкий и др. // Сталь. - 1988. -
№ 12.-С. 6-12.
8. Получение калиброванного агломерата и его ис¬
пользование в доменной плавке / Л.Р. Мигуцкий,
Д.И. Малюта, А.З. Крижевский и др. // Бюл.
ЦНИИЧМ. - 1965. -№ 18. - С. 25-27.

Поступила 17.09.2010


·

УДК 669.162.23 Производство
Романенко В.И. /к.т.н./, Крупий В.Г, Антонов Ю.Г., Марченко А.И., Руденко Ю.Р.,
Лебедь Ю.К., Карпенко Н.Л.
ОАО «Днепровский меткомбинат»
Оценка эффективности повышения температуры доменного
дутья в условиях ОАО «Днепровский меткомбинат»
Оценено влияние увеличения нагрева дутья на доменный процесс в условиях ОАО «Днепровский
меткомбинат», предложен для установки в доменном цехе бесшахтный воздухонагреватель.
Ил. 1. Табл. 2. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: доменная печь, тепловой режим, нагрев, дутье, бесшахтный
воздухонагреватель

Effect of increased heating of blast-furnace air on blast-furnace smelting process at OJSC "Dneprovsky
Iron & Steel Integrated Works named after F. Dzerzhinsky" is estimated, shaft free hot-blast stove is
recommended to be installed in the blast-furnace plant

Keywords: blast furnace, thermal conditions, heating, air-blast, shaft free hot-blast stove
Введение
Средняя температура дутья по Украине за пер¬
вые три месяца 2010 г составила 1025 °С, в то вре¬
мя как на некоторых зарубежных доменных печах она
достигла значения 1200-1300 °С. Особенно быстрый
и почти повсеместный рост температуры дутья про¬
исходил со второй половины XX столетия во многих
странах несмотря на то, что каждые последуюш,ие
100 °С дают все меньшую экономию кокса. Высо¬
кая температура дутья ужесточает требования к кон¬
струкции воздухонагревательных аппаратов.
Основными предпосылками повышения нагрева
дутья являются [ 1 ]:
- улучшение гранулометрического состава шихты
в результате повышения доли окускованных материа¬
лов в ней и увеличение прочности кокса;
- повышение давления газа на колошнике;
- вдувание в горн печи природного газа;
- применение офлюсованного агломерата.
Однако возможность повышения температуры
дутья ограничена технологически некоторым преде¬
лом, при переходе за который ход доменной печи ста¬
новится неровным и тугим, возникают зависания и
снижается производительность печи.
Цель работы
Целью данной работы является:
1. Интенсификация доменного процесса пу¬
тем изменения дутьевых параметров в условиях
ОАО «Днепровский металлургический комбинат
(ОАО «ДМКД»).
2. Расчет технико-экономических показателей ра¬
боты доменных печей ОАО «ДМКД» с увеличенной
температурой дутья.
3. Оценка влияния увеличения температуры на до¬
менный процесс (уменьшение расхода кокса, увеличе¬
ние производительности печей, уменьшение степени
© Романенко В.И., Крупий ВТ., Антонов Ю.Г., Марченко А.И., Руденко Ю.Р., Лебедь Ю.К., Карпенко Н.Л., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

15



ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 1. Показатели работы ДП № 9 в 2008 г.












































непрямого восстановления и интенсивности плавки).
4. Оценка возможности высокотемпературного
нагрева дутья с помощью установки бесшахтных воз¬
духонагревателей, обеспечивающих температуру ду¬
тья до 1200-1250 °С.
Результаты и методика исследований
В середине октября 2007 г на доменной печи
№ 9 (ДП-9) ОАО «ДМКД» был завершен капиталь¬
ный ремонт I разряда. После окончания раздувочно-
го периода к началу ноября 2007 г печь была выведе¬
на на рабочие параметры. Как показала дальнейшая
практика, технико-экономические показатели работы
ДП-9 с января по август 2008 г оказались наилучши¬
ми после последнего капитального ремонта I разряда,
проведенного в 2007 г.
За первые 7 мес. 2008 г удельный расход кокса
составил 488 кг/т при суточной производительности
печи 2888 т. Печь работала со средней интенсивно¬
стью горения кокса 1012 кг/м
·-сут. Показатели рабо¬
ты печи приведены в табл. 1.












































Для аналитических расчетов использовался метод
А.П. Рамма, основанный на непосредственном ис¬
пользовании уравнений теплового баланса доменной
плавки, отнесенного к 1 кг чугуна [1, 2]. Исходными
данными нри расчете представленным выше методом
являются следующие величины:
1. Расход шихтовых материалов и их химический
анализ.
2. Химический анализ и прочностные характери¬
стики кокса.
3. Состав выплавляемого чугуна и шлака.
4. Параметры дутья (температура, влажность ду¬
тья, содержание кислорода).
5. Расход и состав природного газа, температура
подачи его в печь.
6. Степень прямого восстановления железа в ба¬
зовом периоде.
При расчетном анализе возможных изменений
показателей работы ДП-9 ОАО «ДМКД» (табл. 1) в
качестве базового периода был принят январь 2008 г
Опытные периоды являются теоретическими и пред-
16
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 2. Расчетные показатели работы доменной нечи











усматривают постепенное повышение температуры
горячего дутья. Расход природного газа увеличивался
так, чтобы теоретическая температура горения оста¬
валась в пределах 2050-2100 °С. Результаты расчетов
приведены в табл. 2.
Влияние увеличения нагрева дутья на домен¬
ный процесс
1. Сокращение расхода углерода у фурм
Физическая теплота, вносимая дутьем, заменя¬
ет собой часть теплоты, которая выделяется при го¬
рении углерода кокса у фурм. Чем выше температу¬
ра горячего дутья, тем меньше доля теплоты, которая
выделяется при горении углерода кокса.
2. Перераспределение температуры газа по вы¬
соте печи
При повышении температуры дутья на 100 °С те¬
оретическая температура горения повышается на 60-
80 °С [3]. Уменьшение доли углерода кокса, сгораю-
піего у фурм, ведет к уменьшению удельного выхо¬
да фурменного газа. В результате уменьшения соот¬
ношения тенлоемкостей потоков шихты и газа тем¬
пературы в шахте и колошникового газа понижаются.
3. Изменение степени непрямого восстановления
Уменьшение расхода углерода у фурм и количе¬
ства образуюпіегося при этом оксида углерода, пони¬
жение температур в шахте печи являются факторами,
вызываюпіими снижение степени непрямого восста¬
новления. Это снижение должно быть небольшим,
особенно в области высоких температур, т.к. скорость
уменьшения количества газов и понижения их темпе¬
ратуры уменьшается по мере повышения температу¬
ры горячего дутья.
4. Изменение интенсивности плавки
Из-за снижения удельного расхода кокса газопро¬
ницаемость шихты по мере повышения температуры
горячего дутья ухудшается, увеличивается перепад
давления газов в нечи. Перепад давления может воз¬
растать особенно сильно в нижней части печи, ухуд¬
шая условия опускания материалов в заплечиках, что
требует понижения интенсивности плавки.
Высокотемпературный нагрев дутья с помо¬
щью бесшахтных воздухонагревателей
Из-за недостатков воздухонагревателей с больши¬
ми и высокими камерами горения появлялись попыт¬
ки обойтись без специальной камеры горения и ис¬
пользовать для сжигания газа объем нодкунольного
пространства или сжигать газ в специальной топке,
установленной на куполе [4].
Бесшахтные воздухонагреватели позволяют:











1. Увеличить объем насадки воздухонагревате¬
ля на 25-30 % в тех же габаритах кожуха и, соответ¬
ственно, повысить температуру дутья.
2. Повысить стойкость и долговечность конструк¬
ции в связи с устранением неравномерных термиче¬
ских нагрузок в ьспадке.
3. Уменьшить потери теплоты в окружаюпіую
среду в связи с уменьшением обпіей поверхности при
одинаковой тепловой мопіности.
4. Достигнуть значительной экономии капиталь¬
ных затрат в связи с устранением камеры горения и
сокрапіением расхода огнеупорных материалов.
5. Сократить занимаемые производственные пло-
піади.
Однако для получения всех этих преимупіеств бес¬
шахтные воздухонагреватели должны иметь систе¬
му отопления, которая обеспечивает полное сжигание
больших количеств газов в небольшом объеме нодку¬
нольного пространства, равномерное их распределе¬
ние нри входе в насадку и равномерный нагрев всех
элементов ьспадки подкупольного пространства.
Предложено много конструкций бесшахтных воз¬
духонагревателей: с одной горелкой и форкамерой
под куполом, с горелками и форкамерой на боковой
стенке купола, с горелками и форкамерами у основа¬
ния кунола.
Первый в СССР бесшахтный воздухонагреватель
бьш построен под руководством Я.П. Калугина в 1982 г
на ДП № 4 объемом 1513 м
· Нижне-Тагильского ме¬
таллургического комбината. В основании расширен¬
ного динасового купола расположена короткая фор-
камера высотой 1 м, в нижней части которой установ¬
лены 50 горелок малого диаметра. Данный воздухо¬
нагреватель был спроектирован для работы с проект¬
ными температурами купола 1450 °С и дутья 1350 °С.
Он надёжно работает в блоке с двумя обычными воз¬
духонагревателями без капитального ремонта уже в те¬
чение 27 лет с температурой горячего дутья 1200 °С.
Дальнейшим этапом развития бесшахтных аппа¬
ратов стал воздухонагреватель конструкции Калуги¬
на с форкамерой на верху купола (рисунок). Газ сжи¬
гается в горелочном устройстве форкамерного типа
со струйно-вихревой подачей газа и воздуха. Кольце¬
вые коллекторы газа и воздуха размепіаются внутри
ьспадки форкамеры, а сама ьспадка форкамеры имеет
независимую опору на кожух [5].
За счёт улучшения условий службы для огнеупо¬
ров в воздухонагревателе при использовании широко
применяемых огнеупорных материалов (динас, мул-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

17




ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Выводы
1. В супіествуюпіих условиях ОАО «ДМКД» нет
ГАЗ
ВОЗДУХ



ГОРЯЧЕЕ ДУТЬЕ










ХОЛОДНОЕ ДУТЬЕ ДЫМ


Рисунок. Воздухонагреватель Калугина, схема работы в ду¬
тьевом (а) и газовом (б) периодах
литокорунд, шамот) можно получить температуру го¬
рячего дутья до 1400 °С, что невозможно при других
конструкциях воздухонагревателей. Это даёт возмож¬
ность перейти в доменном производстве на новый
уровень нагрева дутья - до температур 1300-1400 °С.
Значительное снижение капитальных затрат и
большая экономия на ремонтах благодаря увеличе¬
нию межремонтного срока службы, возможность уве¬
личения температуры нагрева дутья на 100-200 °С,
возможность размепіения бесшахтных воздухонагре¬
вателей на месте супіествуюпіих с установкой типо¬
вого основного оборудования на супіествуюпіей ра¬
бочей плопіадке, малое гидравлическое сопротивле¬
ние и работа без пульсаций с весьма низким содер¬
жанием вредных выбросов в дыме дают воздухона¬
гревателям Калугина значительные преимупіества по
сравнению с супіествуюпіими аппаратами и опреде¬
ляют их как наиболее перспективную конструкцию
высокотемпературных воздухонагревателей.
возможности кардинально увеличить температу¬
ру дутья, т.к. весь комплекс оборудования доменно¬
го цеха эксплуатируются длительный срок без капи¬
тальных ремонтов, имеет высокий моральный и фи¬
зический износ.
2. Разработанная специалистами техническо¬
го управления методика расчета доменного процес¬
са позволила при изменении задаваемых параметров
получать адекватную информацию об изменяюпіихся
условиях плавки при повышении температуры дутья.
3. Увеличение температуры горячего дутья с 1050
до 1250 °С позволит снизить расход скипового кокса
с 492 до 406 кг/т увеличить расход природного газа с
60 до 90 м
·/т, увеличить производительность печи на
11,5 %.
4. В случае установки в доменном цехе воздухо¬
нагревательных аппаратов Калугина и осупіествле-
нии соответствуюпіих технологических мероприятий
температура горячего дутья может быть повышена до
1200-1250 °С.

Библиографический список
1. Рамм А.Н. Современный доменный процесс. -
М.: Металлургия, 1980. - 304 с.
2. Товаровский И.Г. Доменная плавка. Эволюция,
ход процессов, проблемы и перспективы. - Дне¬
пропетровск: Пороги, 2003. - 596 с.
3. Металлургия чугуна: учебник для вузов. 3-е
изд., перераб. и допол. Под редакцией Ю.С. Юс-
фина. - М.: ИКЦ «Академкнига», 2004. - 774 с.
4. Шкляр Ф.Р., Малкин В.М., Каштанова С.П. и
др. Доменные воздухонагреватели (конструк¬
ции, теория, режимы работы). - М.: Металлургия,
1982.- 176 с.
5. Пат. 2145637 Российская Федерация, МПК7 С
21 В 9/02. Воздухонагреватель / Калугин Я.П. и
др.; заявитель Калугин Я.П. - № 99105667/02; за-
явл. 29.03.1999; опубл. 20.02.2000, Бюл. № 5.
Поступила 05.10.2010

Научно-технический и производственный журнал
"
·&Т
·/1/1>
·РГИЧЕСК
·Я И ГОРИОРУ
·И
·П ПРОЖЫШ/І&ННОСТЬ"

Единственное в Украине специализированное издание, освещающее все
проблемы горно-металлургического комплекса!
Продолжается подписка на журнал
"AiJAAAXf>Cy\*\Ci(Af\ И ГОРНОР>
·
·Н
·Я ПРО<ЛЫШ/іеННОСТЬ" на 207 Г г.
Стоимость 1 экз. журнала -370 грн.; 1 комплекта на год - 2220 грн.
Стоимость эл. варианта на год - 1440 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 !

IS © Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 6




СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

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

Аналитический обзор сталеплавильных процессов
(110-летию П. Герасименко посвящается)
Нет ничего практичнее хорошей теории.
И. Ньютон
Проанализированы степень приближения к равновесию системы металл-сталеплавильный
шлак по железу, марганцу, сере и фосфору от состава шлака и температуры в рафинировочных
сталеплавильных процессах. Изложены закономерности физико-химических процессов в ковшовой
системе металл-шлак. Ил. 11. Библиогр.: 16 назв.

Ключевые слова: равновесие, металл, шлак, железо, марганец, сера, фосфор, ковш,
гидродинамика, массообмен

The degree of approximation of system meta
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
Постановка задачи
Реакции перераспределения элементов между ме¬
таллом и шлаком в сталеплавильной ванне в различ¬
ной степени отьспоняются от равновесия, что опреде¬
ляет ход, скорость и результаты процесса. Для анали¬
за процесса необходимо умение рассчитать равнове¬
сие в системе металл-шлак, что требует составления
модели строения шлака.
История и состояние вопроса
Первую модель шлака составил Н. Schenck (Гер¬
мания, 1932), которая известна под названием моле¬
кулярной. Позже (1961) он, в определенной степени,
перешел на позиции ионной теории строения шлака.
В 1938 г. на заседании Faraday Society (Великобри¬
тания) Р. Herasymenko изложил основы ионной тео¬
рии строения шлака. О юбиляре (1900-1958): родился
в Одессе; получил степень доктора естественных наук
(Карлов у-т, Прага, 1926); преподавал (1925-1930), ра¬
ботал металлургом-исследователем на машинострои¬
тельном заводе (с 1930), сотрудником Kaiser-Wilhelm
Institut (Германия, 1930-е) (сейчас академический ин¬
ститут М. Planck), исследовательского центра United
Steel Со Ltd (Великобритания, 1940-е), исследовате¬
лем и профессором New-York Univ. (США, с 1951). В
1966 г Академия Наук Украины издала юбилейный
сборник его трудов [1].
М.И. Темкин (Академия Наук, 1945) разрабо¬
тал теорию совершенных ионных, а В.А. Кожеуров
(УПИ, 1949) - регулярных ионных растворов, модели
расчета равновесия но которым до настояпіего време¬
ни используются в мировой практике.
Известны предложения по усовершенствова¬
нию теории строения шлаков: Flood П., Grjotheim К.
(Норвегия, 1952), Н.М. Чуйко (ДМетИ, 1958), Masson

© Охотский в.Б., 2010 г.

C.R. (Великобритания. 1972), однако, задача до кон¬
ца не решена, что требует продолжения поиска за¬
кономерностей перераспределения элементов в си¬
стеме металл-шлак. В своих работах П. Герасименко
рассмотрел эти вопросы применительно к главным из
них: железу, марганцу, фосфору и сере [1].
Железо
Железо переходит в шлак по ионной реакции
[Fe] + [0]
·(Fe2-) + (02-), (1)
степень развития которой, зависяш,ая от концентра¬
ции в шлаке анионов кислорода, будет определять¬
ся суммой концентрации кислых оксидов А = SiO
· +
PjOj + AljOj + ... с использованием данных о равнове¬
сии в системе металл-силикатный (СШ), силикофос-
фатный (СФШ) и фосфатный (ФШ) шлак [2-6] или
кислый шлак системы FeO-MnO-SiOj [7]. На рис. 1
нанесены соответствуюш,ие равновесные линии І-І$.
По опубликованным и данным автора о фактиче¬
ском содержании оксидного железа (Fe) в шлаке было
произведено двойное усреднение зависимости (Fe)-A
сначала в пределах каждого из исследований, а затем
всех исследований в пределах данной технологии,
которое на рис. 1 представлено линиями для основ¬
ной мартеновской печи (МП) без (1) и с продувкой (2)
ванны кислородом, томасовского (3) и ОВМ (4) про¬
цессов, верхней продувки передельных (5) и фосфо¬
ристых чугунов с использованием кусковой (6а) и по¬
рошкообразной (66) извести, кремневосстановитель-
ного (7а) и активного (76) кислого МП, бессемеров¬
ского (8), малобессемеровского с воздухом (9) и кис¬
лородом (10), бесфлюсовой продувки в основном
конвертере (И). Взаимное расположение равновес¬
ных и фактических зависимостей позволяет предпо¬
ложить, что в первом приближении, влияние SiO
· и

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

19



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
PjOj на окисленность шлака адекватна.
В основных сталеплавильных процессах (1-6)
степень отклонения фактической окисленности шла¬
ка от равновесной увеличивается с уменьшением ве¬
личины А (рис. 1), что связано с ростом степени вли¬
яния содержания углерода на окисленность метал¬
ла во второй половине плавки. В кислых процессах
содержание кислорода в металле определяется со¬
держанием кремния, которое тем меньше и, соответ¬
ственно, тем слабее влияет на него, чем интенсивнее
идут окислительные процессы. Поэтому в кремне-
восстановительном МП оно значительно и уменьша¬
ется в активном МП. Судя по тому, что даже при весь¬
ма высоких концентрациях Si02>70 % его влияние
на окисленность шлака сохраняется. П. Герасименко
был прав, когда писал, что концентрация (О
· ) ионов
в кислых шлаках мала, но является заметной вели¬
чиной [1]. Очевидно, явление тиксотропии позволя¬
ет высококремнеземистым шлакам оставаться во вре¬
мя нродувки в вязкопластичном состоянии, практиче¬
ски мгновенно твердея при ее окончании, что поддер¬
живает массообмен в системе металл-шлак на замет¬
ном уровне [8].
Согласно рис. 1 в основном и кислом процессах
с увеличением содержания в шлаке кислых оксидов
потери железа со шлаком уменьшаются. В свое время
этот факт использовался в отечественной и зарубеж¬
ной практике для обоснования мало- и бесшлаковой
технологии (на рис. 1 линия И), принимая во внима¬
ние современные возможности внепечной десульфу-
рации стали. Температурная зависимость показателя
распределения = (Fe)/[0] для реакции (1) в си¬
стеме металл-кислый шлак, полученная в [7], соот¬
ветствует известной, найденной в свое время J. Chip-
man et al для железистых шлаков.
Марганец
Марганец в железе и оксиды марганца и железа
в шлаке дают растворы близкие к идеальным. Окис¬
ление марганца из металла в шлак может идти как за
счет кислорода, растворенного в металле, по реакции
[Мп] + [О] > (Мп
·
·) + (О
· ), так и оксидами железа
шлака: [Мп] + Fe
·
· »· (Мп
·
·) + [Ре]. Если предполо¬
жить, что обе реакции протекают одновременно, то
формально
2[Мп] + (FeO) + [О] 2(Мп2+) + [Ре] +2(0
·-), (2)
для которой температурная зависимость константы
равновесия имеет вид = 19200/ Г-8,63 [8].
Отсюда можно получить некоторую функцию (пока¬
затель распределения) Lj
·y(Fe)"
·[0]"
·, где ко¬
эффициент распределения = (Mn)/[Mn], для кото¬
рой =9600/7-4,32:
Используя данные о равновесном распределе¬
нии марганца в системе металл-шлак [2-4 6], найде¬
но, что в [2-4] равновесные зависимости для
силикатных (Іа), силикофосфатных (II) и фосфатных
(III) шлаков близки между собой и поэтому на рис. 2
представлены одной линией Іа-ІІІ, что свидетельству¬
ет об адекватности SiO
· и PjO
·, как было получено
выше для окисления железа. Для силикатных шлаков
из [6] эта зависимость расположена выше (Іб), но так
Рис. 1. Окисленность сталеплавильних шлаков

же, как и ттиния Іа-ІІІ показывает, что предлагаемая
функция Ф в диапазоне 0-40 % А остается практи¬
чески постоянной. В области растворимости кремне¬
зема в кислых шлаках системы FeO-MnO-SiO
· (SiO
·
< 50 %) с использованием данных [7] получена рав¬
новесная линия IV (рис. 2).
Фактические зависимости, по опубликованным и
данным автора представлены линиями для беспроду¬
вочных основных при силикатных шлаках мартенов¬
ских (1) и электродуговых (ЭДП) (2) печей, мартенов¬
ского с продувкой ванны кислородом (3) и верхнего
кислородного дутья конвертерного (4) процессов.
Во всех основных процессах (1-4) (рис. 2) с уве¬
личением содержания в шлаке суммы кислых окси¬
дов А величина Ф увеличивается, что связано с за¬
висимостью (Fe)-A (рис. 1), однако остается в преде¬
лах области равновесных значений с нижней грани¬
цей Іа-ІІІ и верхней - Іб. Скорость рафинировочных
процессов без (1-2) и с (3-4) продувкой сталеплавиль¬
ной ванны кислпподом практически не сказывается
ня темпе роста Ф,
·
·
· с увеличением А, но величина
Ф для последних выше, что указывает на рост ве¬
роятности большего отьспонения от равновесия.
Для кислых МП фактическая линия 5 близка к
равновесной IV при Si02<50 %, а ппи гетерогениза-
ции шлака (Si02>50 %) величина Ф
·
·
· становится
практически постоянной, что подтверждает предпо¬
ложение о тиксотропных свойствах сталеплавильных
шлаков [8], высказанное выше и для железа. В бес¬
семеровском процессе зависимость
·мп-А (6) С бо¬
лее интенсивным механическим воздействием про¬
дувки на систему металл-шлак последний, очевидно,
остается жидкоподвижным вплоть до 75 % SiO
·, но
быстро твердеет при прекрапіении дутья. В соответ¬
ствии с тезисом П. Герасименко о содержании ани¬
онов кислорода и в кислых шлаках [1] (см. выше)
ттиния 6 при SiO <65 % воспроизводит зависимость
Ф„.-А ДЛЯ основных шлаков (линии 1-4), а при
SiOj > 65 % - для кислых.
На рис. 3 преттставлена температурная зависи¬
мость величины Ф
·і
· для уравнения (2) (линия I) и
найденная по данным [7] линия II для кислых шла¬
ков. Область А, вьспючаюш,ая основные равновесные
20
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО













1



Рис. 3. Температурная зависимость величины
Рис. 2. Равновесие марганца в системе металл-шлак
ПО [2-4] и фактические данные с и без продувки ван¬
ны кислородом в МП и сверху в кислородном конвер¬
тере, охватывает линию I, а равновесные величины
по [6] расположены на ее верхней границе. Область
Б, вьспючающая кислые мартеновские и бессемеров¬
ские шлаки, хорошо соответствует линии П.
Таким образом, гипотеза о возможности рас¬
чета равновесия марганца в системе металл-
сталеплавильный шлак по формальной реакции (2),
предполагаюш,ей, что оно определяется окисленно-
стью как металла, так и шлака, очевидно, правомерно.
На стадиях выплавки, внепечной обработки и раз¬
ливки стали сера и фосфор также перераспределяют¬
ся в системе металл-шлак. Эти процессы в опреде¬
ленной степени подобны, соответственно, реакциям
обмена железом и марганцем.
Сера
П. Герасименко описывал [1] реакции десульфу-
рации в ионной форме уравнениями
[S] + (02-)
·(S
·-) + [0] (3)

[Fe] + [S]
·(Fe2-) + (S2-), (4)
для которых показатели распределения являются не¬
которыми функциями = Lg [О] и = Lg(Fe),
где Lg = (S)/[S] - коэффициент распределения.
С использованием данных [2-6] о равновесном
распределении серы в системе металл-шлак были по¬
лучены зависимости величины этих функций от сум¬
мы содержаний в основном шлаке кислых оксидов
А = SiOj + PjOj + AljOj, которые на рис. 4 представ¬
лены линиями I для силикатных (с), в том числе Іа [3]
и Іб [6], силикофосфатных (СФ) (II) и фосфатных (Ф)
(III) шлаков. В первом приближении зависимости для
Фд2 могут быть описаны уравнениями
Ig Ф
·2 = 2,65 - 0,040
·4 (Іа), (5)

Ig = 2,90 - 0,057
· (Іб), (6)

Ig =2,54- 0,034
· {II - III). (7)
Фактические величины Ф
·
· и Ф
·
·, рассчитанные
путем двойного усреднения но опубликованным и
данным автора для беспродувочного (1) и с продув¬
кой ванны кислородом (2) мартеновского процесса
(МП) и в конвертерах верхнего кислородного дутья
садкой 1, 3, 10,28, 50, 120 и 250 т сопоставлены с рав¬
новесными на рис. 4а и 46.
Близость линий І-ІІІ между собой свидетельству¬
ет о возможности использования метода определения
величины А. Сравнение характера зависимости от А
величин Фд
· и Фд2 позволяет предположить, что пере¬
распределение серы в системе металл-шлак идет пре-
имупіественно по реакции (2). Это подтверждается и
сопоставлением удельных интенсивностей массооб-
мена для этих реакций. По-видимому, играет роль и
большая надежность определения содержания окси¬
дов железа в шлаке, чем кислорода в металле, не го¬
воря уже о трудности отбора соответствуюш,их проб
и связанной с этим ограниченностью эксперимен¬
тальных данных о величине Ф
·і по сравнению с Ф
·
·-
Тот факт, что несмотря на значительный времен¬
ной интервал между исследованиями [2] и [5] и их
экспериментальные возможности, линии Іа и Іб близ¬
ки между собой, подтверждает надежность резуль¬
татов. Отклонение фактических зависимостей 1-3 от
равновесных значительно меньше для Ф
·
·, особенно
для менее быстрого мартеновского процесса. В кон¬
вертерном процессе оно уменьшается в ходе продув¬
ки и снижения величины А.
Влияние температуры на величину Для
железистых шлаков экспериментально описыва¬
ется зависимостью lgФJ2 = 2390/Г+ 1,18 [9].
Если привести к ним данные [10], то зависи¬
мость примет вид lgФs2 =-920/Г + 2,96, а [И] -
Ig Ф
·2 = 180 / Г + 2,23 . Таким образом, повышение
температуры неоднозначно влияет на равновесное
распределение серы в системе металл-железистый
шлак. Однако, рассчитанные с их использованием ве¬
личины Фд2 близки между собой и к равновесной ве¬
личине, получаемой для сталеплавильных шлаков [2-
4] при А< 10 %, для которых справедлива теория со¬
вершенных ионных растворов.
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
21



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Для железистых шлаков, насыщенных кремнезе¬
мом, температурную зависимость величины [И]
с учетом влияния температуры на содержание окси¬
да железа можно преобразовать к виду (Fe),
для которого 4877/Г 1,41 для диапазона
1500-1700 °С. Соответствующие величины нахо¬
дятся на уровне равновесных с металлом основных
сталеплавильных шлаков, в которых А>30 %.
Таким образом, для равновесных основных ста¬
леплавильных шлаков зависимость Ф
·
· от Т соответ¬
ствует полученной в [9] при А<10 % и преобразован¬
ной по результатам [И] при А>30 % и, следователь¬
но, величина Ф
·
· с ростом температуры уменьшает¬
ся. Обобщение данных [2-4] при А = 10-30 % и 1550-
1750 °С, в первом приближении, описывается зави¬
симостью
=11667/7-4,22. (8)
Фосфор
По аналогии с марганцем фосфор может окислять¬
ся как оксвдами железа шлака, так и кислородом, рас¬
творенным в металле, соответственно, по реакциям
[Р] + 4(Fe'") + 4(0 ') (РОІ ) + 3 / 2(Fe'") + 5 / 2[Fel (9)

lg
· = 10910/r-6,41 [9],
[P] + 4(0) + 3 / 2{Fe) 3 / 2(Fe'") + (POf), (10)
\gK = \0929 / Г 6,42 [ 13], с использованием кото¬
рых после преобразований получим
[Р] + 2{FeO) + 2[0] 1 / 2{3FeO
· Р
·О,) +1 / 2{Fe), (11)
из которой можно выделить некоторую функ¬
цию Фp=LJ {Fef[Of, где = (Р) / [Р],
зависящую от температуры по уравнению
=11955/7-5,44.
Анализ работ по моделям равновесия фосфора
[8] показывает, что показатели распределения фос¬
фора между металлом и шлаком пропорциональны
содержанию в последнем основных оксидов СаО,
MgO и МпО с коэффициентами, соответственно, 22-
30, 15-24 и 13-19, полученными в результате стати¬
стической обработки равновесных составов системы
металл-шлак.
В исследовании [14] при комбинации
масс-спектроскопического и Кнудсена мето¬
дов для системы FeO-P
·O
· прямым экспери¬
ментом найдены параметры взаимодействия
СаО MgO МпО Si02
= -23, YP
·O, = -20, YP
·O, = -13, YP
·O, = -4 .
Соотношение этих величин и температур и типа
плавления (конгруэнтное - к, инконгруэнтное -
и) соответствующих фосфатов [8] - аналогично:
ЗСаО-Р
·О.-ПНО
·С) (кJ, 3MgO-Р
·О,-1357"С (к),,
ЗМпО-ЦО,-1119°С (к)

SiO
·-F
·O,-1290°С) (kJ, ISiO
·-F
·O,-1120° с (и) .
При дальнейшем анализе был использован обобщен-

* В работе принимали участие Джусов А.А. и Войтюк К.В.

ный показатель В = СаО + О,SlMgO + 0,51МпО,
в котором коэффициенты при MgO и МпО соответ¬
ствуют соотношению действия этих оксидов и СаО
на процесс дефосфорации по [14].
С использованием равновесных данных [3, 4]
найдено, что усредненная зависимость Фр - В описы¬
вается уравнением
lg0
· =0,165-5,2, (12)
которое на рис. 5 представлено линией I, а область
разброса усредненных равновесных значений обо¬
значена пунктирными линиями. Сопоставление этой
зависимости с усредненными данными но перера¬
ботке в мартеновской печи (МП) фосфористых чугу-
нов без продувки ванны кислородом, исследованной
П. Герасименко [1] (линия 1), для нродувоемой кис¬
лородом сталеплавильной ванны в МП и ДСПА (4),
кислородно-конвертерного процесса верхнего дутья
(5) в том числе через погружаемые фурмы передель¬
ного и фосфористого чугунов [13], показывает, что
использованный метод анализа процесса дефосфора¬
ции правомерен.
В случаях 2-4 система металл-шлак приближает¬
ся к равновесию в ходе процесса, а в случае 1 экспе¬
римент [1] проходил практически в условиях равно¬
весия. Очевидно, использование показателя В в каче¬
стве характеристики потенциальных дефосфорирую-
щих возможностей шлака также правомерно.
На рис. 6 рассчитанная для реакции (9) линия
I сопоставлена с областью равновесных значений
Фр, определенных по [3-5], верхняя и нижняя гра¬
ницы которой обозначены пунктирными линия¬
ми, соответственно, при В >60 % и В <30 %. Ли¬
ния I проходит в пределах этой области, а величи¬
на ее коэффициента пропорциональности в зави¬
симости Фр-Т"', равна 11950", близка к усреднен¬
ной равновесной 9821, что свидетельствует о воз¬
можности использования реакции (9) для анализа
процесса дефосфорации. В свое время S. Schleicher
(Германия) нашел закономерность изменения состава
шлака в процессе рафинировки сталеплавильной ван¬
ны, согласно которой CaO+MgO+MnO = const, полу¬
чившую название «правило Шлейхера», которая по¬
сле расширения диапазона содержания в шлаке окси¬
да марганца приобрела вид CaO+MgO+0,9MnO = 60
% [8]. Согласно рис. 5 это правило справедливо для
заключительной стадии сталеплавильного процесса.
Ковшовые процессы*
Анализ перераспределения элементов в системе
металл-шлак при выплавке стали может быть продол¬
жен для внепечной доводки и обработки стали в ков¬
ше. Исследовались* составы металла и шлака перед
выпуском плавки из конвертера (1), в ковше перед (2)
и после (3) продувки аргоном и на разливке (4).
Равновесная зависимость содержания оксидно¬
го железа в шлаке от А = SiO
·+Al
·Oj+P
·O
·, представ¬
ленная на рис. 7а линией [I], сопоставлена с факти¬
ческим его изменением на соответствующих стади¬
ях внепечного процесса (линии 1-4). Можно пред¬
положить, что, как и при выплавке стали, ковшовые

22

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО














·) «и і*

Рис. 4. Сопоставление равновесных и фактических величин Ф (а) и Ф (б)



f




tD'









·С


Рис. 6. Изменение величины ФР с температурой
му металл-шлак - минимальны, она практически рав¬
Рис. 5. Зависимость равновесных и фактических величин
Фр1 от В
процессы проходят в условиях близких к равновесию
для реакции (FeO)»-[Ре]+[0]. При раскислении ста¬
ли кремнием и в ковшах с кремнеземсодержапіей фу¬
теровкой содержания кремнезема в ковшовом шла¬
ке со временем растет. Это уменьшает окисленность
шлака, но увеличивает металла, что вызывает допол¬
нительный угар окисляюпіихся лигируюпіих элемен¬
тов. Взаимное расположение линий 2 и 3, возможно,
связано с дополнительным окислением железа на по¬
верхности металла, обнажаюпіейся в зоне барботажа
аргона.
Показатель распределения серы между металлом
и шлаком Ф82 на всех этапах внепечных процессов
и стремится и достигает равновесных значений (ли¬
нии Іа, б) по мере увеличения А (рис. 76). Возмож¬
но, это связано с более высокой вязкостью шлака при
низком содержании в нем кислых оксидов. Более зна¬
чительное, чем для других этапов, отклонение от рав¬
новесия системы металл-шлак после продувки арго¬
ном (3) является результатом его кратковременности
(3-5 мин) при значительной интенсификации всех
процессов массообмена. На наиболее длительном
этапе разливки стали (4), когда воздействия на систе-
новесна (рис. 76). Исследование изменения состава
металла и шлака кипяш:ей, нолуснокойной и низко¬
легированной стали при продувке ее в ковше арго¬
ном позволило установить, что масса ковшового шла¬
ка составляет 1-13 % (ср. 3,2 %) от массы металла, а
его толш,ина 9-120 (ср. 30) см.
На рис. 8 представлена зависимость между изме¬
нением содержания кремния в металле ASi = Si
· ~ Si
·
(и-начальное, к-конечное) и A{Fe) = (Fe)
· {Fe\
(линия 1). Оно больше, чем стехиометрическое при 5
и 10 % массы ковшового шлака от массы металла (ли¬
нии Іа и Іб), что связано с восстановлением оксидно¬
го железа при увеличении в шлаке содержания кис¬
лых оксидов (рис. 7а).
При продувке стали аргоном коэффициент мас-
сообмена і-того вепіества в системе металл-шлак по
модели Данквертса составляет Д. = {D. I т
· , где
Д. - коэффициент молекулярной диффузии вепіе-
ства; т = D / и , где D - диаметр пузыря, всплыва-
юпіего через межфазную границу; и - его скорость
(и = gD /2) , а удельная интенсивность массооб-
мена і
·=С-)р
·/100 , где С-, С- - факти¬
ческая и равновесная с противоположной фазой кон¬
центрация вепіества, - плотность металла. Каж¬
дый пузырь за время т* переносит массу вепіе-
ства = iiTvD
·T / 4 и при расходе барботирую-
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

23



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
щего газа (нормальные условия)
и / =/ 273) для температуры
ванны Т в зоне образования первич¬
ных пузырей, дробящихся в резуль¬
тате гидродинамической неустой¬
чивости до размера D [8], их часто¬
та - f = біулВ
·, а переносимая ими
масса вещества за время dx соста¬
вит dM
· = m
·fdr, что вызовет из¬

УО

Л

4D
менение его концентрации в метал¬
ле dC. = lOOt/M; / М., где Mj - мас¬
Рис. 7. Изменение величин (Fe) (а) и (б) с ростом величины А
са металла.
Произведя подстановки и преоб¬
разования и интегрируя нолученное
выражение в пределах = С.
· при х =
О и С. = при X = х
·р, где х
·
· - продол¬
жительность продувки металла арго¬
ном, получим, что в конце ее
С,-. = с; - (С; - с;) ехр [(-Зр, (Г / 273)/,г„
· /
(13)
Аналогичную зависимость мож¬
но получить для изменения концен¬
трации вещества в шлаке массы М
·.
Если С-
· О, то приближенно
ехр(-Ь ), (14)
Рис. 8. Соотношение изменений вели¬
чины Л(Ре) и A(Si)
Рис. 9. Сопоставление величин и к
где к - коэффициент пропорцио¬
нальности, равный
k = HCJCJ/T„
·. (15)
По изменению за время нродувки содержа¬


Ч
Л [


t-

Ой
ния оксидного железа (Fe) в шлаке и функции
по (15) рассчитали величины и Ц, которые со¬
поставлены на рис. 9. Судя по их расположению
относительно линии равных значений I,
· Ц,
что подтверждает близость системы металл-шлак
к равновесию, и восстановление оксидов железа
из шлака в результате увеличения концентрации
кислых оксидов вызывает десульфурацию и ре-
фосфорацию.
По уравнению (13) можно определить поте¬
ри элементов-раскислителей при продувке стали
в ковше аргоном.
При истечении потока аргона из дутьевого
Рис. 10. Влияние удельного расхода аргона на изменение содер¬
жания в стали Мп (1) и Si (2)






с
устройства (фурма, пористая вставка) образуется
пузырь размера D в режиме волн ускорения [8],
который, всплывая, дробится. Согласно [16]
существует минимальная длина волны уско¬
рения , амплитуда которой не растет во
времени. Если предположить, что конечный
диаметр пузырей, образующихся в резуль-
_ тате дробления, , то, принимая
12 + 2crj2 / PiD
·p, где - меж¬
фазное натяжение, то после подстановки по¬
лучим уравнение Кардано относительно D

10
= о ч о о

· "Г J
Рис. 11. Влияние (а) и а (б) продувки аргоном через наклонную фурму
на величину к

· cos' "/
·>1 p
·nigD
·
· / 2 + 2(7,2!РіЯр)
,(16)
решая которое найдем =6,34 см.
Уравнение (13) нри С*
·0 и обычных

24

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
для внепечной обработки параметрах металла для
найденного может быть приведено к виду
СкІС„= ехр(-0,52%), (17)
где V - удельный расход аргона, м$т.
На рис. 10 рассчитанная по (17) линия I являет¬
ся верхней границей фактических величин для мар¬
ганца и кремния. При содержании марганца в стали
более 1 % отношение СуС
·>1 из-за продолжающего¬
ся при продувке аргоном растворения раскислителей.
При продувке через наклонную фурму с увели¬
чением расхода аргона угол наьспона а увеличива¬
ли, стараясь по визуальной оценке стабилизировать
положение зоны продувки и предотвратить ее пере¬
мещение вокруг фурмы. Анализ экспериментальных
данных показал, что это обеспечивается при
аа(5/8)Ь25, (18)
если выражено в м
·/час, а а - в градусах.
При таком режиме работы увеличение расхода ар¬
гона в диапазоне 20-100 м
·/ч практически не сказыва¬
ется на величине (15) и переходе кислорода из иша¬
ка в металл (рис. 11а). Стабилизация зопы барботажа и
минимизация наступает при а>15° (рис. 116).
Выводы
Анализ процессов при выплавке, внепечной до¬
водке, обработке и разливке стали показал, что не¬
которые реакции в системе металл-шлак достигают
равновесия.
Библиографический список
1. Герасименко П. Теорія та електронно-хімічна
взаемодія шлаку і металлу нри виробпицтві. - К.:
Наукова думка, 1966. - 152 с.
2. Winkler Т.В., Chipman J. // Met. Techn. 1946.
april. TP 1987. - P. 1-24.
3. Peter von O., Esche vom dem W., Oeters W. //
Arch. Eisenhiitt. - 1956. - № 4. - P. 219-230.
4. Kniippel H., Oeters F., Grass H. //Arch. Eisenhiitt.
- 1959.-№ 5.-P 253-266.
5. Kor G.J.W. // Met Trans. - 1977. - V. 8B. - № 1. - P.
107-113.
6. Suito H., Jnoue R. // Jisi Jap. - 1984. - V. 70. -
№ 7. - P 672-679.
7. Крамаров А.Д. Физико-химические процессы
производства стали. - М.: Металлургиздат, 1954.
-200 с.
8. Охотский В.Б. Модели металлургических сис¬
тем. Днепропетровск: Системные технологии,
2006.-287 с.
9. Bardenheier Р., Geller W. // Mitt. Kaiser-Wilhelm
Institut Eisenforch. - 1934. - Bd. 17. -№ 7. - P. 77-91.
10. Frohberg M. G. // Arch. Eisenhiitt. - 1961. -
№ 9. - P. 597-606.
11. Томилип И.A., Хохлов С.Ф., Шварцмап Л.A. //
Изв. АН СССР ОТН. - 1957. - № 4. - С. 152-157.
12. Кожевников И.Ю., Шварцман Л.А. // Изв. АН
СССР. ОТН. - 1958. - № 10. - С. 104- 112.
13. Левенец Н.П., Самарии A.M. // Докл. АН
СССР. - 1959. - Т 101. - С. 1089-1092.
14. OharaN., Nunoue S., Kato E. // Jisi Jap. - 1987. -
V. 73. -№ 10. -P 1337-1342.
15. Rellermeyer H., Кооіз Т. // St. Eisen. - 1954.
-№ 7.-R 381-395.
16. Adelberg M. // AIAA I. - 1967. - V. 5. - № 8. - R
1408-1415.

Поступила 20.09.2010


·

УДК 669.18:669-154:54.001.57 Наука
Приходько Э.В. /д.т.н./
ИЧМ НАН Украины
Моделирование расплавов и процессов их взаимодействия при
выплавке стали на основе теории направленной
химической связи

Изложены основные положения теории направленной химической связи как очередного этапа
развития ионной теории расплавов. Описан опыт моделирования и физико-химических свойств
расплавов и результатов их взаимодействия при выплавке стали. Табл. 2. Библиогр. : 6 назв.

Ключевые слова: металл, шлак, направленная химическая связь

The conceptual issues of directed valence theory as the next stage of development of ionic theory of melts
are stated. The experience of modeling physic-chemical properties of melts and results of their interaction when
steelmaking is presented.

Keywords: metal, slag, directed valence

Для большинства реакций, протекающих па гра¬
нице металл-шлак, константы равновесия получены
экснеримептальпым путем, а выражения для их рас-
© Приходько Э.В., 2010 г.

чета зависят от выбора авторами модельных пред¬
ставлений о механизме взаимодействия структурных
частиц в расплавах. При относительно небольшом со¬
держании примесей в расплавах железа (до 6-10 %),

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

25



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
к числу которых относится большинство марок ста¬
лей и чугунов, принято считать, что активность же¬
леза в металлургическом расплаве равна единице
1, а для остальных компонентов в практике ме¬
таллургии наибольшее раснространение получили
расчеты активностей по параметрам взаимодействия.
Для шлаков наиболее часто используют модель регу¬
лярных ионных растворов (РИР) В.А. Кожеурова, мо¬
дель шлака, как фазы с коллективными электронами
А.Г. Пономаренко (КЭ), а также полимерную модель
С.Р. Массона (WSW).
Несмотря на интенсивные исследования во всём
мире, до настояпіего времени еш,ё не создана фунда¬
ментальная теория ни многокомпонентных металли¬
ческих, ни шлаковых расплавов. Значительная часть
противоречий различных моделей при объяснении
физической супіности одних и тех же результатов и
явлений обусловлена, очевидно, неоднозначностью
их интерпретации на уровне межатомного взаимо¬
действия. В связи с этим по-прежнему актуально соз¬
дание единой методологической основы и соответ-
ствуюш,их инструментальных средств для моделиро¬
вания реальных металлургических систем и процес¬
сов их взаимодействия.
В основе концепции направленной химической
связи лежат два положения [1]:
1) представление об изменчивости зарядового со¬
стояния атомов каждого из компонентов как метал¬
лического, так и шлакового расплавов в зависимости
от их конкретного кристаллохимического окружения,
которое, в свою очередь, зависит от обпіего состава
системы;
2) как металлические, так и шлаковые распла¬
вы рассматриваются как химически единые систе¬
мы, изменение состава которых влияет на комплекс
их физико-химических свойств и реакционную спо¬
собность через изменение параметров их кристалло-
химической структуры и характеристик межатомного
взаимодействия.
Следствиями этих положений являются отказ:
а) от определения аргіогі зарядового состояния
ионов в расплавах высокозарядных катионов (типа
Si
·
·, АР% Са
·+ и т.д.) и анионов (типа S
·', О
·", Р
·' и т.д.);
б) от описания взаимодействия между металлур¬
гическими расплавами как суммы реакций между их
отдельными комнонентами.
Этот подход позволил разработать [1] систему
уравнений, решение которой позволяет на основе со¬
става металла рассчитать интегральные параметры
d - расстояние между атомами; Z - их средние заря¬
ды; а для шлака - модельные параметры Ае - харак¬
теристика взаимодействия катион-анион; р - отноше¬
ние числа катионов К и анионов А в 100 г шлака.
В табл. 1, 2 приведены примеры результатов та¬
ких расчетов. Запись составов шлаков в терминах Ае,
р VL d позволяет линеаризовать сложные зависимо¬
сти физико-химических свойств многокомпонентных
расплавов от состава и эффективно использовать ма¬
тематический аппарат статистики для систематиза¬
ции опытных данных.
Моделирование взаимодействия в системе
металл-шлак
Комплексный учет вышеупомянутых параметров
позволяет обобш,ить разрозненные эксперименталь¬
ные данные простых систем единой моделью. При¬
мером такого обобпіения могут служить результаты
Новикова В.К. [2] по определению активности ок¬
сида марганца в многокомпонентных алюмосили-
катных системах MnO-CaO-SiO
·; МпО-ЗіО
·-АІ
·О
·;
MnO-CaO-SiO
·-AiPj; MnO-CaO-SiO
·-FeO-MgO, от-
вечаюпіей, в том числе, неметаллическим вьспюче-
пиям в стали и получить модель для прогнозирова¬
ния активности МпО в шестикомпонентной системе
MnO-CaO-SiO
·-FeO-MgO- Аір
· {г = 0,99)
=-2Д$-0,107Ае + 3,17/7 + 0,(1)
Аналогичные результаты получены при сравни¬
тельном анализе расчета активности FeO (г = 0,95)
=-0,133-0,42Ае-0,384/7 + 0,217Z(
·,
·) (2)
Используя параметры Ае ш р как физико-
химические критерии этого состояния, можно соста¬
вить модели для коэффициента распределения эле¬
мента между металлом и шлаком. В неравновес¬
ных условиях кроме интегральных параметров сре¬
ды, супіественную роль играет зарядовое состояние
элемента. Поэтому для конвертерного процесса [3]
коэффициент распределения марганца равен
= 1366,744 -1413,11 ez'' - 28,021Ае +
+ 258,91/7-1,637AZ
·„
· r = 0,85 (3)
Аналогичные зависимости получены для равно¬
весных коэффициентов распределения серы и фосфо¬
ра (г = 0,9)
=9,033Z
·+18,53/7-0,096Ae-24,272; (4)
Iglp =ехр((Ае +2,75)/3) +3,9 (5)
Эти зависимости используются нами в системах
АСУ и АСНИ для оценки эффективности реализации
потенциальных рафинируюш,их свойств шлаков в ре¬
альных условиях.
Опыт моделирования процессов распределе¬
ния элементов в системе металл-шлак [4] показал,
что использование параметров межатомного взаи¬
модействия при трактовке химической связи как на¬
правленной, позволяет с единых позиций интерпре¬
тировать результаты ионообменных процессов меж¬
ду реагируюш,ими фазами. Процесс перехода ионов
серы, фосфора, марганца и кремния через границу
металл-шлак в значительной степени определяется
активностью соответствуюш,их элементов в распла¬
вах, зависяпіей от их зарядового состояния и обпіе-
го состава взаимодействуюш,их фаз, а также критерия

Прогнозирование физико-химических свойств
сталеплавильных шлаков
База данных «Шлакообразуюш,ие смеси для раз¬
ливки стали» в ИЧМ ПАНУ включает более 300 опу¬
бликованных источников информации о составах,
свойствах и назначениях ШОС.
26
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

Таблица 1. Изменение состава и характеристик структуры металлического расплава по ходу продувки
в 50-т конвертерах
















Таблица 2. Состав и характеристики шлаковых расплавов, соответствующих составу металлов в
табл. 1

















В результате их анализа разработаны прогнозные
модели для расчета комплекса таких свойств [5] как:
Г =1910 + 157,875Ae-319,139/7-10,891F,
г = 0,85; (6)
Г =1950,3 + 137,497Ae-388,133/7-8,495F

















г = 0,89. (12)
Приведенные результаты подтверждают теорети¬
ческую и приьспадную значимость теории направлен¬
ной химической связи, что позволяет рассматривать
ее как очередной этап развития ионной теории рас¬
плавов.
г = 0,84; (7)
Трасш. = 2031 +106,512Ае - 5 85,935/7 - 9,007F
Г = 0,80; (8)
lg7= 1,458-0,321Ae-7,913/7-0,114F +
+ 4,674-1000/7,?- = 0,95, (9)
где Г- температура рзмягчения, °С; Г- темпера¬
тура плавления, °С; - температура растекания,
°С; h - динамическая вязкость. Пахе.
Методика расчета этих свойств реализована на
ПЭВМ в составе компьютерной системы, используе¬
мой на ДМК им. Дзержинского.
По данным работы [6 и др.] получены уравнения
для расчета температур ликвидуса и солидуса
конвертерных шлаков и их динамической вязкости:
Тл =1962 + 235,317Ае + 254,434/7
·
· = 0,99; (10)
= 1378 + 194,908Ае + 783,132/7 f = Qgg-
Ig 77 =-2,966 + 0,583Ае - 0,177/7 + 5,433 - I'OOO / Г
·
Выводы
Предложенная трактовка межатомного взаимо¬
действия в расплавах как направленного позволяет
рассматривать с единых физико-химических позиций
процессы, протекающие в системе металл-шлак. Ис¬
пользование параметров структуры позволяет лини-
аризовать сложные зависимости физико-химических
свойств многокомпонентных расплавов и обобш,ить
накопленные опытные данные в форме, удобной для
решения задачи оптимизации и прогнозирования.

Библиографический список
1. Приходько Э.В. Методика определения пара¬
метров направленного межатомного взаимодей¬
ствия в молекулярных и кристаллических соеди¬
нениях // Металлофизика и новейшие техноло¬
гии.-Т. 17.-№ 11.-1995.-С. 54-62.
2. Новиков В.К., Невидимов В.П., Топорипіев Г.А.
Сравнение моделей шлаковых расплавов на при-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

27





СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

мере расчета активности оксидов в многокомпо¬
нентной алюмосиликатной системе // Расплавы.
- 1991.-№ 1.-С. 3-9.
3. Дюкелоу Д., Рамстед X., Майер Н. Применение
условий равновесия к кислородно-конвертерному
производству стали // Сб. «Производство стали в
США». - М.: Металлургия. -1968. - С. 80-102.
4. Приходько Э.В., Тогобицкая Д.Н. Физико-
химическое моделирование процессов межатом¬
ного взаимодействия в металлургических распла¬
вах // Вестник ПГТУ. - 1999. - № 7. - С. 72-83.
5. Приходько Э.В., Тогобицкая Д.Н., Хамхоть-
ко А.Ф. и др. Компьютерная система для выбора
оптимальных шлаковых смесей при разливке ста¬
ли // В сб. «Современные проблемы производства
стали и управление качеством подготовки специ¬
алистов. - Мариуполь, 2002. - С. 286-289.
6. Арсентьев П.П., Леонов А.Д. Вязкость
кислородно-конвертерных шлаков // Бюллетень
ЦПИИЧМ. -1968. -№ 17. - С. 45-46.

Поступила 16.09.2010


УДК


669.017 Наука
ачков Е.А. /д.т.н./
азовский ГТУ

Структура расплавленных шлаков и их физические свойства
(110-летию П. Герасименко посвящается)
Строение расплавленных шлаков зависит от степени полимеризации расплава, а также
от природы сеткоразрушающих катионов. Для количественной оценки физических свойств
расплавленных шлаков могут быть использованы такие характеристики, как оптическая основность
шлака, доля немостикового кислорода, «коэффициент структуры анионов». Ил. 2. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: шлаки, полимеризация, катион, металл

Р. Gerasymenko created а frame of reference on the structure of metallurgical slag and their interaction with
metal. The structure of molten slag depends on melt polymerization degree as well as the nature of netwo
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
· П. Герасименко одним из первых обратил внима¬
ние на ионную структуру расплавленных шлаков и
электрохимическое взаимодействие металла и ишака
при производстве стали. Он систематизировал и об¬
работал большой исследовательский материал стале¬
плавильного производства и создал стройную систе¬
му взглядов на строение металлургических шлаков и
их взаимодействие с металлом.
Расплавленные шлаки представляют собой слож¬
ную систему, образуюпіуюся нри сплавлении кислот¬
ных, основных и амфотерпых оксидов, а в ряде слу¬
чаев и фторидов. Процесс постепенного нонимапия
структуры расплавленного шлака связан с развитием
и построением различных моделей расплавленного
шлака. В настояпіее время оценку и расчет термоди¬
намических характеристик компонентов шлакового
расплава производят па основе двух модельных пред¬
ставлений о строении расплавленного шлака, полу¬
чивших название молекулярной и иоппой теории рас¬
плавленных шлаков [1-3 и др.]. Более обоснованной
является иоппая теория, в соответствии с которой
шлак в расплавленном состоянии представляет со¬
бой иоппый раствор. Ионная природа расплавленных
шлаков подтверждена экспериментально изучением
электропроводности шлаковых расплавов, электро¬
химическими измерениями с определением ЭДС вы¬
сокотемпературных гальванических элементов, в ко-
© Казачков Е.А., 2010 г.

торых шлак выполняет роль электролита, исследова¬
нием электрокапиллярных явлений и другими экспе¬
риментами [1]. Для расчета термодинамических ха¬
рактеристик отдельных компонентов шлакового рас¬
плава на основе иоппой теории предложены различ¬
ные модели, в которых постулированы форма, разме¬
ры и заряды отдельных ионов и энергия связи между
пими [2, 3 и др.]. В большинстве предложенных тер¬
модинамических моделях шлака их реальная струк¬
тура не учитывается. Вместе с тем, хорошо известно
влияние образования крупных кремний-кислородпых
анионных комплексов на таьсие важные свойства рас¬
плавленных шлаков как вязкость и электропроводность.
Взаимодействие частиц расплавленного шлака
характеризуется иоппой и ковалептпыми связями. По
соотношению энергии этих видов связи атомные ка¬
тионы шлака можно разделить на две группы:
1. Са
·
· Mg
·% Na
· Mn
·% Fe
·
· и др.
Связь их с атомами кислорода имеет преимупіе-
ствеппо иоппый характер. Значительная часть ва¬
лентных электронов этих катионов находится у ато¬
мов кислорода.
2. Si
· Р
·АР% В
· $
·+идр.
Для этих катионов доля энергии ковалептпой свя¬
зи с атомами кислорода значительно больше, чем у
катионов первой группы. Число эффективных заря¬
дов у этих катионов меньше их валентности.
Различное поведение катионов обеих групп про-

28

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

является в их различном влиянии
на структурно-чувствительные фи¬
зические свойства расплавленных
шлаков: вязкость, электропровод¬
ность, новерхностное натяжение и
другие. Так, повышение содержа¬
ния SiOj увеличивает вязкость г] и
снижает электропроводность То
же относится и к числам перено¬
са, которые у катионов первой груп¬
пы больше, чем у катионов второй
группы.
Различие характера и энер¬
гии связи с кислородом у катио¬
нов первой и второй групп тако¬
во, что позволяет выделить отдель¬
ные жестко скрепленные груп¬
пы атомов, представляюпіих со¬
бой по супіеству комплексные ани¬
· SiOj
о силикаты
. FeO(MnO)-SiO,















Рис. 1. Влияние характеристик структуры на вязкость при температуре ликвидуса:
о, ·-силикаты;х-алюмо-силикаты; *-алюминаты кальция; Д-SiO -AI О ; V-SiO -B О
оны. Поскольку ковалентная связь (в противопо¬
ложность чисто ионной) направленная, а ее энер¬
гия сильно меняется с расстоянием, это дела¬
ет связи сеткообразуюпіих катионов с кислородом
К(2) - О достаточно жесткими.
Известным экспериментальным подтверждением
большой жесткости и прочности связи Si - О по срав¬
нению со связями К(1) - О может служить тот факт,
что коэффициент диффузии Si, Zr, V, Nb в расплавах
CaO - Al
·Oj примерно на порядок величины меньше,
чем у Fe, Ni, Cr, Mn и других катионов первой группы.
Комплексные анионы обладают различной устой¬
чивостью, зависяпіей от природы окружаюпіих их ка¬
тионов первой группы. Характерным для комплекс¬



т
с
Ь}















'і.


·
·













ных кремний-кислородных анионов является процесс
их полимеризации, когда анионов кислорода не хвата¬
I
In К,,
І4
ет для формирования простейших тетраэдров SiO
·''".
Образуюш,иеся сложные кремний-кислородные ани¬
Рис. 2. Зависимость
SiO-CaO-CaF-Na,0 от К
ВЯЗКОСТИ расплавов системы
оны имеют различную форму и сложность состава.
Анионы кислорода, в зависимости от их связи с
сеткообразуюпіими катионами, подразделяются на
три вида:
1. Мостиковый анион кислорода 0°, который рас¬
полагается между двумя катионами кремния (связь
Si - О - Si).
2. Концевой анион кислорода О", который нахо¬
дится между катионом кремния и катионом первой
группы (связь Si - О - Ме(1)).
3. Свободный анион кислорода О
·", находяпіийся
между двумя катионами первой группы (связь Ме(1)
-0-Ме(1)).
Структура силикатных расплавов зависит в
основном от степени полимеризации силикатного
расплава, т.е. от соотношения 0°, О" и О
·", положе¬
ния определенных катионов (напр. А1
·
·) в силикат¬
ной сетке, а также от природы сеткоразрушаюпіих ка¬
тионов (напр:Са Mg ), присутствуюш,их в шлаке.
Главные особенности, влияюш,ие на структуру
расплавленных силикатов:
1. Силикатные шлаки состоят из трехмерных,
связанных между собой кремний-кислородных ком-
плексов различном сложности, в которых кремнии
соединен силами связи с атомами кислорода (О").
Постепенное добавление катионов (напр. Na
·,Са
·
·)
приводит к прогрессируюпіему разрыву этих кисло¬
родных связей с образованием немостикового кисло¬
рода О " и возможным образованием свободных ио¬
нов кислорода О
2. Расплав содержит различные трехмерные обра¬
зования - анионные единицы - Si
и SiO/-. которые сосупіествуют в расплаве. Эти ани¬
онные единицы могут супіествовать в форме цепо¬
чек, листиков или колец. Введение более сильных
сеткоразрушаюпіих катионов, например Са
·
·, не вли¬
яет на природу сложных анионов, но влияет на отно¬
сительное количество их видов, т.е. образуется более
высокая концентрация более денолимеризованных
кремне-кислородных комплексов.
3. Для определенной мольной доли (х) оксида
(например природа катиона влияет на соотно¬
шение различных единиц кремне-кислородных ком¬
плексов, но не на обш,ую степень полимеризации.
Катионы с меньшим ионным радиусом (г) и боль¬
шей валентностью (z), например, , способству¬
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010
ем 29



СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
ют образованию более деполимеризованных анион¬
ных единиц (например SiO
·"' ). По тенденции к об¬
разованию более крайних анионных единиц, все ка¬
тионы можно расположить в порядке возрастания
параметра (z/r
· ) в следующей последовательности
Mg2+ > Са2+ > Sr2+ > РЬ2+ > Ва2+ > Li+ > Na+ > К+
4. Другие катионы, такие как АР
·, Fe'
·, , Ті'*
· и
, могут образовывать тетраэдры (например АЮ
·'"),
которые обычно включаются в трехмерные силикат¬
ные единицы и увеличивают общую полимеризован-
ность расплава. Однако, ионы ЛЮ
·'" имеют заряд, от¬
личный от тетраэдров SiO
·''" . Поэтому необходимо
присоединение катиона, чтобы обеспечить баланс
электрических зарядов, например (NaAlO
·)''" , и т.о.
катионы Na
· должны располагаться близко к атомам
А1.
5. Имеются определенные доказательства упо¬
рядочения в расплавах, содержащих двухвалентные
ионы (например Са
·
· ), поскольку они должны удо¬
влетворять двум связям О" или двум АІО
·
·" тетраэ¬
драм. Эта задача особенно сложна для маленьких ка¬
тионов, например Mg
·
·, и, следовательно, необходи¬
мо упорядочение расплава.
6. Ферритные ионы, Fe
·
· могут адаптироваться
как в четырех координатные (IV), так и в шести коор¬
динатные (VI) образования, т.е. действовать как сет-
кообразующие, так и сеткоразрушающие, соответ¬
ственно, в зависимости от их содержания в расплаве.
В большинстве сталеплавильных шлаков Fe
·
· дей¬
ствует как сеткоразрушитель (VI).
7. В алюмосиликатах А1, вероятно, образует глав¬
ным образом полимеризованные единицы с большим
углом А1-0-А1.
Для оценки степени полимеризации шлаковых
расплавов предложены различные показатели. Од¬
ним из них является отношение числа немостиковых
атомов кислорода в шлаке к числу атомов кислоро¬

зом, от величины отношения заряда катиона к квадра¬
ту его ионного радиуса z / . Обычно принимаемые
значения оптической основности для различных ок¬
сидов приведены ниже
Кр Nap ВаО Lip СаО MgO
1,4 1,15 1,15 1,0 1,0 0,78
АіРз SiO
· ВРз FeO
0,60 0,48 0,42 0,40 1,0
FePj MnO CaF
·
0,75 1,0 0,43
В работе [4] отмечается, что принятый метод рас¬
чета оптической основности не учитывает того факта,
что для компенсации большого заряда аниона АІО
·
·" в
алюмосиликатах требуется некоторое количество ка¬
тионов с наибольшими величинами А. (К
·О, СаО,
MgO). Поэтому нри наличии АІ
·О
· в шлаковом рас¬
плаве нужно использовать скорректированное значе¬
ние оптической основности А
корр
Для оценки степени полимеризации силикатных
и алюмосиликатных расплавов используют также по¬
казатель называемый «коэффициент структуры анио¬
нов» или «коэффициент полимеризации»
Ка = (2;n„ + n,)/(n,. + 0,75nJ.
Для оценки корреляции между вязкостью рас¬
плавленных шлаков и характеристиками их структу¬
ры, использовали данные работы [4]. Парис. 1 приве¬
дена зависимость вязкости расплавленных силикатов
и алюмо-силикатов при температуре ликвидуса (Inh
·)
от показателей структуры К и А .

·
· НМ КОр
Как видно на рис. 1, имеется достаточно четкая
связь вязкости шлаковых расплавов со структурными
характеристиками К и А .С увеличением онтиче-
нм кор ·'
ской основности шлаковых расплавов различного со¬
става отмечается значительное снижение их вязкости
Па рис. 2 приведена зависимость вязкости рас¬
плавов системы SiO
·-CaO-CaFj-Na
·O при темпера¬
туре 1300 °С от показателя «коэффициент структуры
да в тетрагонально-ориентированных комплексах [4]
анионов» К
са
Точки на рис. 2 хорошо обобщаются прямой для
К =Y /X ,
нм нм тетр '
где
Y = Е {2 Г х„ „ + х„ „ + х„ „ + х„ „ + х„ „ + х
· „ 1
НМ
· L СаО MgO FeO MnO Na20 K2O -
·
FejOj АІгОз
·

тетр
· S1O2 -
·12.
·3
X. - мольная доля компонента i,
Второй важный обобщенный показатель струк¬
туры расплавленного шлака - его оптическая основ¬
ность [4, 5], которая характеризует соотношение кон¬
центраций атомов кислорода в тетраэдрах (О") и дру¬
гих атомов кислорода (концевых О" и свободных ани¬
онов кислорода О
·")
А = Е ( Х.П.А.) / Е х.п.,
где X. - мольная доля оксидов; п. - число атомов
кислорода в оксиде; А. - оптическая основность ин¬
дивидуальных оксидов.
Значения А. определяются характером катионов,
входящих в состав оксидов, и зависят, главным обра¬
зависимости общего вида


Библиографический список
1. Есин О.А., Гельд П.В. Физическая химия пи¬
ром еталлургических процессов, ч. 2. - М.: Метал¬
лургия, 1966. - 702 с.
2. Казачков Е.А. Расчеты по теории металлургиче¬
ских процессов. - М.: Металлургия, 1988. - 288 с.
3. Григорян В.А., Белянчиков Л.П., Стомахин А.Я.
Теоретические основы электросталеплавильных
процессов. - М.: Металлургия, 1987. - 272 с.
4. Mills К.С. The Influence of Stracture on the Physi-
co-chemical Properties of Slags // ISIJ International.
- 1993. -V. 33. -№ 1. -P 148-155.
5. Use of Optical Basicity Concept for Determination
Phosphorus and Sulphur Slag- metal Partitions / R.W.
Young, J.A. Duffy, C.J. nasal, Z. Xu // Ironmaking
& Steelmaking. - 1992. - V. 19. - № 3. - P 201-219.

Поступила 27.10.2010
30
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ

УДК 661.68:669.046.001.57 Наука
Панченко А.И., Сальников А.С. /к.т.н./, Жаданос А.В. /к.т.н./, Гасик М.И. /д.т.н./
Скрипка Л.М. НМетАУ
ОАО «Днепроспецсталь»
Математическая модель управления корректировкой химического
состава подшипниковой электростали на установке ковш-печь
в результате анализа экспериментальных данных для подшипниковых электросталей ШХ15 и
ШХ15СГ-В получены регрессионные модели динамики содержания хрома, кремния, марганца, угле¬
рода в металле в зависимости от количества введенных углеродсодержащих материалов, МнС17,
ФМн78, ФС65, ФХ800, что позволяет прогнозировать химический состав стали по этим элемен¬
там с целью экономии раскислителей и легирующих. По результатам исследований синтезирова¬
на структурная схема автоматизированной информационной системы агрегата ковш-печь. Ил. 5.
Табл. 2. Библиогр.: 8 назв.

Ключевые слова: установка ковш-печь, подшипниковая электросталь, прогнозирование хими¬
ческого состава, регрессионная модель, углеродсодержаш,ие материалы, феррохром, ферросили-
комарганец, ферромарганец, ферросилиций, адекватность модели, автоматизированная инфор¬
мационная система (АИС)

Regression models of dynamics of chromium, silicon, manganese and carbon content in metal depending
on amount of added carbon-containing materials, ferrosilicomanganese MnS17, ferromanganese FeMn78,
ferrosilicon FeSi65, ferrochromium FeCr800 are obtained as a result of analysis of experimental data forbearing
electrical steel ШХ15 and ШХ15СГ-B. These models enable to forecast chemical composition of steel in order
to save red
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
· Постановка задачи
Обеспечение стабильного, регламентированно¬
го химического состава металла и рационального рас¬
хода легирующих и раскислителей при выплавке ста¬
ли - важнейшая задача на стадии обработки подшип¬
никовой электростали на установке ковш-печь (УКП).
По действуюпіей технологии химический состав ста¬
ли при обработке на УКП традиционно контролирует¬
ся лишь путем периодического отбора проб и последу-
юпіего их анализа в лаборатории. Поэтому важно иметь
данные о динамике содержания элементов в обрабаты¬
ваемом металле и на основании этих результатов опре¬
делять рациональный расход легируюш,их и раскисли¬
телей. Одним из направлений решения этой задачи яв¬
ляется разработка математической модели для прогно¬
зирования конечного содержания элементов в расплаве.
Существуют два типа моделей, характеризу¬
ющих динамику содержания химических элемен¬
тов в металле по ходу внепечной обработки стали:
физико-химические, базирующиеся на законах тер¬
мохимии и термокинетики, и регрессионные моде¬
ли. Достоинством первых является высокая точность
прогноза [1], но построение таких моделей требу¬
ет весьма сложных вычислений. Вместе с тем, фак¬
тические значения рассчитываемых величин не со¬
впадают с теоретическими, что требует их последу¬
ющей коррекции на основании полученных экспери¬
ментальных данных. Регрессионные модели менее
точны, однако и при их применении возможно полу¬
чить данные, удовлетворяющие по точности требо¬
ваниям к прогнозированию химического состава ста¬
ли. Получены регрессионные модели изменения со¬
держания С, Мп и Si в зависимости от массы введен¬
ных легирующих и раскислителей (С, ФС65, МнС17)
при обработке конструкционной стали массой 100 т
на УКП [2]. Для повышения точности регрессионных
моделей необходимо дополнительно учитывать из¬
менение массы расплава от плавки к плавке, содержа¬
ние ведущих элементов в ферросплавах каждой пар¬
тии, а также других элементов, содержание которых
в ферросплаве регламентировано соответствующи¬
ми стандартами, массообмен в системе полупродукт-
шлакометаллическая смесь.
Таким образом, целесообразно разработать ре¬
грессионные модели изменения содержания легиру¬
ющих элементов по ходу обработки подшипниковой
стали на УКП с целью экономии раскислителей и ле¬
гирующих ферросплавов.
Основные положения инновационной техно¬
логии вынлавки нодшинниковых электросталей
в условиях ОАО «Дненроснецсталь»
В соответствии с ГОСТ 801-78 подшипнико¬
вая сталь марок ШХ15 и ШХ15СГ-В, выплавляемая
в условиях ОАО «Днепроспецсталь», должна иметь
следующий химический состав:
Производство подшипниковой стали ведется
по сквозной технологической схеме: «дуговая ста¬
леплавильная печь (ДСП) (получение металла-
© Панченко А.И., Сальников А.С., Скрипка Л.М., Жаданос А.В., Гасик М.И., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

31



ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
Таблица 1. Химический состав сталей ШХ15 и ШХ15-СГ в соответствии с ГОСТ 801-78, ТУ ДСС 002





полупродукта), УКП (десульфура-





Разливка в изложницы
ция, раскислепие, легирование) и
вакуумная установка (раскисле¬
пие, дегазация, корректирующее ле¬
гирование)» (рис. 1).
Действовавшая в ОАО «Днепро-
спецсталь» до 2008 г. технология
ДСП-60

Ковш-п#чь
16 MBA


Ковшевой
вакууматор VD
В

выплавки подшипниковой стали
ШХ15СГ-В в дуговых печах ДСП-
60 предусматривала использование
Рис. 1. Технологическая схема выплавки, внепечной обработки и разливки под-
шилниковой стали в ОАО «Днелроспецсталь»
для раскисления и легирования металла-нолупродукта
в ДСП и УКП ферросилиция марки ФС65 по ДСТУ
4127-2002 [3] (63-68 % Si, примеси не более, %: 0,2 С;
0,02 S; 0,05 Р; 2,5 А1; 2,5 Мп; 0,5 Сг), высокоуглероди¬
стого ферромарганца ФМн78А ДСТУ 3547-97 [4] (78-
82 % Мп, <7 % С, примеси не более, %: 2 Si; 0,03 S;
0,05 Р), феррохрома ФХ800А по ГОСТ 4757-79 [5]
(>65 % Сг; 8,0 С, 2 Si, <0,06 S; <0,03 % Р. При выпуске
металла из ДСП на УКП присаживают твердые шла-
кообразуюш,ие материалы, состояш,ие из СаО и СаР
·.
Металл в электропечи-ковше раскисляется А1, а затем
подвергается вакуумированию в вакууматоре камер¬
ного типа с окончательным раскислением А1. Сталь
разливают в изложницы, масса слитков 3,4 т.
Выполненный физико-химический аудит процес¬
сов на всех технологических стадиях получения и
разливки стали показал [5, 6], что использование фер¬
росилиция ФС65 (ДСТУ 4127-2002) отечественно¬
го производства с нерегламентируемым содержани¬
ем кальция (0,3-0,6 %) является одним из основных
неуправляемых факторов, влияюпіих на образование
глобулярных и оксидных вьспючений в электростали
марок ШХ15 и ШХ15СГ-В. Вместе с тем, использо¬
вание ферросилиция ФС75 практически чистого по
примесным элементам Са и А1 не решило задачу по¬
вышения выхода годных партий сортового проката
с первого сдаточного контроля по неметаллическим
вьспючениям [4, 5]. На серии промышленных пла¬
вок стали ШХ15СГ-В с использованием импортного
75 %-ного ферросилиция с содержанием не более
0,12 % Са и А1 каждого был снижен балл по глобу¬
лярным вьспючениям, но при этом повысился балл за¬
грязненности стали по оксидным вьспючениям, поэ¬
тому выход годных партий с первого сдаточного кон¬
троля не увеличился.
На основании результатов системного анализа
ВЫСОКИМ содержанием кальция (0,3-0,6 %), а также
высокоосновный шлак на УКП, кальций из которого
поступает в сталь в результате восстановления окси¬
да кальция ферросилицием и алюминием [4, 5].
Исходя из этого положения, для обеспечения ста¬
бильного высокого показателя выхода годных пар¬
тий сортового проката всех пяти размерных групп с
первого сдаточного контроля качество по неметал¬
лическим вьспючениям бальной оценки ГОСТ 801-78
была научно обоснована и разработана инновацион¬
ная технология выплавки стали ШХ15СГ-В с исполь¬
зованием ферросиликомарганца МнС17А (>65 % Мп;
15-20 Si; <2,5 С; <0,03 S; <0,1 % Р) ДСТУ 3548-97
[7]. Содержание кальция в марганцевых ферроспла¬
вах, хотя и не регламентировано стандартами ДСТУ,
но, исходя из условий технологии их производства в
ферросплавных печах, всегда стабильно низкое (ме¬
нее 0,1-0,15 % каждого). Предварительное раскис¬
ление и практически полное легирование металла-
нолупродукта марганцем производится в дуговой
печи ферросиликомарганцем, а незначительная кор¬
ректировка химического состава металла на УКП но
содержанию кремния - ферросилицием ФС65 и по
содержанию марганца - ферросиликомарганцем и
высокоуглеродистым ферромарганцем.
Разработка регрессионных моделей
С целью построения регрессионных моделей вы¬
полнена обработка данных промышленных плавок
по следуюьцим параметрам:
- масса металла в ковше М= 58-66,7 т;
- содержание Si, Мп, С, Сг в металле-нолупродукте
перед обработкой его на УКП, %: [Si] = 0,09-0,55;
\Мп]Лнач =0,13-1,14; [С1Лнач =0,78-1,0; TfrlЛнач =0,49-
1,49;
- масса вводимых по ходу обработки на УКП
ФХ800А, ФС65, МнС17, ФМн78А, С, кг:
влияния технологических параметров вынлавки и ра¬
= 0-870; «ФС65 = 0-280;

МнСП
= 0-200; W,ФМнПА
финирования стали по технологической схеме «дуго¬
вая нечь-УКП-вакууматор» на качество металла но
составу и размерным группам вьспючений установле¬
но [5], что количество и вид вьспючений определяет¬
ся конечным содержанием кальция и алюминия в ме¬
талле. Источниками поступления кальция в металл
являются ферросилиций с нерегламентированным
0-160; = 0-105;
- содержание ведуьцих элементов в ферросплавах
для каждой плавки;
- содержание в стали Si, Мп, С, Сг по оконча¬
нии обработки на УКП, %: [с].„.
[Сг]J/сон ; . .
- изменение содержания в стали Si, Мп, С, Сг но

32

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
результатам обработки на УКП, %: АГМпі ,
А[С],А[Сг].
По результатам выборки рассчитаны удельные
расходы легирующих и раскислителей, сделаны по¬
правки на содержание ведущих элементов в приса¬
живаемых ферросплавах.
Полученные данные - 47 плавок стали ШХ15 и
ШХ15С-Г аппроксимированы линейными регресси¬
онными уравнениями с использованием ПЭВМ но
методике, приведенной в [9]. Для оценки изменения
содержания хрома предложена модель вида

Рис. 2. Зависимость изменения содержания Сг в подшип¬
никовой стали ШХ15 и ШХ15СГ-В при обработке на УКП
А[Сг]


·
·
·ФхтоА,,,
[%Сг]


· + а

2 '

(1)
от удельного расхода высокоуглеродистого феррохрома
т
ФХ800А
·
·

где а
·, а
·- коэффициенты уравнения,
·Пфхшл
- удельная масса введенного высокоуглеродистого
феррохрома (кг/т), [%Сг] - содержание хрома нри
легировании текущей плавки, ] - базовое со¬
держание хрома в ФХ800А (принимаем 65%).

эффициента aj меньше критического = 2,01, то
этот коэффициент уравнения незначим и исьспючен
из уравнения.
Поэтому уравнение (1) окончательно принимает
следующий вид
Выполнена оценка степени влияния (значимости)
коэффициентов регрессионного уравнения на вели¬
чину изменения содержания хрома А[Сг] но крите¬
А[Сг] =

ФХ800
·,„
[%Сг1
[%&«„]

(5)
рию Стьюдента. Значение t-статистики для каждо¬
го коэффициента уравнения определяли по выраже¬
нию [8]
Выполнена также оценка адекватности регресси¬
онной модели по критерию Фишера. Суть проверки
заключается в том, что для полученной регрессион¬

t„ =
aj

(2)
ной модели вычисляется значение F - статистики из
выражения [13]

где аJ - оценка j - го коэффициента регрессии,

F =
расч

(6)
- оценка среднего квадратического отьспонения
коэффициента регрессии.
Оценки среднего квадратического отклонения ко¬
эффициентов регрессии оценивали по формулам [9].
S „
s„ =-
где kj = т,к
· = п - 2 степени свободы.
Если вычисленное по формуле (6) значение
превышает критическое значение распределения
Фишера , уравнение считают значимым.
В результате вычислений на ПЭВМ [9] получены
следующие значения F
·
·
·
· = 1521, а = 4,06 (а =
0,05), т.е. уравнение (2) значимо, а численное значение
коэффициента = 0,064 (рис. 2). Коэффициент детер¬
минированности г разработанной модели равен 0,97,
а абсолютная погрешность прогноза - 0,05 %.
=
yJn-m-\
(3)
Аналогично получена регрессионная модель из¬
менения содержания марганца в зависимости от
где п - объем выборки, т - количество входных
удельных расходов МнС17 и ФМн78.
переменных в уравнении, - оценка остаточной
дисперсии

(4)
п-т-\
·=1
Полученные значения t-статистики коэффици¬

г п




·т
·


· [$оМп]





+ b.

- + b-y





(7)
ентов сравнивали с критическим значением ко¬
где
h, b
2 '
- коэффициенты
уравнения,
торое определяется в зависимости от числа степе¬
ней свободы к = п т \ и уровня значимости а =
0,95 по специальным таблицам либо вычисляется на

МпСП.
комарг&ца (кг/т), ' удельная масса высо¬
коуглеродистого ферромарганца (кг/т),
ПЭВМ [8]. Если
> t , то коэффициент регресси-
и - содержание марганца в ферроси-
оппого уравнения считают значимым.
В результате вычислений получены значения
t-cmamucmuKu коэффициентов уравнения (1): =
39,25; t = 1,23. Так как значение
·-статмстмтако-
ликомарганце и высокоуглеродистом ферромарган¬
це при легировании текущей плавки,
·
- базовое содержание марганца в фер-
росиликомарганце и высокоуглеродистом ферромар-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

33




ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ















І
·
·ФМн78уд, КГУТ
Рис. 3. Зависимость изменения содержания Мп в подшип¬
никовой электростали при обработке на УКП от удельного
расхода гп, паспортные данные
плавок, плоскос
·ть - получейная модель
Г"фС65ув '
Рис. 4. Зависимость изменения содержания Si в подшип¬
никовой электростали при обработке на УКП от удельного
ганце.
расхода т,

В результате вычислений получены значе¬
ния t-cmamucmuKu коэффициентов уравнения (7):
А [5г] = С] · тМнСІ 1
L-+ с .тФС65
·
(9)
= 13,3; 9,74,
·
·3 = 2,13. Так как значение
t-cmamucmuKu коэффициентов больше критического
= 2,01, то все коэффициенты уравнения значимы.
По результатам проверки уравнения (7) но кри¬
терию Фишера установлено, что Рр
·сч =95 и
= 4,06 , т.е. уравнение значимо. Численные зна¬
чения коэффициентов уравнения составляют: Ь
· =
0,067, Ь2= 0,071, bj = 0,006 (рис. 3). Коэффициент де¬
терминированности = 0,81, а абсолютная погреш¬
ность прогноза по этой модели - 0,06 %.
На основании анализа влияния ввода легирую-
ш,их и раскислителей на изменение содержания крем¬
ния получено выражение (8)
Проверка по критерию Фишера и
=4,06) показала, что уравнение (9) значимо.
Получены численные значения коэффициентов урав¬
нения Cj = 0,021, С2= 0,043 (рис. 4). Коэффициент де¬
терминированности модели г = 0,74, а абсолютная
погрешность прогноза - 0,07 %.
Для оценки изменения содержания углерода в ме¬
талле разработано уравнение
+ d,-m
·

6 тФМнІ
·А
·
где d
·, d
·, d
·, d
·, d
·, d
·, d
· - коэффициен¬
ты уравнения, - удельная масса углеродистой
A[Si] = Ci-m,
·
[%Si]
[VoSi] ФС65
+ Cj · Мф X800A,,.
ФС 65g,
ІМнС

МнС
·,
+ с2
· >
·ФС 65 „


Ф МнІА
·
·5 ,(8)
порошковой проволоки (кг/т), тМнСП„ удельная
масса ферросиликомарганца (кг/т), т,
пая масса ферросилиция (кг/т), т
пая масса высокоуглеродистого феррохрома (кг/т)
т

·yд
ферромарганца (кг/т).
Определены значения t-статистики коэффици¬

·мнсп ' удельная масса введенного ферросилико¬
t,. = 1,03, t,r =6,3, t,. =5,1, =8,0. Таккакзна-
лиция(кг/т),
·-удельнаямассавысокоугле- t-статистики для коэффициента d, меньше
1
· ; ч критического t = 2.01. то этот коэттипиент %пяв-
родистого феррохрома (кг/т),
·фмніа ' удельная
нения не значим.
Поэтому, итоговое уравнение будет иметь вид
+ d-, т,.
текупіей плавки, Г%Л'Т
· , [%5'гі -базовое
J/" 1
содержание кремния в ферросиликомарганце и фер¬
росилиции. Так как F
·
·
·
· =61 и =4,06, то уравнение
Установлены значения t-статистики коэффици¬
ентов уравнения (8): = 2,51; -
·'
·2, ~
0,82. Абсолютная погрешность прогноза по этой мо¬
дели составляет 0,03 %, коэффициент детерминиро¬
= 2,01, то эти коэффициенты уравнения не значи¬
мы. Полученные математические модели представле¬
Поэтому окончательно модель запишется в сле-
дуюпіем виде
ны в табл. 2.

34

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
Таблица 2. Математические модели изменения содержания легирующих элементов на УКП




















Структурная схема автоматизиро¬
ванной информационной системы
Для реализации разработанных моде¬
лей предлагается автоматизированная ин¬
формационная система (АИС) в составе
действующей АСУ УКП (рис. 5).




Ща%емггцчеоте модели

Основное назначение АИС заьспюча-
TSgy
Г»«КйменАацин
ется в выдаче оператору на пульт управ¬
ПроП
·з по лХРі

· PBCHrtpJt
ГШ
потФМн78
Г»сномендаиии
ления информации о текущем содержа¬
нии углерода ([С*]
·), кремния ([>
·']
·),
марганца ([Мп]
·), хрома ([Сг]
·) в ме¬
талле по ходу его обработки в агрега¬

ПраріоіТіпД
·І]

I I j
·{пр
·"ПРй[Мп1[
·
·
·

Pftc4«t [8Qt


Ч|Ракоч*ц
·
·ци|
по тмм:і7
Пвхомвидаций
пртфсба I
те ковш-печь и рекомендаций но количе¬
ству вводимых в расплав С (), ФС65
(Мф С65 )'МнС17 ),'"Й)Мн78А
Прогноз поД[сг1
ІШ
Интерфейс рцерато
·УШ
Рис. 5. Структурная схема автоматизированной информационной системы
ФМнІА,
«про-
»; «прогноз по
«прогноз по А[Мп]», «прогноз по АГСг] »; «рас- ющую АСУ ТП участка внепечной обработки стали
чет
чет
ции по тМнСІ$»; «рекомендации по тФС65», «ре¬
комендации по тФМн78А», «рекомендации по
тФХВООА». Входными нараметрами системы яв¬
ляются: Г Л'! , \Мп] , ГСІ , \Сг\ (резуль-
L Лнач L Лнач L Лиач L Лнач
·
таты замеров поступают в систему математических
моделей через программируемый микропроцессор¬
ный контроллер); количество, время и вид вводи¬
мых в расплав химических добавок тС
·, Мф ,
f
·Mucn,'
·ФМпп,' целевые значения измене¬
ния содержания Si, Мп, С, Сг - 5*/ , Мп
L Лкон.цель L лкон.цель
\С] , \Сг] (задаются оператором УКП).
L Лкон.цель L лкон.цель
·
·
Выше перечисленные входные и конечные выход¬
ные параметры подсистем совместно с результатами
выполняемых промежуточных замеров дополнитель¬
но передаются в подсистему «архивации данных». В
случае изменения технологии внепечной обработки
наличие подсистемы «архивации данных» позволяет
выполнить автоматическую коррекцию коэффициен¬
тов моделей, заложенных в подсистемы автоматизи¬
рованной информационной системы.
Выводы
1. Разработаны регрессионные модели изменения
содержания легирующих элементов по ходу обработ¬
ки подшипниковой электростали ШХ15 и ШХ15С-Г
на УКП, что позволяют прогнозировать содержание
Si, Мп, Сг и С в стали по ходу обработки.
2. Синтезирована структурная схема АИС УКП
для реализации в составе АСУ ТП внепечной обра¬
ботки подшипниковой электростали с целью монито¬
ринга химического состава стали и выдачи операто¬
ру рекомендаций но рациональному расходу легиру¬
ющих и раскислителей.

Билиографический список
1. Промышленное освоение компьютерно¬
го управления выплавкой стали на БМЗ и
ММЗ на основе физико-химической модели
ОРАКУЛ / А.Г. Пономаренко, М.П. Гуляев, И.В.
Деревянченко и др. // Труды пятого конгресса ста-

Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

35




ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
леплавильщиков, г. Рыбница, 14-17 октября 1998 г.
-М.: Черметинформация, 1999. - С. 174-177.
2. Жаданос А.В., Кукушкин О.Н., Гасик М.И.
Разработка автоматизированной информацион¬
ной системы агрегата ковш-печь для нрогнозиро-
вания содержания легируюш,их элементов в кон¬
струкционной стали. - Дненронетровск: ГНПП
«Системные технологии», 2010. - № 1. - С. 12-20.
3. Гасик М.И., Лякишев Н.П. Физикохимия и
технология электроферросплавов. Дн-вск:
Системные технологии, 2005. - 448 с.
4. Сравнительные опытно-промышленные иссле¬
дования влияния 65%-ного ферросилиция с раз¬
личным содержанием кальция на загрязненность
стали ШХ15СГ-В глобулярными алюмокаль-
циевыми вьспючениями / А.И. Панченко, Н.М.
Логозинский, А.С. Сальников и др. // Современная
5. Неметаллические вьспючения в сортовом про¬
кате электростали ШХ15СГ-В. / М.И. Гасик, К.В.
Григорович, А.И. Панченко, А.С. Сальников и др.
// Электрометаллургия. - 2010. - № 5. - С. 2-14.
6. Теоретические предпосылки процессов фор¬
мирования оксидных и глобулярных включений
при различных остаточных содержаниях каль¬
ция и алюминия / М.И. Гасик, А.П. Горобец, А.И.
Панченко и др. // Металлург, и горноруд. пром-
сть.-2008.-№ 1.-С. 48-54.
7. Технология вынлавки чистой электростали
ШХ15СГ-В с диверсификацией ферросплавов /
М.И. Гасик, А.И. Панченко, А.С. Сальников, С.Л.
Мазурук // Сталь. - 2009. - № 6. - С. 25-28.
8. Статистика в Excel / О.Н. Кукушкин, С.В.
Бейцун, А.В. Жаданос. - Дн-вск: НМетАУ, 2002.
-64 с.
электрометаллургия. - 2007. - № 4. - С. 49-55.
Поступила 28.09.2010


УДК669. 14.018; 668.168


Наукі
Панченко А.Н.
НМетАУ

Технология электроплавки стали для колосников
обжиговых конвейерных машин в дуговых печах
и исследование их литой микроструктуры*
Изложены результаты технологии выплавки экономнолегированной стали
марок 75Х28Н2СЛ и 30Х14Г8Ю2Л в дуговых электропечах с основной футеров¬
кой методом сплавления шихтовых материалов. Обобщены и проанализирова¬
ны данные исследования микроструктуры литых колосников массой 4,6 кг при
помощи РСМА на электронном микроскопе фирмы «JEOL». Оценена возмож¬
ность повышения эксплуатационной стойкости колосников при изготовлении
их из экономнолегированной стали. Ил. 7. Табл.3. Библиогр.: 4 наз.

Ключевые слова: электроплавка стали, дуговая электропечь, футеровка, метод сплавления,
десульфурация, легирование, раскисление, колосник, РСМА (рентгеноспектральный микроанана-
лиз), микроструктура, матричные и избыточные фазы выделения

Results of sparingly alloyed steel grades 75Х28Н2СЛ and 30Х14Г8Ю2Л smelting in the arc furnaces
with basic lining by means of
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·id constituents
Актуальность работы
Из совокупности научно-технологических и
конструктивно-эксплуатационных задач, одной из
приоритетных является повышение эксплуатаци¬
онной стойкости колосников конвейерной машины
«Лурги-552». Актуальность и масштабность реше¬
ния этой проблемы для ОАО «СевГОК» (и не толь¬
ко для этого ГОКа) подтверждается тем, что только
для одной машины необходимо 78-80 тыс. колосни¬
ков массой 4,6 кг каждый. Комплект колосников ве-
*Под научным руководством Гасика М.И.
© Панченко А Н., 2010 г.
сит до 370 т. Эксплуатационная стойкость колосни¬
ков не превышает 6 мес. При этом масса изымаемо¬
го из эксплуатации колосника уменьшается в среднем
на 50 % с безвозвратной потерей дорогостояш,их ле-
гируюпіих элементов хрома и никеля.
Цель и задача исследования
Целью и задачей работы является научно-
обоснованный поиск новых экономнолегированных
сталей, разработка технологии выплавки их в дуго¬
вых электропечах и исследование микроструктуры,
как фактора, определяюпіего возможность повыше¬
ния эксплуатационной стойкости колосников конвей-

36

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
Таблица 1. Шихтовые материалы и их масса







К.ІОО
Микроструктура сталей при
увеличении х500:
а - сталь 75Х28Н2СЛ; б - сталь 30Х14Г8Ю2Л
1} -ц-
·
· iia-ftu.
· J





·гі









ерных машин для обжига железорудных окатышей на
бентонитовой связке.
Научные предпосылки выбора экопомполеги-
роваппых сталей
В проведенных нами ранее научно-
технологических работах [1 и др.] по изучению вли¬
яния факторов, процессов и параметров окислитель¬
ного обжига железорудных окатышей было впер¬
вые убедительно установлено, что относительно
непродолжительный период эксплуатации колос¬
ников, отливаемых из высоколегированной стали
40Х24Н12СЛ (ГОСТ 977-78) в значительной мере об¬
условлен химико-абразивным износом вследствие
взаимодействия оксидной хромсодержапіей окалины
с оксидами Na
·O и К
·О бентонитовой связки с образо¬
ванием легкоплавких хроматов натрия Na
·CrO
· =
790 °С) и калия К
·СгО
· = 768,3 °С). Причем, хими¬
ческая эрозия развивается в две стадии: первоначаль¬
но, в условиях газовой среды с высоким окислитель¬
ным потенциалом на поверхности колосников обра¬
зуются оксидные фазы, богатые Сг
·О
·, а затем окси¬
ды хрома в виде хромита FeO-Cr
·O
·, взаимодействуя
с Na
·O и К
·О (или их соединениями), формируют лег¬
коплавкие хроматы.
Предполагается, что использование стали, леги¬
рованной алюминием, изменит состав окалины на
колоснике в направлении повышения содержания в
ней AljOj, а микролегирование ее титаном должно
сопровождаться измельчением микроструктуры (ма¬
тричной фазы), что замедлит процесс окисления от¬
ливки колосника. А также возможно исьспючение или
уменьшение в составе стали дорогостояпіего Ni, за
счет замены его аустенитообразуюпіим Мп. Следует
полагать, что в изложенном аспекте научно обосно¬
ванным является определение возможности примене¬
ния стали 30Х14Г8Ю2 [2] для производства колосни-
Рис. 2. Сталь 75Х28Н2СЛ. Результаты РСМА химического
состава основной фазы в окружении карбидной колонии:
а - места анализа, отмеченные рамками; б - спектрограммы
от анализируемых мест; в - примерный химический состав по
результатам РСМА
ков. Наряду с отливками из опытной стали представ¬
ляется целесообразным проверить использование для
решения поставленной задачи сталь 75Х28Н2СЛ (ТУ
У 322-228-22-2000), которая широко применяется
для производства колосников аглолент. В сравнении
с традиционно применяемой сталью 40Х24Н12СЛ,
стали обеих марок имеют меньшее содержание доро¬
гих лигатур и в этом аспекте являются экономнолеги-
рованными.
Особеппости технологии выплавки опытных
сталей в дуговых электропечах
Стали 75Х28Н2СЛ и 30Х14Г8Ю2Л выплавляли
в дуговой печи переменного тока ДСП-ЗА с основ¬
ной футеровкой методом сплавления. Мопіность печ¬
ного трансформатора 1,8 MB А, максимальное вто¬
ричное напряжение 242/128 В, максимальный ток
печи 4270 А, количество фаз 3, диаметр электродов
200 мм. Удельный расход электроэнергии 450 кВт-ч/т.
Применяемые шихтовые материалы и их масса (с
учетом угара элементов) приведены в табл. 1.
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
37






ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
















f-р-120 pm



- " 'к. 'i
Jtl '


·' 1
t-1-і70 pm




Рис. 4. Сталь 75Х28Н2СЛ. Результаты РСМА химического
состава фаз и неметаллических включений: а - места
анализа, отмеченные крестами; б - спектрограммы от
-120 pm
-1 20 pm
анализируемых мест; в - примерный химический состав по
Рис. 3. Сталь 75Х28Н2СЛ. Результаты РСМА в режиме кар¬
тирования; большему содержанию элемента соответствует бо¬
лее интенсивная окраска; шлиф в состоянии после механиче¬
ского полирования
При выплавке стали 75Х28Н2СЛ после заправ¬
ки ваппы в печь загружали пизколегироваппый лом,
возврат и феррохром. В процессе плавки па зеркало
металла присаживали известняк в количестве 70 кг
и 10 кг плавикового шпата. Продолжительность рас¬
плавления шихты с момента вьспючения печи соста¬
вила 2 ч, после чего в печь вводили ферросилиций.
Температура жидкого металла в печи в этот период
составила 1530 °С. Ванна металла перемешивалась
скребком, и отбиралась проба на химический анализ.
Поскольку химический состав стали соответствовал
ТУ У 322-228-22-2000 его корректировка не произ¬
водилось. Расплав выдерживался в печи 10 мин, по¬
сле чего навели высокоосновный шлак известняком
(90 кг) и плавиковым шпатом (20 кг), что послужило
началом периода рафинирования.
Начальный период плавки является наиболее бла¬
гоприятным для проведения дефосфорации, посколь¬
ку одним из важных условий этого процесса является
относительно низкая температура сталеплавильной
ванны через экзотермичность процессов окисления
фосфора и образования фосфата кальция.
Взаимодействие фосфора с закисью железа шла¬
ковой фазы происходит по реакции
2[P]p
· + 5(FeO) = (Pp,) +5[Fe];
результатам РСМА. Шлиф в состоянии после механического
полирования. Результаты анализа по углероду следует
рассматривать только в сравнительных целях

а
/Гр] -
йл 0, liPhOs)
Тогда коэффициент распределения фосфора меж¬
ду шлаком и металлом равен

ід =
[т]Г
Поскольку в выплавляемой стали есть высокоак¬
тивные к кислороду легируюш,ие компоненты, а так¬
же учитывая то, что плавка ведется методом сплавле¬
ния, окислить фосфор и перевести его в шлак без по¬
терь легируюш,их добавок практически невозможно.
Поэтому при плавке стали 75Х28Н2СЛ задача прове¬
дения дефосфорации не ставилась.
После достижения температуры металла 1600 °С
и выдержки шлак частично скачали (без оголения
металла) и провели раскисление металла смесью
(ТУ У 27.42.3.25523990-008-2002), содержащей 18 %
А1 и 2,5 % SiC в количестве 23 кг на плавку. Через
5 мин ванну металла перемешали и отобрали пробу
на содержание С, Мп, Si, S, Р, Сг, Ni. Химический ана¬
лиз жидкого металла после расплавления (проба 1) и
в конце рафинировочного периода (проба 2) приве¬
ден в табл. 2. Длительность периода рафинирования
составила 25 мин.
В конце плавки получили шлак, при остывании на
плите рассыпаюш,ийся в порошок серого цвета, содер-
_жащий, %: 35,04 СаО; 15,88 SiO
·, 1,98 FeO; 3,13 Mg O.
38
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6





ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
Таблица 2. Химический анализ жидкого
металла









t
· -І f


·л$\

i
i2D |im
IMG1
нЗО tJm









· 20 pm




Рис. 6. Сталь 30Х14Г8Ю2Л. Результаты РСМД химического
состава матрицы и неметаллических включений: а - места
анализа, отмеченные рамкой и крестами; б - спектрограммы
от анализируемых мест; в - примерный химический состав
по результатам РСМА. Результаты анализа по азоту следует
рассматривать только в сравнительных целях






-120 pm






-120 pm
Рис. 5. Сталь 75Х28Н2СЛ. Результаты РСМД в режиме
картирования: большему содержанию элемента соответствует
более интенсивная окраска; шлиф после механического
полирования
Основность шлака Ca0/Si02= 2,21. Коэфициент рас¬
пределения при экспериментальном изучении
распределения серы между жидким железом и шла¬
ком системы CaO-MgO-Al
·Oj-SiOj можно расчитать
по эмпирическому уравнению
, 7 ....... С%СаО) + 0,05(%мд0) ,
ІдЬр
· 2,78 + 0,86 0,6(%А1
·0
·}
35,04+ 0,05'3,13
= -2,78 + 0,86
·,'
·-Ig 0,002 = 1,24

Отсюда Lp
·= 17,4. Тогда концентрацию серы в ме¬
талле после обработки шлаком можно определить по
формуле
100-0,027+6-0,2 „„
~ 100 + 6-17,7 ~ '
где X - отношение массы шлака к массе жидкого
металла, выраженного в процентах, Х = 6. Тогда
Расчетные данные согласуются с остаточным со¬
держанием серы в металле, полученным химическим
анализом (табл. 2). Степень десульфурации составляет
Рис. 7. Сталь 30Х14Г8Ю2Л. Результаты РСМД химического
состава неметаллических включений: а - места анализа,
отмеченные крестами; б - спектрограммы от анализируемых
мест; г - примерный химический состав по результатам РСМА.
Результаты по азоту и кислороду следует рассматривать только
в сравнительных целях
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

39









ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
Таблица 3. Химический состав сталей, %












a5]«-[5]J-100% (0,027-0,02)-100%
·

·-ш-
Доведенную но химическому составу и темпера¬
туре сталь выпускали в ковш. Окончательное раскис¬
ление стали проводилось в ковше алюминием (4 кг
на плавку). Реакция раскисления железа алюминием
имеет вид
2[А1] + 3[0] = (АіРз),

· -fo












скому травлению и исследовали структуру при х500
(рис. 1). Структура выплавленных сталей неоднород¬
на, присутствуют фазы выделения различного соста¬
ва (светлые и темные вьспючения на шлифе). На рис. 2
приведены результаты РСМА матричной фазы стали
75Х28Н2СЛ, ее структура, спектрограммы и химиче¬
ский состав анализируемых мест.
Данные РСМА согласуются с результатами хи¬
мического анализа (табл. 3). Результаты РСМА в ре¬
жиме цветного картирования на рис. 3 свидетель¬
- -
ствуют о наличии в структуре стали 75Х28Н2СЛ
При небольших концентрациях алюминия можно
принять /ідг]
· fo = 1, тогда
„ _ [%АІУ
· [О]'

Обш,ая продолжительность плавки стали
75Х28Н2СЛ составила 2 ч 35 мин.
Для проведения опытной выплавки стали
30Х14Г8Ю2Л в печь задавали низкоуглеродистую за¬
готовку и феррохром ФХ025. После полного расплав¬
ления шихты отобрали пробу на химический анализ
и произвели корректировку по содержанию Мп и Si
введением в расплав ферромарганца ФМн88 (340 кг)
и ферросилиция ФС65 (19 кг). Вторая проба метал¬
ла отбиралась через 10 мин после введения ферро¬
марганца и ферросилиция при температуре распла¬
ва 1570 °С. По результатам химического анализа
произвели корректировку расплава ферромарганцем
(25 кг). Для получения высокоосновного жидкопод-
вижного шлака были присажены 100 кг известняка и
25 кг плавикового шпата. В этот период в печь вво¬
дили ферротитан ФТи35 в количестве 30 кг Сталь на
выпуске в сталеразливочный ковш имела температу¬
ру 1595 °С.
Легирование стали А1 проводили в ковше. Рас¬
ход А1 на плавку составил 130 кг с учетом его уга¬
ра 36,5 %. Период плавления составил 1 ч 40 мин,
выдержка металла 20 мин, рафинирование 1 ч. 06-
ш,ая продолжительность плавки 3 ч. Заливка сталей
марок 75Х28Н2СЛ и 30Х14Г8Ю2Л производилась в
песчано-глинистые формы. Химический состав ста¬
лей 75Х28Н2СЛ и 30Х14Г8Ю2Л приведен в табл. 3.
Исследование микроструктуры образцов ли¬
той стали марок 75Х28Н2СЛ и 30Х14Г8Ю2Л
Микроструктуру сталей исследовали на растро¬
вом электронном микроскопе фирмы JEOL (Япо¬
ния). Образцы сталей подвергали электролитиче¬
фаз выделения, представленных, в основном, Мп,
Сг, С. Поскольку Si и Ni не являются карбидообра-
зуюпіими элементами, а сродство Сг и Мп к С выше,
чем у Fe, происходит образование этих фаз выделе¬
ния но границам зерен матричной фазы. Измене¬
ние энергии Гиббса у карбида хрома Сг
·С
· ~
-81,2 кДж/моль, а для карбида марганца Мп
·С -
,55 кДж/моль[3], т.е. сродство хрома к угле¬
роду выше, чем сродство к углероду у марганца. По¬
этому, образования карбидов хрома в фазе выделения
более вероятно, чем карбида марганца, что подтверж¬
дают результаты цветного картирования (рис. 3).
Что касается возможности образования суль¬
фидов Мп и Сг, то, т.к. изменение энергии Гиб¬
бса при реакции образования одного моля сульфи¬
да марганца MnS описывается выражением Д&у =
-296520+76,73Т Дж/моль а сульфида хрома CrS -
Atry = -202312+56,0Т Дж/моль [4]. Поэтому возмож¬
но образование в стали как сульфидов Мп, так и суль¬
фидов Сг. Это приводит к обеднению матричной фазы
стали как Мп, так и Сг.
Результаты РСМА химического состава фаз вы¬
деления и неметаллических вьспючений в стали
75Х28Н2СЛ показаны на рис. 4. Исследуемый обра¬
зец подвергался механической полировке и не под¬
вергался травлению. Избыточная фаза (точка И) со¬
стоит, в основном, из Мп и S, в небольших количе¬
ствах присутствует А1 и Сг. Это позволяет сделать вы¬
вод, что марганец в фазе выделения присутствует в
виде сульфида. Это подтверждают результаты РСМА
в режиме цветного картирования (рис. 5). При нало¬
жении цветных карт Мп и S зоны, обогапіенные эти¬
ми элементами, совпадают. Сравнение карт С, Мп и
Сг подтверждают наличие в составе избыточных фаз
этих элементов.
Матрица стали 30Х14Г8Ю2Л (рамка 1, рис. 6), по¬
мимо Fe, содержит А1, Si, Сг и Мп, что согласуется с

40

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
химическим анализом, приведенным в табл. 1. Срав¬
нительный анализ данных, приведенных в табл. 1 и
табл. на рис. 7в (точка 001), позволяет сделать вывод,
что матрица обеднена Мп и Сг. Избыточная фаза (точ¬
ка 2) имеет сложный состав (рис. 7в, точка 002). Фазы
(рамки 003 и 005, рис. 7) состоят из N и А1. Теплота
образования нитрида алюминия A1N = 318 кДж/моль,
а изменение энергии Гиббса 287,4 кДж/моль
[3]. Так как Д(?
·5д>0, образование A1N маловероят¬
но.
Поскольку изменение энергии Гиббса TiN
= -294,4 кДж/моль [4], можно предположить, что ти¬
тан в стали находится, нреимущественно, в виде ни¬
тридов.

Выводы
1. Рассмотрена технология плавки сталей
75Х28Н2СЛ и 30Х14Г8Ю2Л в дуговых печах с
основной футеровкой методом сплавления. Легиро¬
вание опытной стали 30Х14Г8Ю2Л алюминием про¬
водилось в ковше.
2. В структуре сталей 75Х28Н2СЛ и 30Х14Г8Ю2Л
основном, карбидами хрома, сульфидами хрома и
марганца. Наличие в стали 30Х14Г8Ю2Л, микро¬
легированной титаном, нитридов титана, позволяет
предположить увеличение стойкости этой марки ста¬
ли в условиях обжига окатышей.

Библиографический список
1. Гасик М.И., Учитель А.Д., Панченко А.Н. и др.
Результаты исследования износа колосников ма¬
шины Лурги-552 при обжиге окатышей на піелоч-
ной бентонитовой связке // Сталь. - 2009. - № 1.
-С. 2-7.
2. Малинов Л.С. Безникелевые марганцевистые и
хромомарганцовистые стали, чугуны и наплавоч¬
ные материалы // Металлург и горноруд. пром-
сть.-2003.-№6.-С. 62-63.
3. Рабинович В.А., Хавин З.Я. Краткий химиче¬
ский справочник. Л.: Химия. Ленинградское от¬
деление, 1991. - 432 с.
4. Гасик М.И., Лякишев Н.П. Теория и техноло¬
гия электрометаллургии ферросплавов. - М.: СП
«ИНТЕРМЕТ ИНЖИНИРИНГ», 1999. - 764 с.
обнаружены фазы выделения, представленные, в
Поступила 03.12.2009


УДК 621.926/.927:669.168 Производство
Куцин B.C. /к.т.н./, Ольшанский В.И., Филиппов И.Ю. /к.т.н./, Дедов Ю.Б. /к.т.н./
ОАО «Никопольский завод ферросплавов»
Внедрение технологии сепарации шлака на Никопольском заводе
ферросплавов
Рассмотрены применяемые на заводе технологии выборки и возврата в производство вто¬
ричного марганцевого сырья. Описан способ получения вторичного сырья методом сепарации шла¬
кового щебня с использованием Модуля кусковой сортировки минерального сырья и техногенных
отходов. Приведены результаты промышленной эксплуатации, описание конструкции и характе¬
ристика оборудования. Ил. 3. Табл. 1. Библиогр.: 3 назв.

Ключевые слова: шлак, щебень, вторичное марганцевое сырьё, сепарация, модуль кусковой
сортировки минерального сырья и техногенных отходов

Methods of selection and recycling of secondary manganese raw materials applied at the plant are
considered. Secondary material production method by means of broken slag separation with the use of module
of lump grading of m
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Одним из путей снижения себестоимости ферро¬
сплавов является максимальное вовлечение в произ¬
водство вторичного марганцевого сырья. Важным ис¬
точником его содержания является отвальный шлак,
который неизбежно содержит в своём составе опре¬
делённое количество металлической фазы в виде от¬
дельных кусков ферросплавов и прометалленно-
го шлака, т.е. кусков шлака, имеюш,их мелкие шаро¬
видные вьспючения, или, как их называют, «король¬
ки» металла. Наличие такого металла в шлаке, есте¬
ственно, приводит к непроизводительным потерям
и снижению эффективности производства. За более
© Куцин B.C., Ольшанский В.И. , Филиппов И.Ю., Дедов Ю.Б., 2010 г.
чем 40 лет работы на Никопольском заводе ферро¬
сплавов (НЗФ) эти потери значительно снижены, но в
силу объективных причин полное их исьспючение при
действуюпіей технологии невозможно. Кроме того,
при производстве піебня из отвального шлака нали¬
чие металла из-за сильного отличия разного вида ха¬
рактеристик снижает качество шлаковой продукции,
что в ряде случаев даже сдерживает её сбыт.
Вопросом выборки металлической составляюпіей
из шлака, в виде шлакометаллической смеси (СШМ)
для возврата его в производство, на заводе начали за¬
ниматься с 1999 г Сначала это была организация руч-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

41



ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
ной выборки только собственными силами, а затем и
с привлечением сторонних организаций.
Наибольшее количество выборки и использова¬
ния вторичного марганцевого сырья, до 6-7 тыс. т в
месяц, приходится на 2003-2006 гг, что обусловле¬
но разработкой в то время наиболее насыщенных ме¬
таллической фазой массивов шлакового отвала, сфор¬
мированных в период освоения на заводе технологии
производства ферросплавов. Затем последовало есте¬
ственное уменьшение выборки, связанное с началом
разработки шлаковых массивов, бедных по содержа¬
нию металлической фазы, сформированных в более
поздние периоды. Более того, в этой ситуации в силу
вступает человеческий фактор, когда вручную при от¬
сутствии в шлаке большого количества металла уже
невозможно отобрать епіё пригодную для использо¬
вания шлакометаллическую смесь из-за очень мел¬
ких или невидимых металлических вьспючений, нахо-
дяпіихся внутри кусков шлака.
Все неречисленные факторы приводят к поиску
альтернативных и более эффективных методов извле¬
чения полезных составляюпіих из обпіей массы сы¬
рья, т.е. его обогапіения, что обуславливает разработ¬
ку и использование нового поколения технологий.
Для решения задачи извлечения металла металлош-
лаковая смесь ферросиликомарганца и шлака является
труднообогатимым материалом, что обусловлено отно¬
сительно низким содержанием и физичес-кими свой¬
ствами полезного компонента - металлической фазы
и характером ее распределения во вмепіаюпіей среде.
Так, для ферросиликомарганца характерно отсутствие
явно выраженных магнитных свойств, что ограничива¬
ет, особенно на кусковом материале, применение маг¬
нитных способов обогапіения, а соизмеримость удель¬
ных весов металлосодержапіих кусков и кусков пусто¬
го шлака приводит к низкой эффективности гравитаци¬
онных методов. Кроме того, при реализации гидроот¬
садки необходимы капитальные строения и водный ре¬
сурс с соответствуюпщми системами очистки, что зна¬
чительно удорожает процесс и требует наличия свобод¬
ных плопіадей на промышленной плопіадке.
Разработанные ранее для других производств рент-
генорадиометричесьсие и фотометрические способы
обогапіения в данном случае также оказались малоэф¬
фективными.
В результате выполненных исследований и ана¬
лиза супіествуюпіих методов НЗФ принял к исполь¬
зованию сепара¬
торы нового по¬
коления, разра¬
ботанные ЗАО
«Гамаюн». Кри¬
вой Рог Сутью
данной техноло¬
гии является со¬
ртировка куско¬
вого материала с
использованием
менных программных продуктов для обработки ин¬
формационных потоков. Эффективность обусловле¬
на точностью измерения массы металлической фазы
Q в каждом куске шлака. Задача осупіествляется спе¬
циальной измерительной системой с использованием
метода эталонных калиброванных масс, разработан¬
ного коллективом ЗАО «Гамаюн» и запіипіенного па¬
тентами Украины [1-3].
Конструктивно установка представляет собой мо¬
дульное строение - металлический контейнер раз¬
мером 6x3x2,7 м с размепіенным в нем комплек¬
сом технологического оборудования, носит название
«Модуль кусковой сортировки минерального сырья
и техногенных отходов МКС/Т 1» и изготавливает¬
ся по техническим условиям ТУ У 29.5-13449523-
001:2007. Компоновочная схема установки представ¬
лена на рис. 1.
Исходное кусковое сырьё загружается в бункер
(поз. 1). В бункере сырьё аккумулируется и подаёт¬
ся на питатель (поз. 2), который подаёт сырьё на ви¬
бростол (поз. 3). Вибростол формирует монослой ма¬
териала и подаёт его на ленту транспортного конвей¬
ера (поз. 4). При перемепіении сырья на транспорт¬
ном конвейере происходит контроль, фиксация и ана¬
лиз параметров каждого куска шлака, который осу-
піествляется блоками (поз. 5, 6). Специальный про¬
граммный продукт (поз. 9,10) обрабатывает данные и
формирует управляюпіий сигнал для сортируюпіего
устройства (поз. 7). Сортируюпіее устройство мето¬
дом воздушной сепарации (поз. 8) отбивает воздуш¬
ными струями выделенные в результате анализа ку¬
ски СШМ. Таким образом, формируется два потока


__>33
·
· '
іЛ-Ш








Рис. 1. Компоновочная схема Модуля кусковой сортировки











В
электронной сен¬
Рис. 2. Основные фрагменты технологического процесса: а -
раскладка материала в монослой; б - сорти-
сорики и совре¬
42
рующее устройство; в - процесс сепарации

Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
Таблица. Технические характеристики Модуля
кусковой сортировки МКС/Т-І













Рис. 3. Модуль кусковой сортировки минерального сырья и
техногенных отходов на ДСК-1 ЦВПФП
* Предусматривается возможность настройки на разное
содержание марганца
шлака: «пустой» и СШМ. На рис. 2 представлены
основные фрагменты технологического процесса.
Важным моментом качественной сепарации ма¬
териала является установка выпускного шибера. Ши¬
бер устанавливается в выпускной течке (поз. И) пер¬
пендикулярно движупіемуся потоку материала и раз¬
деляет потоки «пустого» шлака и СШМ.
Произведенные испытания опытной переработ¬
ки шлакового піебня у производителя оборудования,
а затем на установленном на заводе Модуле модифи¬
кации МКС/Т-I по временной схеме (рис. 3) под га¬
лереей готовой продукции ДСК-1 цеха вторичной пе¬
реработки продукции ферросплавного производства
(ЦВПФП) на піебне фракции 20-40 мм показали по¬
ложительные результаты.
За 4 мес. его работы, начиная с мая 2010 г., полу¬
чено 780 т металлоконцентрата с содержанием мар¬
ганца 40,6 %, что удовлетворяет поставленным тре¬
бованиям. Выход металлоконцентрата от количества
переработанного исходного продукта при использо¬
вании такого Модуля составил порядка 3 %.
Данный Модуль обеспечивает эффективную пере¬
работку всего объёма производимого на ДСК-1 шла¬
кового піебня фракции 20-40 мм и имеет следуюш,ие
основные технические характеристики (таблица).
В 2010 г по утверждённой инвестиционной про¬
грамме развития предприятия намечена реконструк¬
ция ДСК-1 ЦВПФП с установкой трех сепараторов
для извлечения металлоконцентрата из всего произ¬
водимого комплексом піебня с объёмом финансиро¬
вания 20 млн. грн. Для этих целей намечено допол¬
нительное приобретение епіё двух сепараторов для
сортировки піебня фракции 10-20 и 40-70 мм.
В дальнейшем аналогичная реконструкция будет
проведена и на ДСК-2 цеха. С внедрением данных
работ на НЗФ будет решена очень важная задача по¬
вышения эффективности производства ферроспла¬
вов, повышения качества піебеночной продукции и
снижения выхода отходов производства.



















































·
Выводы
1. Модуль кусковой сортировки минерального
сырья и техногенных отходов МКС/Т 1, изготовлен¬
ный по техническим условиям ТУ У 29.5-13449523-
001:2007 может использоваться для выделения шла-
кометаллической составляюпіей из фракционирован¬
ных продуктов переработки отвального шлака мар¬
ганцевых ферросплавов.
2. Модуль кусковой сортировки минерального сы¬
рья и техногенных отходов МКС/Т 1 является устрой¬
ством с возможностью интегрирования в технологи¬
ческие схемы переработки шлака, а также работы в
автономном режиме.

Библиографический список
1. Деклараційний пат. 30569 Украіна, МПК,
6 Е21В43/263. Спосіб інтенсифікаци видобутку
рідких і газоподібних вуглеводнів із свердловин
/ Даниленко В.А., Писарев Ю.А., Балакіров Ю.А.,
Бугай Ю.М., Артьомов В. I., Нагорний В.П., Куль
А.И., Рябов Ю.Г.; заявник Даниленко В.А., Пи¬
сарев Ю.А., Балакіров Ю.А., Бугай Ю.М., Артьо¬
мов В. I., Нагорний В.П., Куль А.И., Рябов Ю.Г. -
№ 98105424; заявл. 15.10.1998; онубл. 15.11.2000,
Бюл. № 6.
2. Пат. 88220 Украіна, МПК (2009) G01V 3/00.
Пристрій ідентифікацп корисного компонента
в металовмісній сировині природного або тех¬
ногенного походження / Куліш A.M., Тітенко
С.В., Смоленцев О.М., Гришан Д.В., Волошин
С.В., Волошин В.М.; заявник Волошин В.М. -
№а200800237; заявл. 08.01.2008; опубл.
25.09.2009, Бюл.№ 18.
3. Пат. 88221 Украіна, МПК (2009) GOV 3/00. При-
стрій для сепараціі техногенноі сировини, пред¬
ставлено! металовмісними відходами або не-
кондиційними рудами / Куліш A.M., Тітенко
С.В., Смоленцев О.М., Гришан Д.В., Волошин
С.В., Волошин В.М.; заявник Волошин В.М. -
№ а200800239; заявл. 08.01.2008; опубл.
25.09.2009, Бюл.№ 18.

Поступила 24.09.2010

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

43




A








УДК 669.131.622:669.74





ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

Наука
Меняйло Е.В. /к.т.н./
НМетАУ
Методы устранения усадочных дефектов в
нижних шейках чугунных прокатных валков
Песчаная форма нижней шейки при литье прокатных валков в стацио¬
нарные формы часто не обеспечивает направленное затвердевание отливки
из-за ускоренного затвердевания бочки. Для исключения образования тепловых
узлов и усадочных дефектов в нижних шейках прокатных валков целесообразно
нижнюю шейку выполнять в кокиле с песчано-глинистой теплоизоляцией. Рав¬
ноценным вариантом решения поставленной цели является формовка нижней
шейки с наружным холодильником. Ил. 3. Библиогр. : 5 назв.

Ключевые слова: усадочные дефекты, чугунные валки, песчаная форма, формовка, литье,
отливка

Sand mold of the bottom neck often does not provide directional solidification of cast due to accelerated
solidification of roll body when casting rolls in stationary molds. To avoid formation of hot zones
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
· Постановка проблемы
При литье чугунных прокатных валков в стацио¬
нарные формы в нижних шейках часто образуются те¬
пловые узлы и усадочные дефекты [1, 2]. Их образо¬
вание обусловлено ускоренным затвердеванием боч¬
ки валка по сравнению с нижней шейкой. Несмотря
на то, что бочка валка имеет больший в 1,5-3,0 раза
диаметр по сравнению с шейкой, охлаждение бочки
в кокиле приводит к нарушению питания усадки из
прибыли. Так, экспериментальные исследования по¬
казали, что при диаметре бочки 450 мм затвердева¬
ние чугуна с шаровидной формой графита заканчи¬
вается через 70 мин, а нижней шейки диаметром
327 мм, охлаждаюпіейся в песчано-глинистой фор¬
ме, через 130 мин (рис. 1а, б). Поэтому в осевой зоне
нижней шейки образуются усадочные дефекты (за¬
штрихованная зона «В» на рис. 1в, г), которые не вид¬
ны на поверхности, но могут снижать эксплуатацион¬
ную стойкость валка.
Усадочные дефекты в верхней шейке и прибыли
(заштрихованные зоны «А» и «Б» на рис. 1в, г) устра¬
няют при использовании разработанной в НМетАУ
технологии комбинированного электродугового-
электрошлакового обогрева прибыли не расходуемы¬
ми электродами [3].
Цель исследований - разработать конструкцию
литейной формы, обеспечиваюпіей ускоренное за¬
твердевание нижней шейки валка по сравнению с
бочкой для нредотврапіения образования тепловых
узлов и усадочных дефектов.
Основные результаты
Для реализации поставленной цели использова¬
ли математическую модель процесса затвердевания
прокатных валков в комбинированных кокильно-
песчаных формах [4]. Модель основана на сопряжен¬
ном численном решении двумерного нестационарно¬
го уравнения тенлонроводности в областях жидкого
и затвердеваюпіего металла, комбинированной ли¬
тейной формы, состояпіей из семи элементов с раз¬
личными тенлофизическими свойствами и источни¬
ка тенла (Q) для обогрева верхней части прибыли.
Также предусмотрена возможность последовательно¬
го изменения мопіности источника тенла Q в течение
всего периода затвердевания отливки.
Процесс затвердевания описывается в рамках
квазиравновесной теории двухфазной зоны. Скрытая
теплота кристаллизации учитывается эффективным
коэффициентом теплоемкости. Для повышения точ¬
ности расчета пришлось отказаться от равномер¬
ного распределения скрытой теплоты кристаллиза¬
ции в интервале температур ликвидус-солидус, со-
ответствуюпіей относительной доле твердой фазы (j)
и, как правило, определяемой по диаграмме состоя¬
ния железо-углерод. Интервал Т
·„
·-Т
·„д был разделен
на три участка, в которых часть выделившейся твер¬
дой фазы устанавливали согласно результатам экспе¬
риментальных замеров затвердевания реальных от¬
ливок (рис. 1). Например, установлено, что для до-
эвтектического чугуна с шаровидной формой гра¬
Т V лик СОЛ
·
·
вые охлаждения соответствуют экспериментальным,
если в интервале температур 1230-1210 °С выделя¬
ется 20 % твердой фазы, в интервале 1209-1155 °С -
10 % и в интервале 1154-1125 °С - 70 %.
Экспериментальными исследованиями выявлено
ускоренное на 20-30 % затвердевание нижней шей¬
ки по сравнению с верхней. В разработанной моде¬
ли массоперенос, вызванный «дождем кристаллов» в
нижнюю шейку, учитывали методом уменьшения те¬
© Меняйло Е.В., 2010 г.

44
плоты фазового перехода части объема металла, за-
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
ьспюченного в нижней шейке Кроме
того, введена поправка, учитывающая вы¬
fl'KllLlLT

























Рис. 1. Схема разрезки на темплеты, диски и отбора образцов (а) от вал¬
ка массой 2200 кг из чугуна с шаровидной формой графита, положения
фронта изосолидус при затвердевании и литейная форма (б), изменения
твердости (в) и плотности (г) по толщине и высоте отливки
деление теплоты фазового перехода при эв-
тектоидном превращении (с
·). Ее значение
и интервал температур выделения также
определяли с учетом экспериментальных
кривых охлаждения.
С учетом выше изложенного выполнен
расчет для валка-эталона (рис. 2), в кото¬
ром затвердевание нижней шейки практи¬
чески соответствует продолжительности
затвердевания экспериментального вал¬
ка (см. рис. 16). Ввиду отсутствия возмож¬
ности моделирования доливки расплава в
прибыль для питания усадки принимали,
что общая продолжительность затвердева¬
ния верхней шейки соответствует продол¬
жительности затвердевания эксперимен¬
тального валка.
Песчаная форма нижней шейки часто
не обеспечивает направленное затвердева¬
ние отливки из-за ускоренного затвердева¬
ния бочки валка (см. рис. 2). Снижать те-
нлоотвод в кокилированную часть формы
нецелесообразно из-за уменьшения в рабо¬
чем слое износостойких цементитных со¬
ставляющих [5]. Поэтому исследовали вли¬
яние на затвердевание металла новых кон¬
струкций форм нижней шейки: кокиля с
песчано-глинистой теплоизоляцией толщиной 20 мм
(рис. За) и наружного стального холодильника тол¬
щиной 20 мм в опоке с песчаной смесью (рис. 36).
Анализ кривых изосолидус показал, что для
уменьшения размеров теплового узла приемлемы оба
варианта, хотя в первом случае кокиль с теплоизоля¬
цией не исьспючает образования на 80 мин замкну¬
того объема расплава, изолированного от прибыли
(рис. За). Однако это происходит на последних эта¬
пах, когда основная часть отливки уже затвердела.
Поэтому по сравнению с валком-эталоном (см. рис. 2)
технология кокилирования нижней шейки реально
обеспечивает уменьшение объема скрытых усадоч¬
ных дефектов.
Второй вариант литья с наружным холодиль¬
ником, покрытым слоем краски толщиной 0,7 мм
и наружной теплоизоляцией (см. рис. 36), привле¬
кает не только возможностью получения нижней
шейки практически без тепловых узлов и усадоч¬
ных дефектов, но и низкой скоростью последующе¬
го охлаждения. Так, расчеты показали, что темпе¬
ратура на поверхности отливки через 210 мин при
литье в форму с наружным холодильником равна
859 °С, а в осевой зоне она составляет 872 °С. При ли¬
тье в кокиль с теплоизоляцией толщиной 20 мм эти
значения составляют 763 °С и 804 °С соответствен¬
но, что хуже по сравнению первым вариантом из-за
Рис. 2. Расчетные кривые положения фронта затвердева¬
ния изосолидус в валке из чугуна с шаровидной формой
графита при температуре заливки 1320 °С: 10', 30', 50', 70',
80', 90', 120', 130', 150', 170', 180' время, мин
увеличения перепада температур и термических на¬
пряжений.
Получение шеек в кокильной форме (рис. За) обе¬
спечивает снижение припусков на механическую об-
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010
45



ЛИТЕИНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
работку и трудоемкости формовоч¬
ных работ. Твердость шеек увеличи¬
вается незначительно, так как экспе¬
риментальные исследования анало¬
гичной конструкции формы бочки
валка показали небольшую глубину
обпіего отбела при толпіине стенки
кокиля 25 мм [5].
На затвердевание верхней шей¬
ки и прибыли изменение конструк¬
ции формы нижней шейки оказыва¬
ет небольшое влияние (рис. За, б).
Однако, как отмечено выше, направ¬
ленное затвердевание верхней шей¬
ки и прибыли обеспечивает ком¬
бинированный электродуговой-
электрошлаковый обогрев зеркала
металла прибыли нерасходуемыми
графитированными электродами.

Выводы
1. Для исьспючения образова¬
ния тепловых узлов и усадочных
дефектов в нижних шейках про¬
катных валков целесообразно ниж¬
нюю шейку выполнять в кокиле с

а б
Рис. 3. Расчетные кривые положения фронта затвердевания изосолидус в вал¬
ке из чугуна с шаровидной формой графита при температуре заливки 1320 °С:
а - нижняя шейка выполнена в кокиле с песчано-глинистой теплоизоляцией толщи¬
ной 20 мм; б - нижняя шейка выполнена из наружного стального холодильника толщи¬
ной 20 мм в опоке с песчаной смесью; 10', 30', 50', 70', 80', 90', 100', 120', 130', 150', 170',
180' время, мин
песчано-глинистой теплоизоляцией толпіиной 20 мм.
2. Равноценным вариантом решения поставлен¬
ной цели является формовка нижней шейки с наруж¬
ным холодильником толпіиной 20 мм.

Библиографический список
1. Хрычиков в.е., Котешов Н.П. Влияние комби¬
нированной кокильно-песчаной литейной формы
на затвердевание и формирование макрострукту¬
ры в крупных отливках из высокопрочного чугуна
// Литейное пр-во. - 1994. - № 12. - С. 12.
2. Хрычиков В.Е. Термокинетические условия обра¬
зования усадочных дефектов в чугунных прокатных
3. Хрычиков В.е., Будагьянц Н.А., Камкин В.П.
и др. Комбинированный электродуговой-электро¬
шлаковый обогрев прибылей чугунных прокат¬
ных валков // Металлург и горноруд. пром-сть. -
2001.-№2.-С. 38-43.
4. Лейбензон В.А., Пилюшенко В.Л., Кондратенко
В.М. и др. Затвердевание металлов и металли¬
ческих композиций / Учебник для вузов. - К.:
Наукова думка, 2009. - 410 с.
5. Кривошеев А.Е. Литые валки. - М.: Метал-
лургиздат, 1957. - 360 с.

Поступила 04.10.2010
валках // Процессы литья. - 1996.- № 1. - С. 24-31.







В РЕДАКЦИИ МОЖНО ЗАКАЗАТЬ ЭЛЕКТРОННУЮ
ВЕРСИЮ ЖУРНАЛА

стоимость электронного варианта - 200 грн.,
стоимость печатного варианта - 400 грн.

контактный телефон, факс 0562-46-12-95








46







© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



A

УДК 621.735
Данченко В.Н. /д.т.н./, Ашкелянец А.В.
НМетАУ





ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

Наука
Шрамко А.В. /к.т.н./
ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ»
Исследование влияния режимов деформирования при свободной
осадке цилиндрических заготовок на степень их овализации
в работе представлены результаты экспериментальных исследований влияния наружного
угла конусности (а) кольцевого конусного инструмента на формоизменения цилиндрической
заготовки с отношением H/D = 1. Данный инструмент используется для получения свободной
ковкой поковок круглых, в плане имеющих один или два уступа. Ил. 2. Табл. 1. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: режим, деформация, свободная осадка, степень овализации, пуансон,
заготовка, уступ

Results of experimental research into effect of cone angle (a) of ringed cone tool on forming of cylindrical billet
with ratio H/D - 1 are presented in this work. The specified tool is used for production of round forgings by smith
forging

Keywords: regime, deformation, free upset, elongation extent, movable die, billet
Введение
В последнее время развитие технологических
схем горячего многонереходного деформирования за¬
готовок железнодорожных колес на этане их объем¬
ной штамповки определяется стремлением произво¬
дителей снизить затраты на производство без потери
качества колес, в частности, за счет снижения расхо¬
дов на штамповый инструмент. В связи с этим на не¬
которых предприятиях на первом переходе деформи¬
рования заготовки используются схемы, предусма¬
тривающие свободную осадку заготовок фигурны¬
ми пуансонами или фасонированными плитами, т.е.
без использования калибровочных колец в сравне¬
нии с ьспассическими схемами [1]. В этом случае осо¬
бую актуальность приобретают вопросы, связанные с
равномерностью распределения металла по перифе¬
рии заготовки после ее осадки, обусловенные необ¬
ходимостью обеспечения допустимых значений экс¬
центриситета ступицы и обода обода колеса, т.е. во¬
просы, связанные с неравномерностью деформации
металла заготовки как в осевом, так и в радиальном
направлениях.
Состояние вопроса
Принято считать, что неравномерность течения
металла является результатом неодинаковых зна¬
чений величины пластической деформации в раз¬
личных точках его объема. Наблюдаемая при осад¬
ке колесных заготовок технологическая неравномер¬
ность деформации есть результат влияния на харак¬
тер деформирования металла всех разновидностей
неравномерности. Все множество причин, приводя¬
щие к различным видам неравномерности деформа¬
ции, можно условно разбить на две основные группы:
причины, обусловленные природой металла и при¬
чины, связанные с силовыми условиями и режимами
деформирования [2].
Для производителей железнодорожных колес наи¬
более интересны результаты исследований влияния

) Данченко В Н., Ашкелянец А.В., Шрамко А.В., 2010 г.
второй группы причин на геометрические параметры
осаженной заготовки, так как она охватывает прак¬
тически все разновидности неравномерности (ис¬
кусственную, макроскопическую, геометрическую
и физическую). Кроме этого, ко второй группе при¬
чин относятся величина контактного трения, форма
и размеры инструмента, величина скорости деформа¬
ции, температура металла, форма и геометрические
размеры исходной заготовки, т.е. практически все
контролируемые параметры технологического про¬
цесса горячей объемной штамповки. Следовательно,
варьируя указанные параметры или группу параме¬
тров, можно модифицировать процесс деформирова¬
ния заготовки для достижения требуемого результата.
Одним из крайне нежелательных результатов тех¬
нологической неравномерности деформации во вре¬
мя свободной осадки заготовки является ее овализа-
ция. При достаточно большой величине овализации
заготовки последующая штамповка полнопрофиль¬
ной колесной заготовки в закрытом штампе в боль¬
шинстве случаев не приводит к устранению этого де¬
фекта, и после раскатки заготовки на колесопрокат¬
ном стане обуславливает образование эксцентрично¬
сти стуницы и обода, а также разностенности ступи¬
цы колеса после его механической обработки.
Известные исследования, направленные на изу¬
чение с помощью методов математического модели¬
рования процесса свободной осадки цилиндрической
заготовки фигурными пуансонами или фасонирован¬
ными плитами, не дают однозначного ответа на во¬
прос о зависимости величины овальности свободно
осаженной цилиндрической заготовки и конфигура¬
ции штамнового инструмента [3, 4]. По результатам
указанных исследований можно сделать следующие
заьспючения:
1. Геометрическая неравномерность деформации,
причиной которой являются овализация исходной за¬
готовки, косина ее торцов и смещение ее центра от оси
штамповки, не является единственной основной при¬
чиной овализации заготовки во время ее осадки [3].
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
47



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица. Средние значения диаметров (Dep.) и овализации (Д Dep.) образцов ноеле их оеадки
фигурными нуанеонами








2. Результаты моделирования процесса свободной
осадки выпуьспыми продолговатыми плитами цилин¬
дрического образца с отношением H/D = 2 из стали
марки 15Г2 показывают зависимость отношения мак¬
симального и минимального диаметров образца, из¬
меренных во взаимно перпендикулярном направле¬
нии, т.е. овализация образца от степени его деформа¬
ции и радиуса выпуьспости плит. При этом с умень¬
шением радиуса плит и одинаковой степени дефор¬
мации величина овализации заготовки возрастает [4].
Однако, учитывая то обстоятельство, что процесс
осадки моделировался для условий, в которых проис¬
ходит двойное бочкообразование и диаметры измеря¬
лись в средней цилиндрической зоне образца, из ко¬
торой происходит подпитка металлом зон бочкообра-
зования, а также то, что выпуьспые осадочные пли¬
ты имели продолговатую, а не сферическую поверх¬
ность, правомерность применения полученных ре¬
зультатов к условиям осадки более низких образцов
с отношением H/D < 1 симметричными коническими
пуансонами или фасонированными плитами, т.е. про¬
цесс осадки колесной зоготовки требует уточнения.
Таким образом, для выявления зависимости вели¬
чины овализации осаженной колесной заготовки от
режимов ее деформирования (степени деформации,
формы штампового инструмента) требуется проведе¬
ние дополнительных исследований.
Физичеекое моделирование свободной осадки
цилиндрического образца фигурными нуанеонами
Физическое моделирование процесса свобод¬
ной осадки колесной заготовки проводилось на свин¬
цовых образцах марки С1 диаметром 40 мм с высо¬
той заготовки 40 мм, т.е. с отношением H/D = 1. Вы¬
бор свинца в качестве материала для образцов обу¬
словлен тем, что формоизменение заготовки из свин¬
ца марки С1 реологически подобно формоизмене¬
нию заготовки при горячем деформировании колес¬
ной стали в области температуры штамповки. Исхо¬
дная свинцовая заготовка была получена прессовани¬
ем с коэффициентом вытяжки, равным 3,8, что обе¬
спечивало отсутствие исходной овализации исполь¬
зованной заготовки.
Осадка образцов осупіествлялась пуансона¬
ми сложной формы на универсальной испытатель¬
ной машине ГМС-50, которая является контрольно-
измерительным прибором и предназначена для ста¬
тических испытаний на растяжение, сжатие и изгиб.
В качестве пуансонов использовались «врезные
кольца» (рис. 1) с углом а, равным 15° и 45° и отвер¬
стиями 0 15 мм и 0 25 мм с углом наклона внутрен¬
ней поверхности р = 6°.








"П к п лкі I п
























Рис. 2. Образцы после осадки фигурным пуансоном
Осадка свинцовых образцов (каждый опыт дую-
лировался 3 раза) выполнялась на величину, равную
2/3 первоначальной высоты, что соответствует вели¬
чине осадки колесной заготовки на первом этапе ее
деформирования. После осадки на образцах были из¬
мерены верхний (D ) и нижний (D ) наружные

· г V нар.в/
· нар.н.''
·
диаметры (рис. 2). Измерения проводились в 4-х диа¬
метрально противоположных плоскостях.
После усреднения результаты замеров представ¬
лены в таблице.
Как видно из представленных в таблице резуль¬
татов исследований процесса свободной осадки ци¬
линдрического образца с отношением H/D = 1, уве¬
личение угла а нуансона приводит к заметному (на
20-50 %) снижению величины овализации осажен¬
ного образца (Д Dep.) с одновременным ростом его
диаметра. К аналогичным результатам при одинако¬
вых углах а приводит увеличение диаметра плоского
участка пуансона (в данном случае диаметра отвер¬
стия - DoTB.), что особенно заметно на нижнем диа¬
метре образца (Dnap. п.).

Выводы
С помош,ью физического моделирования процес¬
са осадки цилиндрической низкой заготовки пуансо¬
нами, имеюш,ими форму усеченного конуса, показа¬
на зависимость величины овальности осаженной за¬
готовки от формы пуансона.
48
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Библиография
1. Данченко В.Н., Дыя X., Шрамко А.В. Выбор тех¬
нологической схемы многонереходной штамповки
заготовок железнодорожных колес // Металлург и
горноруд. нром-сть. - 2010. - № 1. - С. 58-61.
2. Охрименко Я.М., Тюрин В.А. Теория процес¬
сов ковки. - М.: Высшая школа, 1977. - 295 с.
3. Кушнарев А.В., Богатов А.А., Кропотов В.А.
Математическое моделирование черновой и чи¬

используемых при производстве железнодорож¬
ных колес // Кузнечно-штамповочное производ¬
ство. - 2010. - № 1.-С. 34-38.
4. Кухарь В.В., Короткий С.А., Бурко В.А., Моде¬
лирование формоизменения металла нри осадке
цилиндрических заготовок выпуьспыми продол¬
говатыми плитами // Вестник Хмельницкого на¬
ционального унивеситета. - Хмельницкий: ХНУ,
2008.-№ 5.-С. 204-208.
стовой штамповки непрерывнолитых заготовок,
Поступила 06.09.2010





УДК 621.771 Наука
Огинский и. К. /к.т.н./
НМетАУ
Взаимосвязь деформационных и кинематических
параметров прокатки
Выполнен анализ кинематических и деформационных особенностей течения металла в
очаге деформации при прокатке, выявлены особенности течения металла в диапазоне больших
и малых значений коэффициентов вытяжки. Анализ особенностей кинематических проявлений
в области больших значений коэффициентов вытяжки позволяет расширить представления
о закономерностях течения металла и получить дополнительную информацию к раскрытию
нерешенных вопросов теории прокатки. Ил. 2. Библиогр. : 5 назв.

Ключевые слова: прокатка, параметры, очаг деформации, прилипание, опережение, вытяжка

The analysis of kinematic and deformation characteristics of metal flow in the deformation zone during rolling
is carried out, the characteristics of metal flow in the range of large and small values of the reduction ratio ar
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Процесс прокатки содержит многообразие объ¬
емных проявлений и в то же время теория прокат¬
ки включает ограниченное число параметров, кото¬
рые характеризуют объемные перемепіения металла
в пределах очага деформации. Ограниченное число
объемных параметров свидетельствует о недостаточ¬
ном уровне знаний о природе объемных преобразо¬
ваний в очаге деформации, в частности, о супіеству-
юпіих взаимосвязях между деформационными и ки¬
нематическими параметрами прокатки. Процесс про¬
катки весьма сложный, объемные преобразования
скрыты и недоступны для прямого изучения, но этой
причине многие выводы относительно объемных пе-
ремепіений выполняются на основе закономерностей
контактного взаимодействия [1, 2 и др.]. Сведения об
объемных преобразованиях в очаге деформации при
прокатке, полученные на основе контактного взаи¬
модействия металла с валком, являются неполными
и по причине недостаточности информации выводы
не всегда адекватно отражают явления, происходя-
піее в объеме очага деформации. Следствием сказан¬
ного являются спорные положения, противоречия и
©Огинский и. К., 2010 г.

нерешенные задачи в современной теории прокатки,
о чем говорится в [3, 4 и др.]. Исследователями пред¬
принимаются попытки решить проблемные вопросы
теории, но часто это происходит опять-таки на осно¬
ве закономерностей контактного взаимодействия [4].
Целью настояпіей работы является анализ кине¬
матических и деформационных особенностей очага
деформации при прокатке, выявление закономерно¬
стей течения металла. В основе предлагаемых подхо¬
дов лежат физические признаки течения металла при
прокатке и уточненные представления о характере
кинематического взаимодействия металла с валком.
На основе установления взаимосвязей деформаци¬
онных и кинематических параметров прокатки ста¬
новится возможным внести уточнения в недостаточ¬
но раскрытые вопросы теории прокатки и в конечном
итоге достичь необходимой точности решения нри-
ьспадных задач.
К числу объемных параметров процесса прокат¬
ки можно отнести условия сохранения объема и по¬
стоянства секундных объемов, в какой-то мере, и фак¬
тор формы. Первое условие, строго говоря, не являет¬
ся технологическим параметром, поскольку оно исхо-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

49



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
дит из свойств материала. Фактор формы (отношение
длины очага деформации к средней высоте раската
h
·) является в большей степени ьспассификационным
признаком и дает представление об относительной
высоте очага деформации, в технологических расче¬
тах он не нашел прямого использования.
Условие постоянства секундных объемов записы¬
вают в виде [5]
KK=V,F
·=KF,. (1)
Его обычно применяют в виде равенства двух
крайних членов
V.Fo=V,F„ (2)
которое позволяет использовать другое соотно¬
шение
V
·=V,FJF,=V,A (3)
Условие постоянства секундных объемов можно
назвать условным объемным параметром, посколь¬
ку он включает плопіади, объем (в привычном пони¬
мании) в условие постоянства секундных объемов не
входит. Более точным было бы назвать выражение
(1) и (2) постоянством секундных плопіадей. В дру¬
гом виде (равенство первого и среднего или среднего
и третьего членов) условие имеет ограниченное при¬
менение, поскольку четкой взаимосвязи между ско¬
ростью и плопіадью поперечного сечения раската в
пределах очага деформации не выявлено.
Причина отмеченных выше различий во мнениях
часто в том, что исследователи делают обобш:аюш,ие
выводы на основе результатов, которые применимы
для частных случаев - для условий, в которых они
(результаты) получены. В частности, большинство
исследователей проводили эксперименты, исполь¬
зуя ограниченный диапазон вытяжек X = 1,2-1,5. Ука¬
занный диапазон является наиболее применяемым
на практике, он представляет наибольший интерес, и
действия исследователей по этой причине полностью
оправданы, но в то же время в названном диапазоне
становятся малозаметными некоторые подробности
известных кинематических особенностей. К таким
особенностям относятся кинематические проявления
на контакте - скольжение и прилипание. При боль¬
ших углах захвата и малых коэффициентах вытяжки
разница между скоростью металла на входе в очаг де¬
формации и горизонтальной проекцией скорости вал¬
ка невелика, и это позволяет считать суш:ествуюш,ие
объяснения названных кинематических проявлений
достаточно убедительными. В теории прокатки при¬
нято считать, что входная часть валков является втал-
киваюпіей металл в очаг деформации, в выходной ча¬
сти валков излишек вталкиваюпіих сил реализуется
в виде опережения. При этом во внимание мало при¬
нимается тот факт, что скорость валков (и в частно¬
сти, ее горизонтальная проекция) практически всег¬
да выше, чем скорость металла, и валки не могут соз¬
дать фрикционное сцепление с металлом для его про¬
талкивания вглубь очага деформации. Но в объясне¬
ния вьспючается тот факт, что названная разница ско¬
ростей невелика и она становится enje меньше за счет
возникновения опережения. Дополнив сказанное об¬
разованием уширения, объяснение приобретает за¬
конченный вид. Но оно становится недостаточным
для объяснения закономерностей, о которых говорит
автор [3, 4].
Решая стояпіую задачу, имея целью отразить наи¬
более обш,ие кинематические закономерности, не бу¬
дем вводить ограничения в диапазон изменения ис¬
следуемых параметров, ограничимся лишь практиче¬
ски возможными интервалами, в частности, услови¬
ями захвата. Одновременно сократим число параме¬
тров, оставив те, которые в наибольшей степени вли¬
яют на деформационно-кинематическую ситуацию.
В этой связи из числа деформационных параметров
выделим коэффициент вытяжки X, а из кинематичес¬
ких - скорость металла V и валков $
·. Горизонталь¬
ная составляюш,ая скорости валков будет принимать
значения: $ва - в плоскости входа в очаг деформа¬
ции, $д в плоскости выхода из очага деформации.
Соответственно, горизонтальная составляюш,ая ско¬
рости металла: $о - на входе в очаг деформации, Vj
на выходе из очага деформации. Базовые положения
теории прокатки получены без учета объемных пере-
мепіений металла в очаге деформации, это является
одной из причин возникновения спорных положений
и противоречий в теории, о которых говорит автор ра¬
бот [3, 4]. Автор в работе [4] справедливо отмечает
неустановленные взаимосвязи между опережением,
уширением и вытяжкой: «Несмотря на многочислен¬
ные исследования, в теории прокатного производства
сохранились противоречия относительно взаимоза¬
висимости основных показателей процесса». Автор
в своих работах затрагивает также вопросы прилипа¬
ния во взаимосвязи с названными выше параметрами,
в части зависимости опережения от относительно¬
го обжатия [4] говорит следуюпіее: «...Отмечен ано¬
мальный рост опережения при повышенных обжати¬
ях, который не может быть объяснен с позиции со¬
временной теории прокатки». Автор [4], делая шаги в
направлении решения проблемных вопросов, опира¬
ясь при этом на базовые положения теории, одновре¬
менно высказывает положения, которые воспринима¬
ются неоднозначно и тоже могут быть расценены как
спорные, причина такого положения в недостаточно
полном объеме достоверных базовых знаний в тео¬
рии прокатки. На основании вышесказанного, прини¬
мая во внимание недостаточный уровень знаний в ча¬
сти взаимосвязей, отмеченный автором работ [3, 4],
принимаем допупіение, что опережение отсутствует
(S = 0). Тем самым мы вводим погрешность, соизме¬
римую с величиной опережения, названная погреш¬
ность достаточно прогнозируема по своей величине
и составляет несколько процентов. На том же основа¬
нии принимаем также, что отсутствует уширение, т.е.
АЬ = 0.
Если А/) = О, то Я = . (4)
В свою очередь К
h.+Ah.
·R.. ,
Я = -= 1 + 2 (1 - cos а) . (5)
\ /Zj
Выражение (5) позволяет построить графики,
представленные на рис. 1. На них отражена зависи-
50
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО











24 * 30
·
(п/7,5) (п/6)
4)--12 5)а
9)2
Рис. 1. Зависимость коэффициента вытяжки Л и отношения
В Всс
средних коэффициентов вытяжки (Л < 1,5)
мость коэффициента вытяжки X от параметров про¬
катки - угла захвата а и отпошепия Графики
построены для диапазона коэффициентов вытяжки,
наиболее часто встречающихся на практике, <1,5.
Кривые 1-9 на рис. 1 отражают деформационную кар¬
тину процесса прокатки, характер изменения гори¬
зонтальных проекций скорости валка на входе в очаг
деформации определяется соотношением


Ка COS а
Сравнивая диапазоны изменения
· и , вид¬
но, что они несоизмеримы по своим численным зна¬
чениям. Диапазон изменения коэффициента вытяжки
может быть значительно большим, нежели тот, кото¬
рый представлен на рис. 1. Максимальное значение
правой части выражения (6) в большинстве случаев
не превышает 1,155 (угол контакта 30°), в то время
как коэффициент вытяжки может превысить указан¬
ное число на порядок. Для случаев прокатки с боль¬
шими коэффициентами вытяжки (к <5) приведены
графики на рис. 2. Качественная картина (превыше¬
ние коэффициента вытяжки над отношением )
сохраняется во всем диапазоне изменения углов за¬
хвата а и отношения R/h
·. При сопоставлении ди¬
апазонов изменения X и не может остаться
без внимания тот факт, что нри сколь угодно больших
численных отличиях названных величин скорости
металла и валков всегда соизмеримы, т.е.
Рис. 2. Зависимость коэффициента вытяжки Л и отношения
$п/$,, от параметров прокатки. Область больших
значений коэффициентов вытяжки (Л < 5)
И быть зависимым от установленных взаимосвязей.
Выявленные взаимосвязи позволяют получить до¬
полнительную информацию к разрешению проблем¬
ных вопросов, о которых говорит автор работ [3, 4].
Установив взаимосвязи между намеченными па¬
раметрами очага деформации, можно подходить к
установлению новых взаимосвязей, рассматривая во¬
просы прилипания и опережения. Названные явления
необходимо рассматривать не только с позиций кон¬
тактного взаимодействия металла с валком, но и на
основе объемных перемепіений металла в очаге де¬
формации. Причем первоочередным является рас¬
смотрение физической сути и механизма образования
прилипания, поскольку опережение во многом явля¬
ется вторичным фактором по отношению к прилипа¬
нию. Следуюш,им этапом может стать выявление но¬
вых закономерностей во взаимосвязи с уширением.
Названные вопросы выходят за рамки настояпіей ра¬
боты.

Выводы
Выполнен анализ кинематических и деформаци¬
онных особенностей течения металла в очаге дефор¬
мации при прокатке, выявлены особенности течения
металла в диапазоне больших и малых значений ко¬
эффициентов вытяжки. Установлено, что супіеству-
юш,ие в теории прокатки объяснения деформацион¬
ных и кинематических особенностей процесса про¬
катки, построенные на области сравнительно малых
V
' м
·

(7)
значений коэффициентов вытяжки, дают неполное и
не всегда достоверное представление о характере на¬
званных особенностей. Анализ особенностей кине¬
Коэффициент вытяжки может превысить отноше¬
ние в несколько раз и названное превышение
не может быть полностью реализовано в виде опере¬
жения металла относительно валков, иначе бы оно
многократно превышало бы скорость валка. Превы¬
шение Х над отношением реализуется в виде
интенсивного обгона валка на участке дуги контакта,
который принято называть зоной отставания. Назван¬
ную зону правильно было бы назвать зоной ускоре¬
ния металла. Механизм формирования опережения в
отдельных областях диапазона возможных вытяжек и
скоростных режимов может иметь свои особенности
матических проявлений в области больших значений
коэффициентов вытяжки позволяет расширить пред¬
ставления о закономерностях течения металла и по¬
лучить дополнительную информацию к раскрытию
нерешенных вопросов теории прокатки. На осно¬
ве установления закономерностей деформационных
и кинематических параметров прокатки становит¬
ся возможным внести уточнения в недостаточно рас¬
крытые вопросы теории прокатки и в конечном ито¬
ге достичь необходимой точности решения приклад¬
ных задач. Использование установленных закономер¬
ностей позволяет расширить представление о физи-
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
51



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
ческой стороне процесса прокатки, более корректно
формулировать начальные условия и, тем самым, по¬
высить точность расчетов кинематических параме¬
тров прокатки.

Библиографический список
1. Контактное трение в процессах обработки ме¬
таллов давлением /А.Н. Леванов, В.Л. Колмого¬
ров, С.П. Буркин и др. - М.: Металлургия, 1976.
-416с.
2. Тарновский И.Я., Леванов А.Н., Посеваткин
М.И. Контактные напряжения при пластической
3. Долженков Ф.Е. О некоторых противоречи¬
ях современной теории прокатки // Сучасні про-
блеми металургіі. Наукові вісті. Том 5. Пластична
деформація металів. - Дніпропетровськ: Системні
технологіі, 2002. - С. 121-124.
4. Долженков Ф.Е. Уширение, опережение и вы¬
тяжка при продольной прокатке (О некоторых
противоречиях современной теории прокатки) //
Изв. вузов. Черная металлургия. - 2003. - № 5. -
С. 41-44.
5. Грудев А.П. Теория прокатки. - М.: Металлур¬
гия, 1988.-239 с.
деформации. -М.: Машиностроение, 1966.-279 с.
Поступила 05.10.2010


УДК 621.771
Николаев В.А. /д.т.н./, Васильев А.А.
Запорожская государственная инженерная академия
Взаимосвязь деформационных и кинематических
параметров прокатки
Приведены результаты теоретических исследований параметров процесса прокатки при
использовании одновалкового привода. Показано влияние обжатия, шероховатости валков и
скорости прокатки на коэффициент трения, опережение и среднее нормальное контактное
напряжение при симметричной и несимметричной прокатке (с одним приводным валком). Показана
возможность использования одновалкового привода на участках переходных процессов, для
улучшения качества полос и снижения отходов металла в обрезь. Ил. 3. Табл. 2. Библиогр. : 8 назв.

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

Results of theoretical investigation of rolling process parameters when usin
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·s, forward slip, reduction


Наука
Введение
Для улучшения технико-экономических показате¬
лей работы станов холодной прокатки полос необхо¬
дима разработка и применение технологий, обеспечи-
ваюпіих снижение продольной разнотолпіинности по¬
лос на участках переходных процессов (участок пе¬
реднего конца полосы; участок прохождения сварного
шва; участок выпуска заднего конца полосы из стана).
Анализ практических данных
Основным недостатком процесса холодной прокат¬
ки тонких полос является супіественное влияние ско¬
рости валков на контактные касательные напряжения,
на усилие и мош,ность прокатки, а следовательно, и на
толш,ину прокатываемой полосы. Особенно это влия¬
ние проявляется в переходных процессах при сниже¬
нии окружной скорости валков до %<5 м/с для выпуска
заднего конца полосы и прокатки участка сварного шва.
Повышение энергосиловых параметров при %<5 м/с об¬
условлено увеличением коэффициента трения и кон¬
тактных касательных напряжений.
I Николаев В.А., Васильев А.А., 2010 г.
Компенсировать влияние контактного трения в
переходных процессах на толпіину полосы можно
различными способами, в том числе:
-применением дополнительного обжатия утол-
піенных участков полосы в двух или во всех ьспетях
стана;
- применение эффективной технологической
смазки на локальных участках полосы;
-использование несимметричного процесса в пе¬
риод снижения скорости валков при прокатке утол-
піенных участков полосы.
Первый метод с точки зрения снижения продоль¬
ной разнотолпіинности эффективен, но одновремен¬
но с применением дополнительного обжатия про¬
исходит увеличение коэффициента трения, усилия
и мопіности прокатки, модуля жесткости полосы, а
также поперечной разнотолпіинности полос. Вто¬
рой способ обеспечивает устранение небольшой про¬
дольной разнотолпіинности, но приводит к некоторо¬
му загрязнению поверхности полосы.
Наиболее рациональными являются такие спосо-

52

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 1. Расчет параметров при симметричном процессе прокатки (Н = 2 мм, % = 1 м/с, Ra = 1 мкм,
при S = 0,1-0,4)










бы воздействия на толщину
полосы в переходных процес¬
сах, которые позволяют сни¬
зить усилие прокатки в пере¬
ходных процессах без ухуд¬
шения качества поверхно¬
сти полосы. К таким мето¬
дам относятся несимметрич¬
ные процессы прокатки. На¬
пример, применение прокат¬
ки утолщенных участков по¬
лосы в переходных процессах
в ьспетях со скоростной несим¬
метрией деформации полосы
Рис. 1. Влияние относительного обжатия на параметры симметричного и несимметрич¬
ного процесса прокатки с одним приводным валком: Н = 2 мм; % = 1 м/с; 1 мкм
позволяет уменьшить влияние контактных касатель¬
ных напряжений и, следовательно, нормальных кон¬
тактных напряжений, усилий прокатки и толщины
полосы [1,2].
Так, при несимметричной прокатке тонких полос
в ьспети с одновалковым приводом усилие прокатки
в ряде случаев оказывается на 10-50 % меньше, чем
при прокатке с приводом на оба валка [1]. При про¬
катке алюминиевых полос в ьспети с одновалковым
приводом в контакте с холостым валком существен¬
но снижается коэффициент трения до f « 0,062 и воз¬
растает угол критического сечения (yj до у
·а = 0,4-
0,55 [2], подобно протягиванию металла через роли¬
ковую волоку (а-угол контакта; у
·- угол критического
сечения со стороны холостого валка). На контакте с
приводным валком при относительном обжатии в>0,2
коэффициент трения составляет 0,11, а отноше¬
ние у
·
·/а = 0,1-0,2 (технологическая смазка - эмуль-
сол Т). Увеличение отношения у
·а со стороны холо¬
стого валка происходит вследствие принудительного
транспортирования полосы приводным валком, соз¬
дающим в слоях металла со стороны холостого валка
продольные растягивающие напряжения. При симме¬
тричной прокатке алюминиевых полос в приводных
валках диаметром D = 100 мм коэффициент трения
при S = 0,2-0,3 составляет f = 0,063-0,079 [3], что за¬
метно меньше, чем на приводном валке и несколько
больше, чем на холостом валке.
Таким образом, при прокатке в ьспети с одним
приводным валком средний коэффициент трения в
1,07-1,35 раза больше, чем при симметричной про¬
катке в двух приводных валках. Это способствует по¬
вышению средних нормальных напряжений в очаге
деформации. С другой стороны, при прокатке с од¬
новалковым приводом вследствие различия коэффи-
циентов трения и кинематических параметров дефор¬
мации [4] возникает скоростная несимметрия, и для
в>0,2 отношение скоростей составляет = 1,06-
1,11, что обусловливает возникновение в очаге де¬
формации продольных напряжений растяжения, до¬
статочных для снижения нормальных контактных на¬
пряжений (Vjj и - скорости слоев полосы со сторо¬
ны, соответственно, приводного и холостого валков).
Кроме того, само по себе изменение нротяженно-
сти зон отставания и опережения на дуге контакта из¬
меняет значения средних контактных касательных, и
следовательно, нормальных контактных напряжений.
Это происходит вследствие различия величин каса¬
тельных контактных напряжений в указанных зонах.
Так, по данным исследований приведенных в рабо¬
те [5], при //h
·
·= 3,0-6,6 средние касательные напря¬
жения в зоне отставания в 1,86-3,0 раза больше, чем
в зоне опережения. Очевидно, это обусловлено тем,
что на контакте в зоне отставания металл течет про¬
тив направления движения поверхности инструмен¬
та (валка), тогда как в зоне опережения - по направ¬
лению движения поверхности валка, где сопротивле¬
ние скольжению меньше. Эти особенности трения в
очаге деформации не учитываются известными тео¬
ретическими формулами. Следовательно, уменьше¬
ние длины зоны отставания (увеличение у/а), в неко¬
торой степени, способствует снижению средних нор¬
мальных контактных напряжений.
Совместное воздействие на напряженное состо¬
яние рассмотренных трех факторов и определяет в
итоге различие средних нормальных контактных на¬
пряжений (усилий) при прокатке с одним приводным
валком и с двумя приводными валками. В зависимо¬
сти от условий деформации усилие прокатки с одним
приводным валком может быть меньше, чем при ис-
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
53




ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 2. Расчетные параметры несимметричного процесса прокатки (Н = 2 мм, % = 1 м/с,
Ra = 1 мкм, при S = 0,1-0,4)
































пользовании двухвалкового привода
клети.
Эффективность деформации ме¬
талла в ьспети с одновалковым при¬
водом можно оценить по теоретиче¬
ской модели, предоставленной в ра¬
боте [2]. При использовании итера¬
ционного процесса модель позволя¬
ет рассчитать геометрические, кине¬
матические и энергосиловые параме¬
тры прокатки. Алгоритм расчета пре¬
доставлен ниже.
В первую очередь рассчитывают
среднее в очаге деформации значе¬
ние коэффициента трения f, исполь¬
<Т/Р,







Рис. 2. Влияние относительного обжатия на параметры симметричного и несим¬
метричного процесса прокатки с одним приводным валком: Н = 2 мм; % = 1 м/с;
R = 5 мкм
зуя модель для симметричного процесса прокатки [3
6]. Принимаем

/ях =0'5(
·
·+/
·);
Средний коэффициент прив>0,1 не зависит от
относительного обжатия вив первом приближении
по экспериментальным данным [2] равен = (0,111-
0,124)/(0,063-0,07) « 1,75. Средний коэффициент

=
ІПР
fx

; fnp = fx

(1)
трения Уду в несимметричном процессе несколько
больше, чем в симметричном, очевидно, вследствие
увеличения зоны отставания на приводном валке и

л =

(І + с
·)

/ях«1,25/,
увеличения скорости скольжения на контакте.
Углы критического сечения в несимметричном
процессе прокатки определяем из условия равнове¬
где Уду , fjjp, - коэффициенты трения, соот¬
ветственно, средний в очаге деформации, со стороны
приводного и холостого валков; f- коэффициент тре¬
ния в симметричном процессе.
сия горизонтальных (продольных) сил с учетом вли¬
яния внутренних продольных растягивающих напря¬
жений на очаге деформации и влияние сил трения в
нодшипниках рабочего и опорного валков [2]:

54

Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
- для приводного валка (В = 1)
Рп
· sin (Рп-Р
·- sin (р
· +
· cos .

равнодействующих сил при несимметричнои прокат¬
ке; Ahjj Ahx - величины обжатий со стороны приво¬
дного и холостого валков (для двух валков); п
·,п
·,
- коэффициенты несимметрии, равные

I К„
- для холостого валка (В = 1)
= (2)
Рх
·х
_ .
КоэффиЩиёі&і Hjj и гі
· влияния не&мметрии
деформации найдем из выражений [2]
Р„-sin#.,+Г,,
·


·/„г
·'ф) + с
·х'А = 0, (3)
где Р. - усилие прокатки; Т.
· и Т.
· - силы тре¬
ния, соответственно, в зонах отставания и опереже¬
ния; а. - углы контакта; (р
· - угол, соответствую¬
щий точке приложения сил на дугах контакта валков;
- углы критического сечения в очаге деформации;
yj - коэффициенты внешнего трения на контактных

2f,(
·-slS)



Н'
где S - опережение при симметричном процессе
прокатки; и - величины опережений, соответ¬
ственно, со стороны холостого и приводного валков.
Величины опережений и определяют из вы¬
ражений
поверхностях очага деформации; fj и f
·j - коэф¬
фициенты трения в шейках, соответственно, рабоче¬
5
·=5 + 0,5(
·-1);
=5-0,5(1-
·), (8)
го и опорного валков; и - радиусы шеек, соот¬
ветственно, рабочего и опорного валков; - ради¬
ус приводного рабочего валка; Rq - радиус опорного
$тт
где
ны, соответственно, приводного и холостого валков.
валка; Huh- толщина полосы до и после прокатки;
<7
· - внутренние продольные растягивающие напря¬
Отношение
$г.

предварительно определяют из
жения; В - ширина полосы; і - индекс для приводно¬
го валка «П», для холостого валка «X».
После традиционного решения и преобразований
уравнений (1) и (2) получим (с учетом внешнего на¬
работ [2]
' X


· = 1 + 0,285гг,
%'


(9)
тяжения)




· J ПР J ПР
·х
где в - относительное обжатие.
Расчет средних нормальных напряжений на вал¬
ках выполняют по формулам [2]


а„-Н <7,П
"
·fnp ' Рп '
·fnx ' Рср.н '
·



(4)
Рп = Рх =
Pep . _ Pep .
{\ + П„) (1 + %)
Рх
Рп



(10)
Рср ~ ' fn '
·
·срУ
V Г1 W I
9 f f /? /?
где - среднее нормальное контактное напря¬
жение в симметричном процессе; р
·рн ' среднее
нормальное контактное напряжение при несимме¬
(Ті/г(1-
·)
a
·-h (7,h

·fx-PxRx
·fnx- Рср.н '
·


(5)
тричной прокатке; <7ф - сопротивление металла де¬
формации; - показатель трения; - средняя тол¬
щина полосы в очаге деформации; C
·
· - коэффициент,
зависящий от величины коэффициента трения [2, 3].

· Щп '
·п 0,9 ·
· · ct
·j , (Рх W '
·X '
По формулам работы [2] рассчитывают величины
абсолютных обжатий со стороны каждого из валков

а =


Ur

'
·К-
·х

А/г_у
А/г
(1 + т'%х/$п)

Ah„ = Ah-Ah
·. (И)
где сГд и CTj - напряжения, соответственно, задне¬
го и переднего натяжений; /ду - средний коэффици¬
ент трения в очаге деформации; р
·
· - среднее нор¬
мальное контактное напряжение в очаге деформации;
R - средний радиус рабочих валков; у/ - коэффици¬
ент положения равнодействующей при симметричной
прокатке [3]; y/jj и у/
· - коэффициенты положения
В формулы для расчета длины дуги контакта и ра¬
диуса валков с учетом упругих деформаций валков
и полосы [3] подставляют удвоенные значения А/г
·
и Ah
· . По расчетным величинам длин дуг контакта

·сп и
·сх определяют радиусы валков
II
Rr.= R.= (12)
2Ahr 2AAv
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
55



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Средний радиус валков и длину контакта рассчи¬
тывают из выражения
Используя представленную выше модель, выпол¬
нены расчеты для определения степени влияния на

R =

П .
9
·СР.Я
Rn + Rx
силовые и кинематические параметры скоростной
несимметрии по сравнению с симметричным процес¬
сом прокатки. Расчеты выполнены для следуюш,их
Углы контакта рассчитывают по выражениям
параметров: D = 500 мм, Dq
·= 1300 мм,

' Rr
2Ah,
' R.

(14)
Н = 1-3 мм, S = 0,1-0,4, V = 1-20 м/с, R
·= 1-5 мкм
(D - диаметр валков; - шероховатость поверхно¬
сти валков). Технологическая смазка - эмульсия, ми¬
а усилие прокатки по формуле

· ~ Рср.н '
·СР.Н '
·
·
Рср я
· ® МПа; І
·р
· - в м; 5 - в м.
Напряжения и из выражений (6) равны

·п=Пп-Рп
·
·х=Пх-Рх- (16)
Следующим шагом является расчет величин
углов критического сечения но выражениям (4), (5)
опережений и соотношения скоростей [2]
нерального масла.
Расчетные параметры частично представлены на
рис. 1-4 и в табл. 1-2.
На рис. 1 представлены расчетные величины па¬
раметров S., уУа., /р
· и р.. Как следует из данных
рис. 1 и табл. 1, 2, во всех случаях указанные параме¬
тры различны при симметричном и несимметричном
процессах. Как следует из табл. 1, 2, коэффициент
трения при симметричной и несимметричной прокат¬
ке при увеличении относительного обжатия остает¬
о _ ' Уп . о _
·х'Ух
п 9 X



Vx
(17)


(18)
ся практически неизменным благодаря совместному
воздействию контактных условий деформации и тем¬
пературы разогрева полосы. Однако увеличение об¬
жатия приводит к увеличению значений опережения,
определенного для симметричной прокатки по из¬
вестным зависимостям [2, 7], а для несимметричной
Ниже представлен алгоритм расчета геометричес¬
ких, кинематических и энергосиловых параметров в
клети с одновалковым приводом.
1. Расчет параметров прокатки полосы в симметрич¬
ном процессе в клети с одновалковым приводом [3, 6].
2. Расчет коэффициентов трения по выражениям (1).
V
3. Расчет параметра по формуле (9). Отноше-

$п
пие является варьируемым параметром.

4. Расчет величин опережений и по выра¬
жениям (8).
5. Определение коэффициентов и по форму¬
лам (7).
6. Расчет средних нормальных контактных напря¬
жений р
·, Pjj, р
· и коэффициента m по формулам (10).
7. Расчет внутренних напряжений по выра¬
жениям (16).
8. Расчет геометрических параметров деформа¬
ции по формулам (11)-(14).
9. Определение величин углов критического сече¬
ния и Уд по формулам (4), (5).
10. Определяем новые величины опережений
5
· и S'jj по формулам (17) и отношение но фор¬
муле (18).
·х
И. Выполняется итерационный процесс расчета
V
величин и Sjj по параметру
· до получения их

значений в нредыдупіем и последуюпіем расчетах с
точностью А = ±0,003.
12. Окончательный расчет всех параметров по
п.п. 2-10.
прокатки - по формулам (8), (9) с последуюпіей ите-

рацией по параметру . Как видно на рис. 1а, вели-

·х
чины опережения супіественно возрастают почти по
линейной зависимости и при симметричной прокатке
для S = 0,4 достигает значения S = 15,2 %. При несим¬
метричной прокатке с одним холостым валком опе¬
режение, в соответствии с различными скоростными
условиями, различно на валках. На холостом валке,
вследствие его меньшей скорости, при s = 0,4 опере¬
жение составляет S
·= 19,7 %, а на приводном валке
опережение равно всего 8
·
·= 11,1 %. При этом, пара¬
метр у./а. с увеличением относительного обжатия со
стороны холостого валка снижается с jJ\ ~ 0,63 до
jJ\ ~ 0,53, а со стороны приводного валка незначи¬
тельно увеличивается (рис. 16).
Несимметричный процесс оказывает супіествен-
ное влияние на величины растягиваюш,их напряже¬
ний (рис. 1в). Величины /р
· на холостом валке за¬
метно меньше, чем /р
·
· на приводном валке. Это
обусловлено более высокими значениями коэффици¬
ента трения (см. выше) [2]. При этом параметр о. /р.
с увеличением супіественно возрастает, что обуслов¬
лено уменьшением конечной толпіины полосы и по¬
вышением влияния контактного трения. Вследствие
меньших значений внутренних растягиваюш,их на¬
пряжений средние нормальные контактные напря¬
жения со стороны холостого валка несколько больше,
чем на приводном валке, что согласуется с опытными
данными [4].
При фиксированном обш,ем обжатии частные ве¬
личины обжатий со стороны валков различны, но при
s<0,3 частное обжатие меньше со стороны холостого
валка, а при в>0,3 наоборот. Однако различие в вели-

56

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
чинах частных обжатий не
превышает 7,5 % (табл. 2).
Рг
С увеличением от¬
носительного обжатия S
среднее нормальное кон¬
тактное напряжение во
всех случаях возраста¬
ет, но при несимметрич¬
ной прокатке среднее нор¬
мальное контактное на¬
ИУмм
НУмм
пряжение меньше, чем в
симметричном процес¬
се р
·р на 12-18 %. Сред¬
нее нормальное контакт¬
ное напряжение на 1,5-
20 к МУС

Рис. 3. Влияние окружной скорости валков на среднее нормальное контактное напряжение
при симметричной и несимметричной прокатке g = 0,3: а - Н = 1 мм и = 5 мкм; б - Н = 2 мм и
R
·= 5 мкм; b-H = 1mmmR
·=1 мкм; r-H = 2MMMR
·=1 мкм
6,7 % больше на холостом валке.
Аналогичные закономерности сохраняются и при
прокатке полос в валках с шероховатостью 5 мкм
(рис. 2). Однако все параметры несколько возрастают.
Так, при S = 0,4 при симметричной прокатке опере¬
жение возрастает на 19 %, а среднее нормальное кон¬
тактное напряжение на 25 %. Увеличивается также
внутренние растягиваюш,ие напряжения /р
· и все
остальные параметры при несимметричной прокатке.
При этом качественный характер изменения всех па¬
раметров прокатки не зависит от величины неровно¬
стей валков.
Заметное влияние на все параметры процес¬
са прокатки оказывает окружная скорость валков
(рис. 3). Первопричиной изменения параметров явля¬
ется уменьшение коэффициента трения при симме¬
тричном и несимметричном процессах [8]. Уменьше¬
ние коэффициента трения обусловлено улучшением
условий захвата технологической смазки, разогревом
поверхности полосы и снижением напряжений сре¬
за металла [2]. В результате влияния указанных фак¬
торов при увеличении скорости валков с % = 1 м/с до
20 м/с коэффициент трения при симметричной про¬
катке снижается с f = 0,096 до f = 0,041, т.е. более чем
в два раза (Н = 1 мм; s = 0,3; R
·= 1 мкм). При увели¬
чении шероховатости до 5 мкм коэффициент тре¬
ния супіественно увеличивается, до f= 0,183 при % =
1 м/с (Н =1 мм, S = 0,3).
Уменьшение коэффициента трения (уменьшение
шероховатости валков) с увеличением скорости вал¬
ков способствует уменьшению всех параметров про¬
катки (рис. 3, табл. 2). Это имеет место как в симме¬
тричном, так и в несимметричном процессах. При
S = 0,3 во всех случаях среднее нормальное контакт¬
ное напряжение на холостом валке больше, чем на
приводном валке вследствие меньших значений вну¬
тренних растягиваюпіих напряжений (рис. 3). Одна¬
ко всегда среднее нормальное контактное напряже¬
ние в несимметричном очаге деформации на 10-25 %
меньше, чем в симметричном очаге деформации. Та¬
ким образом, во всех случаях применение одновал-
кового привода обеспечивает снижение среднего нор¬
мального контактного напряжения.
Выводы
Результаты выполненных расчетов показали воз¬
можность снижения средних нормальных контакт¬
ных напряжений в очаге деформации с одним при¬
водным валком в 1,1-1,25 раза. Использование одно-
валкового привода может быть рекомендовано для
уменьшения толпіины полосы на участках переход¬
ных процессов на станах холодной прокатки путем
отключения одного из двигателей при индивидуаль¬
ном приводе, а так же на дрессировочных станах для
улучшения качества поверхности полос, при работе
без одного (верхнего) шпинделя в случае привода че¬
рез шестеренную ьспеть.

Библиографический список
1. Королев А.А. О холодной прокатке с рассо¬
гласованием скоростей валков // Сталь. - 1973. -
№ 10.-С. 906-910.
2. Николаев В.А. Теория и практика процессов
прокатки. - Запорожье: ЗГИА, 2002. - 232 с.
3. Николаев В.А. Теория прокатки. - Запорожье:
ЗГИА, 2007.-228 с.
4. Леванов А.Н., Спасский Ю.И., Ашпур Ю.В.
Исследование механики контактного взаимодей¬
ствия между полосой и валками при прокатке //
Теория прокатки. Материалы научн.-техн. конф.
(Днепропетровск). - М.: Металлургия, 1975. - С.
37-40.
5. Чекмарев А.П. О некоторых вопросах теории
прокатки // Теория прокатки. Материалы научн.-
техн. конф. (Днепропетровск). - М.: Металлургия,
1962.-С. 31-56.
6. Николаев В.А. Оценка точности формул для
расчета среднего нормального контактного на¬
пряжения при холодной прокатке // Изв. вузов.
Черная металлургия. - 2004. - № И. - С. 36-39.
7. Чекмарев А.П., Нефедов А.А., Николаев В.А.
Теория продольной прокатки. Харьков: ХГУ,
1965.-210 с.
8. Николаев В.А., Васильев А.А. Продольная раз-
нотолпіинность полос в зависимости от скорости
холодной прокатки // Металл и литье Украины. -
2008.-№3,4.-С. 51-54.

Поступила 18.09.2009

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

57




МЕТИЗНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 621. 778 Наука
Гурьянов Г.Н. /К.Т.Н./
ООО «ФЕНИКС +»

Методика расчёта оптимального угла рабочего конуса волоки при
волочении круглого сплошного профиля
Предложена формула для инженерного расчёта оптимального угла волочения с учётом
напряжения противонатяжения, исходного предела текучести и коэффициентов вытяжки,
трения и упрочнения и показана высокая её точность для практических расчётов. Ил. 3. Табл. 1.
Библиогр.: 3 назв.

Ключевые слова: проволока, волочение, оптимальные углы, точность расчёта,
энергосбережение

The formula for engineering analysis of optimum angle of drawing taking into account stress of backward
pull, initial yield stress and reduction ratios, friction and hardening is suggested. High accuracy of the formula
for practical calculations is shown.

Keywords: wire, drawing, optimum angles, accuracy of calculation, power saving
Известно более десятка приближённых математи¬
ческих зависимостей для расчёта оптимального угла
рабочего конуса волоки, отличающихся различной
формой учёта контактного трения, единичного обжа¬
тия, противонатяжения и прочностных свойств про¬
тягиваемой заготовки. При выводе таких зависимо¬
стей наиболее часто используют уравнение для рас¬
чёта прироста осевого напряжения в рабочем конусе,
которое получено из условия, что обрабатываемый
металл имеет реологию жёстко-пластического тела
с «усреднённым» пределом текучести [1-3]. Эта ве¬
личина принимается как среднее арифметическое из
значений предела текучести на входе и выходе оча¬
га пластической деформации. Анализ оптимальных
углов, вычисленных по известным приближённым
формулам и методом поиска минимума уравнения
для полного осевого напряжения [2], показал не¬
которое их различие.
Цель работы - выполнить сравнение значений
оптимального угла волочения, вычисленных при ми¬
нимизации уравнения для полного осевого напряже¬
ния [2] и приближённой зависимости, полученной на
основе этого уравнения, и определить границы её эф¬
фективного использования.
Примем зависимость предела текучести обраба¬
тываемого металла от величины вытяжки ц в виде
степенной функции
0)
где - предел текучести металла на входе ра¬
бочего конуса волоки; к - коэффициент упрочнения;
ц = (г
· / Г|,)
· - коэффициент вытяжки; г
·, Г|
· - радиус за¬
готовки до и после деформации.
Эта эмпирическая формула адекватно отражает
изменение прочностных свойств при волочении хо¬
лоднотянутой углеродистой проволоки из патентиро-
ванной заготовки [2, 3]. При ее применении удобно
пользоваться формулой для расчёта прироста осевого
напряжения в рабочем конус е [2]
© Гурьянов Г.Н., 2010 г.


к
где f - коэффициент трения; а - угол наьспона обра¬
зующей рабочего конуса к оси волочения.
Уравнение (2) позволяет определять осевое на¬
пряжение без расчета среднего предела текучести
в рабочей зоне волоки и при этом учитывать форму
кривой упрочнения (1) металла нри холодном воло¬
чении.
Полное осевое напряжение Рас¬
считывали с учётом его прироста от действия напря¬
жения противонатяжения и деформации сдвига
металла на входе и выходе рабочего конуса волоки
по известным в теории волочения формулам
<
·z2 = ; <
·z3 = 4 · сг, · tga / (3 · $З),
где сг
· - напряжение противонатяжения;
сг
· = (cTj
· + / 2 - средний предел текучести ме¬
талла в очаге деформации.
Математические преобразования уравнения для
полного осевого напряжения o
·j, позволили получить
аналитическую зависимость для расчёта оптималь¬
ного угла а











Необходимо отметить, что при вычислении по
формуле (3) при к = О (отсутствует деформационное
упрочнение металла) возникает неопределённость
из-за деления нуля на нуль. В этом случае для исьспю-
чения неопределённости необходимо задать малое
значение коэффициенту упрочнения, например, из

58
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



МЕТИЗНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица. Величина (в град) и расхождение 5 (%) в зависимости от напряжения заднего натяжения
и коэффициентов упрочнения, трения и вытяжки
















Примечания. Числитель
















величина расхождения S. Знак «-» указывает, что
величина а по формуле (3) больше, чем а
интервала IO ''-ІО
·
В таблице представлены данные о сравне¬
нии значений оптимального угла волочения,
вычисленного на основе минимизации уравне¬
ния для полного осевого напряжения [2] и
по формуле (3)

s =
(У (У
опт\ опт2 -100%.
а
опт\
Данные таблицы показывают, что при зна¬
1 25 1 30 1.JS 2J0
Коэффициент вытАжки



16



11 А
125 150 1.7S
Коэффициент вытяшки
чительном напряжении противонатяжения (по¬
рядка 40 % от и коэффициенте вытяжки
1,75 наблюдается в ряде случаев большее, чем
в остальных случаях, расхождение. Но оно не
превышает 2 %. Если же напряжение противо¬
натяжения более 40 % от что на практике
бывает крайне редко, то расхождение превыша¬
ет указанное значение. В этом случае для уточ¬
нения расчётов нужно сделать корректиров¬
ку коэффициента «0,9» в формуле (3), стояш,е-
го перед о . Увеличение коэффициента упроч¬
нения приводит к незначительному росту
1
о 0,05 0,10 0,15 0,20 О 0,05 0,10 0,15 0,20
Коэффициент тр#ния Коэффициент трения
Рис. 1. Зависимость оптимального угла а
·
·
·
· от коэффициентов вы¬
тяжки и трения при отсутствии противонатяжения (а, в) и напряжении
противонатяжения 250 МПа (б, г)
16






6 Н
при наличии напряжения противонатяжения.
При отсутствии противонатяжения можно пре¬
небречь влиянием деформационного упрочне¬
ния на а .
ОПТ
Поскольку расхождение d мало, то на рис.
1 и 2 показаны зависимости оптимального угла
ОПТІ' А
способом. Данные на рис. 1, 2 получены при
коэффициенте упрочнения 0,25 и фиксирован¬
ных значениях коэффициента трения f (а, б) и
коэффициента вытяжки {в, г). При коэффици¬
енте трения до 0,01 величина оптимального
угла менее зависит от обжатия, и при малой вы¬
тяжке величина коэффициента трения незначи¬

О 100 200 300 400

1

О

100 200 300 400
ОПТ
· '
чением условий контактного трения и умень-
Напряжение противонатяжения, МПа
Рис. 2. Зависимость оптимального угла а от напряжения противона¬
тяжения при разных значениях коэффициента трения: а - |j = 1,25;
б - |J = 1,5
шением степени деформации легче выбрать
наиболее нодходяпіий рабочий угол волоки.
Этому способствует наличие противонатяже¬
ния: расстояние между кривыми рис. 1 умень-

Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

59





МЕТИЗНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

шается при его приложении.
Зависимости па рис. 2 позволяют
установить влияние напряжения про-
тивонатяжения при различных значе¬

0,10

о,

0,10

0,08Н
ниях коэффициентов контактного тре¬
ния и вытяжки. С увеличением напря¬


·;

0,06

О.ОбН
жения нротивонатяжения уменьшает¬
ся влияние величины коэффициента
трения на (линии графиков при¬
ближаются друг к другу). При боль¬
-а
-#-
о
о
0,04Н
0,04Н

0,02Н
шем коэффициенте трения наблюда¬
ется более интенсивное снижение а
ОПТ
С ростом напряжения нротивонатяже-
1,50
1,75 2,0 1.0 1,25
1,50 1,75
ния по закону линейной убываюш:ей
функции.
Взаимное влияние значений коэф¬
фициентов вытяжки и трения на вели¬
чину оптимального угла, вычислен¬
ного указанными выше двумя спосо¬
бами, при коэффициенте упрочнения
0,25 и разных значениях напряжения
нротивонатяжения показано на рис. 3.
Здесь реализация контурных гра¬
фиков (а, б) по формуле (3) не вызы¬
вала затруднений. Сложности появи¬
лись при представлении на одном гра¬
фике одновременно нескольких линий
одного уровня значений оптимально¬
го угла но уравнению полного осевого
напряжения. Поэтому были определе¬
ны координаты каждой линии уровня
оптимального угла равного зна¬
Коэффициент вытяжки
0,10

0,08Н

о,обН

0,04Н


· о,02J


1,75 2,0 1,0 1,25
Коэффициент вытяжки
Рис. 3. Линии равного уровня оптимального угла а
·
·
· в зависимости от значе¬
ний коэффициентов вытяжки и трения: а, б - при расчёте по формуле (3); в, г - по¬
лучены при решении уравнения для полного осевого напряжения; а, в - отсутствует
противонатяжение; 6, г - напряжение противонатяжения 400 МПа
чениям 3; 6; 9; 12 и 15°. Затем с помош,ью компьютер¬
ных операций разместили линии на одном графике
(рис. Зв, г). Это требует дополнительных затрат вре¬
мени, что и обусловливает недостаток второго спосо¬
ба определения в графической форме требуемой за¬
висимости.
Визуально трудно на рис. 3 найти отличие соот-
ветствуюш,их линий равного уровня графиков (а, б)
и (в, г).
Данные таблицы и графиков на рис. 1-3 согласу¬
ются с обш,ими представлениями о характере влияния
значений коэффициентов вытяжки и трения, напряже¬
ния нротивонатяжения на величину оптимального угла
рабочего конуса волоки и с практикой волочения не¬
легированной углеродистой проволоки [1, 3], а также
со значениями оптимальных углов волочения, вычис¬
ленных но известным приближённым зависимостям,
предложенными Гелей, Германном, А.Л. Тарнавским,
A.M. Должанским и Г.Л. Колмогоровым [2].

Выводы
Значения оптимального угла волочения, вычис¬
ленные но формуле (3) и методом поиска минимума
уравнения для полного осевого напряжения [2], су-
піественно не отличаются, если напряжение нротиво¬
натяжения не превышает 40 % величины исходного
предела текучести заготовки
Расчётные значения оптимальных углов воло¬
чения по формуле (3) адекватно отражают значения
углов волочения, используемых в производстве угле¬
родистой проволоки (канатной, пружинной, броне-
кабельной, игольной и т.п.), что обусловлено приня¬
тыми законом изменения прочностных свойств (1) и
уравнением для расчёта прироста осевого напряже¬
ния в рабочем конусе волоки. Эта формула наибо¬
лее приемлема в производственных условиях при по¬
строении энергосберегаюш,их маршрутов волочения
стальной проволоки.

Библиографический список
1. Перлин И.Л., Ерманок М.З. Теория волочения.
- М.: Металлургия, 1971. - 447 с.
2. Гурьянов Г.Н. Расчёт оптимальных углов воло¬
чения проволоки по различным методикам / За¬
готовительные производства в машиностроении.
- 2009. - № 12. - С. 34-39.
3. Изготовление высококачественных метизов
(научный и практический опыт Белорецкого МК).
Монография / Кулеша В.А., Клековкина Н.А., Бе-
лалов Х.Н. и др. Белорецк, 1999. - 327 с.

Поступила 06.09.2010



60



© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



A





МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

УДК:669.017:669.14.018.294:001.8.

Наука
Узлов К.И. /к.т.н./
ИЧМ НАН Украины
Научные положения технологических
решений управления структурообразованием
высокопрочных колесно-бандажных сталей
Проанализирован современный технологический процесс термического
упрочнения оптимально микролегированных колесно-бандажных сталей «нового
поколения» с точки зрения соответствия его температурно-временных
параметров позициям критических точек и интервалов фазовых превращений.
_ Формирующаяся Видманштеттова структура феррита игольчатой
морфологии является «структурным маркером» адекватно реализованного
технологического процесса термического упрочнения. Ил. 5. Табл. 1. Библиогр.: 9 назв.

Ключевые слова: колесно-бандажная сталь, микролегирование ванадием, термическая
кинетика структурообразования, фазовые превращения, Видманштеттова структура,
структура феррита игольчатой морфологии, термическое упрочнение

The current technological process of thermal hardening ofmicroalloyed wheel-tire steel of "new generation"
is analyzed in view of temperature-time parameters correspondence to positions of critical points and intervals
of phase transform
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Состояние вопроса и задачи исследования
Изучению параметров сквозной технологии про¬
изводства колесно-бандажной продукции посвящено
значительное количество исследований ученых ИЧМ
НАН Украины, проведенных совместно со специа¬
листами ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» [1-3]. Эти рабо¬
ты охватывают широкий спектр проблем, таких как:
изучение влияния качества исходного слитка на
структурное состояние и свойства товарного продук¬
та; особенности структурообразования при легиро¬
вании и микролегировании колесно-бандажной ста¬
ли; анализ параметров температурно-деформацион-
пых процедур на структуру и свойства изделий; уста¬
новление оптимальных температурно-временных
параметров аустенитизации, закалки, подстужива-
пия и отпуска сталей, а также комплексное исследо¬
вание всей совокупности рассмотренных факторов
колесно-бандажного производства с точки зрения их
влияния на формирование конечных свойств готовых
изделий.
По результатам анализа указанных исследований
можно сформулировать некоторые общие положе¬
ния. Скорость охлаждения при закалке соответству¬
ет величине < 4,5 °С/с по общему сечению (в случае
железнодорожного цельнокатаного колеса - обода) с
максимальным показателем 6 °С/с в тонком припо¬
верхностном слое [2]. То есть, при существующих ре¬
жимах охлаждения, о чем свидетельствуют термоки¬
нетические диаграммы превращений аустенита при
непрерывном охлаждении [4], принимая во внима¬
ние реальные технические возможности термическо¬
го оборудования ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ», закалка
©Узлов К.И., 2010 г.
колесно-бандажных изделий из углеродистой стали с
получением бейнитных или мартенситных структур
невозможна. Поэтому при указанном уровне скоро¬
стей охлаждения для всех рассмотренных в работе [4]
случаев распад аустенита в колесно-бандажных изде¬
лиях проходит по диффузионному механизму пер¬
литного превращения. При этом повышение скоро¬
сти охлаждения до 6 °С/с обусловливает рост прочно¬
сти за счет снижения количества структурно свобод¬
ного феррита. Закономерно, по той же причине, по¬
вышается пластичность и твердость, которая, однако,
для углеродистых сталей рассматриваемого ьспасса не
достигает установленного [5] уровня 320 НВ даже на
поверхности катания.
Параметры технологических процессов терми¬
ческого упрочнения колесно-бандажных изделий, в
первую очередь «нового поколения» [5], изучались и
автором настоящей работы. Результаты этих исследо¬
ваний были опубликованы в соавторстве со специа¬
листами ИЧМ ПАНУ и ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» в
открытой печати [6 и др.]. Было установлено, что ис¬
пользование эффективных охлаждающих устройств
[6, 7] позволяет повысить скорость охлаждения изде¬
лий практически до 10 °С/с. Тогда наличие микроле¬
гирующих добавок ванадия в оптимальном количе¬
стве (таблица) кардинально изменяет термическую
кинетику распада аустенита нри его охлаждении в
области фазовой гамма >· альфа перекристаллиза¬
ции. Если в случае углеродистых колесно-бандажных
сталей, по данным [4], интервал диффузионного пер¬
литного превращения на термокинетичекой диаграм¬
ме расположен до значений 15-18 °С/с, и до указан¬
ных значений соответствующие стали только приоб-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

61



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Таблица. Химический состав исследованных колесно-бандажных сталей марки «Т» в сравнении с
требованиями нормативных документов















ния» с точки зрения соответствия его
температурно-временных параметров
изученным [7] позициям критических
точек и интервалов фазовых превраще¬
ний и, как следствие, специфическим
структурным состояниям с характери¬
стическими уровнями механических
свойств.
Материал и методика исследо¬
ваний
В качестве объектов исследований
были выбраны колесно-бандажные из¬
делия «нового поколения» по ТУ У
35.2-23365425-600:2006 «Колеса цель¬
нокатаные диаметром 957 мм повы¬
шенной прочности и износостойко¬
сти» и ТУ У 35.2-23365425-641:2009
«Бандажи черновые локомотивные по¬
вышенных прочности и износостой-
I кости» производства ОАО «ИНТЕР-
ПАИП НТЗ». Химический состав ука¬
занных объектов в сопоставлении с
требованиями соответствующих нор¬
мативных документов представлен в
таблице.
Металлографические исследова-
ПИЯ проводили по стандартным (ГОСТ
5639-82) методикам с применени¬
Рис. 1. Микроструктура оптимально микролегированной колесной стали КПТ
плавки 32501 (таблица), охлажденной со скоростью 0,15 °С/с: а - х 400; б - х
1000; в, г-растровая электронная микроскопия
ем световой микроскопии на приборе
«Neophot-2»*.
Растровые электронномикроскопи-
ретают квазиэвтектоидное структурное состояние, то
охлаждение микролегированной стали КПТ (БЛТ) со
скоростями >6,5-7,0 °С/с сопровождается реализаци¬
ей промежуточного сдвигово-диффузионного меха¬
низма превращения аустенита [7] с закономерным ка¬
чественным изменением показателей механических
характеристик.
Таким образом, задачей настоящей работы явил¬
ся анализ современного технологического процесса
термического упрочнения оптимально микролегиро¬
ванных колесно-бандажных сталей «нового поколе¬
ческие исследования реализовали с применением ми¬
кроскопической техники РЭМ-106-И. Увеличение в
данном случае представлено на микрофотографиях**.
Результаты исследований и их обсуждение
Оптимально микролегированная колесно-
бандажная сталь (КПТ, БЛТ - таблица) при скоростях
охлаждения до 4 °С/с характеризуется доэвтектоид-
ной структурой с полигональным ферритом по грани¬
цам перлитных зерен (рис. 1). Охлаждение этих ста¬
лей уже со скоростями ~4 °С/с приводит к формиро¬
ванию в них квазиэвтектоидных структур. Их проч-

*Металлографический анализ выполнен научньш сотрудником ИЧМНАН Украины Дементьевой Ж.А.
**Растровые электронномикроскопические исследования проведены доцентом Днепродзержинского ГТУ Сухомлиным В.И.

62

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

структуры на механизм упрочнения
но уравнению Холла-Петча.
При отпуске таких структур
(рис. 1), при условии наличия ми¬
кролегирующих добавок, микротвер¬
дость перлитной составляющей су¬
щественно повышается вследствие
реализации двух процессов:
- выделения в эвтектоиде меж¬
ду пластинами цементита мелкоди¬
сперсных частиц карбидов;
- уменьшения межнластиночного
расстояния фазовых составляющих
перлита из-за повышения устойчиво¬
сти аустенита в диффузионной обла¬
сти его превращения.
Измельчение зерна при этом зако¬
номерно приводит к повышению со¬
противления разрушению и к улуч¬
шению износостойкости изделия.
Расчеты по уравнению Холла-
Петча [8] свидетельствуют о том, что
при наличии в колесно-бандажной
Рис. 2. Микроструктура оптимально микролегированной бандажной стали БЛТ
плавки 52085 (таблица) после закалки со скоростью 10 °С/с (а) и отпуска при
500±10 °С (б-г): а, б) хЮОО; в, г) растровая электронная микроскопия


























Рис. 3. Микроструктура оптимально микролегованной бандажной стали
марки БЛТ плавки 52085 (таблица) после закалки со скоростью 10 °С/с до
310 °С с последующей изотермической выдержкой при 490±5 °С в течение 4,5 ч:
а) ХІООО; б, в, г) растровая электронная микроскопия
стали 0,05-0,20 % ванадия происхо¬
дит значительное упрочнение изде¬
лий по причине вторичного их твер¬
дения в ходе отпуска, но при одно¬
временном падении вязкости и пла¬
стичности [1]. То есть, в данном слу¬
чае, закалка с отпуском закономер¬
но приводит к утрате пластичности
[1,3], невзирая даже на наличие
сверхмелкого зерна. Причина это¬
го - негативное влияние карбидных
частиц на величину сопротивления
хрупкому разрушению.
Таким образом, параметры фор¬
мирования ферритно-перлитного
структурного состояния микролеги¬
рованных ванадием изделий (с мощ¬
ным резервом их упрочнения благо¬
даря вторичному твердению) элемен¬
тарно вписываются в действующую
схему заводского технологического
процесса ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ».
Но при этом перед их назначением в
производство следует оценить целе¬
сообразность повышения себестои¬
мости продукции, которая связана с
модифицированием ванадием с точ¬
ки зрения достижимости всего ком¬
плекса свойств - прочности, твердо¬
ностные показатели [6, 7] при всех скоростях ана¬
лизируемого интервала выше, чем соответствую¬
щие значения углеродистых колесно-бандажных из¬
делий, даже в области диффузионного превращения.
Это объясняется дополнительным вьспадом вторично¬
го твердения в ходе последующего отпуска сталей,
которые содержат ванадий. Об этом свидетельствует
проведенный в работе [8] расчет влияния параметров
сти, износостойкости и одновременно пластичности
и вязкости.
Как было сказано выше, охлаждение микроле¬
гированной стали КПТ (БЛТ) со скоростями >6,5-
7,0 °С/с сопровождается реализацией промежуточно¬
го сдвигово-диффузионного механизма превращения
аустенита [7].
При этом возможна реализация двух вариантов
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
63



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

о
О
о


о
о
со
о
о
о
со

о
S

н
о
о
CNJ

10
·

10"

10
· itf

10-'
Время, мин
Рис. 4. Термограмма технологического процесса терми¬
ческого упрочнения цельнокатаных колес «нового по¬
коления» КПТ по ТУ У 35.2-23365425-600:2006 в КПЦ ОАО
«ИНТЕРПАЙП НТЗ»: I. Закалка: Т = 885 ± 10 °С: V
аустенитизации ' охл.
= 7-10 °С/с; продолжительность закалки т = 180-220 ± 5 с;
оконч.
· нач. обод ' ~ "
·' ' ОКОНЧ.
Отпуск: продолжительность нагрева и выдержки в отпускных ко¬
лодцах т = 2,5 ч ± Юмин; = 450-500 ± 10 °С. IV. Охлаждение
на воздухе
установленной нормативно (см., например, UIC 812-3
«Техническая спецификация на поставку цельнока¬
таных /моноблочных/ колес из нелегированной стали
для подвижного состава и локомотивов») процедуры
«закалка + отпуск при температуре минимум 500 °С».
Вариант 1. Закалка до температуры охлаж¬
дающей среды с прохождением через все крити¬
ческие точки фазовых превращений (вьспючая
525 °С и Mg 270 °С [7]) с последующим высоким от¬
пуском -«улучшение». Сформированная таким об¬
разом структура после охлаждения со скоростью
-10 °С/с (рис. 2а) приобретает состояние, характери¬
зующееся наличием игольчатого феррита (в качестве
«структурного маркера» сдвигово-диффузионной ре¬
акции [6]), перлитной и бейнитной составляющих,
а также мартенсита. Последующий высокий отпуск
при 500 °С закономерно изменяет структуру (рис.
26) из-за природного превращения мартенсита с об¬
разованием типичных трооститных составляющих, в
которых при отпуске наблюдаются коагуляционные
процессы сорбитизации (рис. 2в, г).
Такое состояние, которое но классическим пред¬
ставлениям после «улучшения» обеспечивает высо¬
кий уровень прочности и вязкости, по причине оче¬
видной «гетероструктурности», должно отрицатель¬
но сказываться на контактно-усталостных эксплуата¬
ционных характеристиках изделий из-за смены меха¬
низмов разрушения в локальных участках точечного
взаимодействия «колесо-рельс».
Действительно, в пользу такого утверждения сви¬
детельствуют данные о том, что продукты мартенсит-
ного превращения в структуре колесных сталей не
демонстрируют позитивных характеристик эксплу¬
атационной износостойкости. Фундаментальная мо¬
нография [1] это положение буквально определяет
следующим образом: «Рост значений твердости, свя¬
занный с формированием продуктов распада мартен-
Время, мин
Рис. 5. Термограмма технологического процесса терми¬
ческого упрочнения бандажей «нового поколения» БЛТ
по ТУ У 35.2-23365425-641:2009 на КБЛ ОАО «ИНТЕРПАЙП
НТЗ»: I. Закалка: Т
' ОХЛ. ' ~
' ОКОНЧ.
и. Передача на отпуск: продолжительность передачи %<5 мин.
III. Отпуск: продолжительность нагрева и выдержки в отпуск¬
ных колодцах X = 4,5 ч. +30 мин; = 500 ± 10 °С. IV. Охлаж¬
дение на воздухе
сита при отпуске, приводит к ухудшению стойкости
против износа».
Вариант 2. Изотермическая закалка колесно-
бандажных изделий.
В публикации [3] представлены результаты ис¬
следований сравнительных характеристик колесных,
микролегированных ванадием (до 0,2 %) сталей по¬
сле термического упрочения но схемам «улучшение»
и «изотермическая закалка». Полученные результаты
досконально следующие:
- «улучшение»: = 132,7 кгс/см
·; 5 = 12,2 %;
а
· = 4,4 кгс-м/см
·;
- «изотермическая закалка»: Og = 134,0 кгс/см
·;
5 = 13,0 %; а
·
· = 4,3 кгсм/см
·.
Анализ рассмотренных результатов однозначно
свидетельствует об их полной идентичности. Имен¬
но такие результаты дает и сравнительный анализ со¬
ответствующих свойств, представленных в [6, 7]. То
есть, оптимальный технологический процесс, соот¬
ветствующий «изотермической закалке», должен в
производственных условиях реализоваться при со¬
блюдении таких условий:
- скорость охлаждения - не менее 6,5-7,0 °С/с;
- охлаждение обода ни на этапе закалки, ни в ходе
подстуживания не должно быть осуществлено ниже
300 °С (>N1
·);
- в процессе высокотемпературного отпуска обод
не должен быть нагрет выше 525 °С (>Bg).
Следует отметить, что в рассматриваемом нами
случае реализации сдвигово-диффузионного пре¬
вращения аустенита микролегированных ванади¬
ем колесно-бандажных изделий «нового поколения»
акты нарушения установленных выше температур¬
ных границ сопровождаются переходом через крити¬
ческие точки фазовых превращений и, как следствие,
обусловливают принципиальные изменения струк¬
турного состояния и достигнутого уровня свойств.

64
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Но, как и в случае варианта 1, рассмотренное
условие не является технологической проблемой,
поскольку не требуются дополнительные специаль¬
ные мероприятия по переоснащению действующих
производственных процессов ОАО «ИНТЕРПАИП
НТЗ». В этом смысле достаточной является лишь
оптимизация очевидных технологических схем с уче¬
том установленных в работе интервалов фазовых
равновесий микролегированных колесно-бандажных
сталей. Тогда, при условии надежной индустриаль¬
ной реализации оптимизированных режимов терми¬
ческого упрочнения, достигается надежная стабиль¬
ность воспроизведения преимущественных свойств
промыпшенного продукта с его лидерскими показа¬
телями эксплуатационной долговечности.
Указанную совокупность механических и эксплу¬
атационных свойств обеспечивает структурное со¬
стояние изделий, характеризующееся наличием фер¬
рита игольчатой морфологии («структурного марке¬
ра» - рис. За) и преимущественно бейнитной состав¬
ляющей в теле зерна (рис. 36г) конечного товарно¬
го продукта.
В общем виде термограммы оптимизированных
процессов термического упрочнения колес и банда¬
жей схематически представлены на рис. 4, 5. Ана¬
лиз приведенных на рис. 4, 5 схем свидетельству¬
ет о том, что предложенный и промышленно вне¬
дренный в ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» технологиче¬
ский процесс эффективного термического упрочне¬
ния колесно-бандажных изделий не только по фунда¬
ментальным представлениям [9]: ... «По своей при¬
роде похож на бейнитный распад аустенита», а в дей¬
ствительности и является аустемперингом. Очевид¬
но, что после охлаждения с оптимальной скоростью
(согласно построенной в работе [7] термокинетиче¬
ской диаграммы), низкотемпературные процедуры
термической обработки осуществляются в межкрити¬
ческом интервале температур <->· В
· (рис. 4, 5), то
есть в промежуточной области фазового превращения
аустенита с закономерным структурообразованием по
сдвигово-диффузионному механизму (см. рис. 3).
Именно такие оптимальные параметры процесса
и были вьспючены в технологическую документацию
ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» на производство высоко¬
прочных, износостойких железнодорожных колес и
бандажей «нового поколения». Требования к соответ¬
ствующим изделиям приняты в качестве обязатель¬
ных для созданной и утвержденной в работе норма¬
тивной документации на указанный вид продукции,
например, ТУ У 35.2-23365425-600:2006 и ТУ У 35.2-
23365425-641:2009 (таблица).
лей «нового поколения» с точки зрения соответствия его
температурно-временных параметров позициям крити¬
ческих точек и интервалов фазовых превращений.
2. Установлено, что в случае микролегирования
колесно-бандажных сталей совокупность производ¬
ственных параметров управления фазовыми перехо¬
дами и результирующими структурными состояния¬
ми следует квалифицировать как аустемперинг
3. Показано, что формирующаяся при этом Вид-
манштеттова структура феррита игольчатой мор¬
фологии является «структурным маркером» адек¬
ватно реализованного технологического процесса
термического упрочнения.

Библиографический список
1. Узлов И.Г., Гасик М.И., Есаулов А.Т и др. Ко¬
лесная сталь. - К.: Техніка, 1985. - 168 с.
2. Влияние скорости охлаждения нри закалке на
свойства углеродистой стали. / И.Г. Узлов, Н.И.
Данченко // МиТОМ. - 1971. - № 5. - С. 54-56.
3. Легированная сталь для колес скоростного же¬
лезнодорожного транспорта / И.Г. Узлов, Н.Г. Ми¬
рошниченко, М.В. Кузьмичев и др. // Термическая
обработка металлов. - М.: Металлургия, 1977. -
Вып. 5. - С. 56-60.
4. Термокинетические диаграммы превращения
аустенита колесной стали / М.Ф. Евсюков, В.И.
Узлов, Е.А. Шаповал, Е.С. Романенко и др. // Про¬
изводство термически обработанного проката.
М.: Металлургия, 1986. - С. 76-79.
5. Комплексна програма оновлення залізничного
рухомого складу Украіни на 2008-2020 pp. - К.:
Укрзалізниця, ДНДЦ УЗ, 2009. - 299 с.
6. Высокопрочные железнодорожные колеса из
микролегированной ванадием стали / И.Г. Узлов,
К.И. Узлов, О.Н. Перков // Металлург и горноруд.
пром-сть. - 2004. - № 1. - С. 84-88.
7. Анализ структурообразования микролегиро¬
ванной колесно-бандажной стали и построение
диаграммы превращения аустенита при непре¬
рывном охлаждении для выбора рациональной
технологии ее термического упрочнения / И.Г.
Узлов, М.Ф. Евсюков, К.И. Узлов, Ж.А. Демен¬
тьева // Металлург и горноруд. пром-сть. - 2010.
- № 4. - С. 66-69.
8. Оценка влияния структурных факторов
колесно-бандажных сталей на их конструкцион¬
ную прочность при эксплуатации / И.Г. Узлов,
A.M. Нестеренко, К.И. Узлов и др. // Металлург и
горноруд. пром-сть. - 2010. - № 3. - С. 67-70.
9. Энтин Р.И. Превращения аустенита в стали. -
М.: Металлургиздат, 1960. - 252 с.
Выводы
1. В работе проанализирован современный техно¬
логический процесс термического упрочнения онти-
мально микролегированных колесно-бандажных ста¬



·


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
Поступила 16.09.2010







65



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
УДК 625.143.2 Производство
Сталинский Д.В. /д.т.н./, Рудюк А.С. /к.т.н./,
Азаркевич А.А. /к.т.н./, Восковец Ю.А.
Ганошенко И.В. /к.т.н./
ОАО «МК «Азовсталь»
УкрГНТЦ «Энергосталь»
Совершенствование сортамента и технологии производства
железнодорожных рельсов*

в условиях ОАО «МК «Азовсталь» проведены исследования по совершенствованию технологии
раскисления рельсовой стали, что позволило обеспечить требования категории В по ДСТУ
4344:2004 в части длины строчек неметаллических включений на стали марки М76ФБ. Разработана
и внедрена промышленная технология закалки боковых граней головки рельсов типа Р65 из стали
марки М76Т, обеспечивающая снижение бокового износа на -40 %. Ил. 3. Табл. 2. Библиогр.: 3 назв.

Ключевые слова: рельсы, сталь, профиль, поверхность катания,

раскисление,
микролегирование, неметаллические включения, закалка, боковые грани, износ

Technological advancement of steel killing is investigated at JSC "Iron & Steel Works "Azovstal" which
enabled to satisfy requirements of В category according to DSTU 4344:2004 regarding to the length ofnonmetallic
inclusion lines for М76ФБ steel grade. Developed and implemented industrial technology of hardening of inner
edges ofM76T steel rail head ofP65 type ensures reduction of inner wear by 40%

Keywords: rails, steel, section, tread surface, killing, microalloying, nonmetallic inclusions, hardening,
inner edges, wear
В условиях интенсивного движения грузовых
и пассажирских поездов долговечность и безотказ¬
ность работы рельсов определяется сопротивляемо¬
стью образованию контактно-усталостных дефектов:
сколов, выщербин на боковых гранях головки рель¬
сов, внутренних продольных и поперечных трещин
и износостойкостью в кривых участках пути. Сниже¬
ние объемов перевозок приблизило условия эксплу¬
атации верхнего строения нути отечественных же¬
лезных дорог к условиям эксплуатации, характерным
для стран Западной Европы, что предопределило воз¬
можность использования рельсов европейского типа
UIC60 взамен рельсов типа Р65.
На европейских железных дорогах используют¬
ся рельсы типа UIC60 на линиях с грузонапряженно¬
стью 50-70 млн. т брутто на 1 км пути в год, а также
на участках с повышенными скоростями движения.
Профиль рельсов типа UIC60 по весовой кате¬
гории и отдельным размерам соответствует рельсам
типа Р65 (рис. 1). При равной ширине подошвы высо¬
та рельсов типа UIC60 составляет 172,0 мм (рельсов
типа Р65 180,0 мм). Тем не менее, в общей массе про¬
филя доля металла головки для рельсов типа UIC60
составляет 40,1 %, а для рельсов типа Р65 34,1 %.
Профиль поверхности катания головки рельсов обра¬
зован несколькими кривыми разных радиусов. Мень¬
шая величина радиуса поверхности катания у рель¬
сов типа UIC60 уменьшает эксцентриситет приложе¬
ния нагрузки на рельсы, но увеличивает контактные
напряжения.
Преимуществом рельсов типа UIC60 по сравне¬
нию с Р65 является большая высота головки (на 6 мм),
что допускает большее количество профилактиче¬
ских шлифовок поверхности катания в течение срока
эксплуатации рельсов. Для снижения уровня напря¬
жений, возникающих в месте перехода от головки к
шейке, наьспон нижней грани головки выполнен боль¬
шим, чем у рельсов типа Р65.
Технико-экономические показатели, учитываю¬
щие затраты на текущее содержание пути и выполне¬
ние вынравочно-подбивочных работ, в основном, за¬
висят от типа рельсов. В комплексе работ по текуще¬
му содержанию нути работы по выправке просадок,
перекосов и отклонений но уровню составляют 35 %,
работы по смене и ремонту шпал и других элементов
верхнего строения нути 37 % и работы по рихтовке и
перешивке пути 28 % [1].
Затраты на путевые работы при эксплуатации в
пути рельсов типа UIC60 ниже но сравнению с рель¬
сами типа Р50 и несколько выше, чем для рельсов
типа Р65 (рис. 2). Применение рельсов типа UIC60
взамен рельсов типа Р65 обеспечивает экономию ме¬
талла, которая составляет 8,8 т на 1 км пути.
В настоящее время производство рельсов UIC60
освоено ОАО «МК «Азовсталь» в соответствии с [2] из
стали стандартного химического состава (М76Т), кото¬
рая используется для производства рельсов типа Р65.
Положительные результаты эксплуатационных
испытаний рельсов типа UIC60 позволили вьспючить
этот тип рельсов в национальный стандарт Украи¬
ны ДСТУ 4344:2004 [3]. После освоения технологии
ОАО «МК «Азовсталь» произведено более 16 тыс. т
(140 км пути) горячекатаных рельсов этого типа, ко¬
торые уложены на основных направлениях грузо- и
пассажироперевозок железных дорог Украины.
На железных дорогах Украины, на основании
проведенных исследований. Главным управлением
путевого хозяйства «Укрзалізниці» принято решение

* В работе также принимали участие Танцюра С.Н., Ерин Р.Н., Труфанова О.И. (ОАО «МК «Азовсталь»)
) Сталинский Д.В., Рудюк А.С., Азаркевич Д А., Восковец Ю.А., Ганошенко И.В., 2010 г.

66

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА


49,1

Основные геометрические характеристики
рельсов типов Р65, UIC60 и Р50


















Рис. 1. Поперечное сечение и основные размеры рельсов типов Р50, Р65 и UIC60
О ВОЗМОЖНОСТИ использования рельсов типа UIC60 на
всей сети без ограничений.
При совершенствовании технологии производства
рельсов большое внимание уделяется основным на¬
правлениям повышения качества рельсов - снижению
загрязненности рельсовой стали неметаллическими
включениями, обеспечению высокого уровня твердости
и прочностных свойств рельсов при сохранении их пла¬
стических свойств и ударной вязкости.
Загрязненность рельсовой стали неметаллически¬
ми вьспючениями, и прежде всего оксидами, опреде¬
ляется наличием в стали кислорода, уменьшение со¬
держания которого способствует уменьшению коли¬
чества и длины строчек неметаллических включений,
а также размера отдельных неметаллических вьспюче-
пий. Снижение загрязненности стали неметалличес¬
кими вьспючениями, в первую очередь, способствует
повышению усталостной прочности рельсов, что для
mil





У
3
S
э-
п
о






Масса рельса, кг/пог. м
Рис. 2. Затраты на путевые работы и работы по текущему
содержанию пути при использовании рельсов типов Р50,
UIC60 и Р65
рельсов типа Р65 достаточно актуально.
Анализ нормативной технической документации
показал, что евростандарт EN 13674-1:2003 регла¬
ментирует остаточное содержание кислорода и дли¬
ну неметаллических вьспючений в рельсах, при этом,
например, в рельсах производства Франции макси¬
мальный размер неметаллических вьспючений состав¬
ляет 7-10 мкм. В России ГОСТ Р51685:2000 регла¬
ментирует содержание кислорода, которое не долж¬
но быть более 0,002 % в рельсах категории В и не бо¬
лее 0,004 % в рельсах остальных категорий, а также
длину строчек неметаллических вьспючений. Макси¬
мальный размер неметаллических вьспючений не пре¬
вышает 35-50 мкм. Национальный стандарт Украины
Таблица 1. Требования по
неметаллических включений
длине строчек
ДСТУ 4344:2004 регламентирует только длину стро¬
чек неметаллических вьспючений (табл. 1).
Анализ загрязненности рельсов текуьцего про¬
изводства типа Р65 ОАО «МК «Азовсталь» из ста¬
ли марки М76Т показал, что требованиям категории
В по ДСТУ 4344:2004, в части длины строчек вклю¬
чений глинозема (глинозема, сцементированного си¬
ликатами), нитридов титана и ванадия, удовлетворя-
ют все рельсы, а в части длины строчек хрупкоразру-
шенных сложных окислов (алюминатов, силикатов,
шпинелей) - только около 25 % рельсов.
С целью снижения загрязненности рельсовой
стали неметаллическими включениями в условиях
ОАО «МК «Азовсталь» были проведены исследования
но совершенствованию технологии раскисления рель¬
совой стали путем замены комплексного раскислите-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

67






МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Таблица 2. Загрязненность рельсов неметаллическими включениями








ля КМКТ и ферротитана силикокальцием с модифи¬
цированием ванадием и ниобием. Таким образом, вза¬
мен стали марки М76Т бьша предложена сталь марки
М76ФБ, микролегированная ванадием (0,01-0,03 %) и
ниобием (0,003-0,015 %), не содержащая титана. Та¬
кое изменение технологии раскисления и микролеги¬
рования показало возможность обеспечения требова¬
ний категории В по ДСТУ 4344:2004 в части длины
строчек неметаллических включений (табл. 2).
Необходимо отметить, что рельсы типа Р65 из ста¬
ли марки М76ФБ как в горячекатаном состоянии, так
и после закалки с нагрева ТВЧ имели более высокие
прочностные свойства и твердость, чем рельсы из ста¬
ли марки М76Т.
Для повышения износостойкости рельсов в слож¬
ных условиях плана пути постоянно проводятся ра¬
боты по повышению прочностных свойств головки
рельса. С целью снижения интенсивности накопле¬
ния бокового износа головки рельсов была разрабо¬
тана и внедрена в ОАО «МК «Азовсталь» промыш¬
ленная технология закалки боковых граней головки
рельсов типа Р65 из стали марки М76Т.
Освоенная технология закалки обеспечива¬
ет твердость закаленных боковых граней и по¬
верхности катания головки рельсов в преде¬
лах 302-388 НЕ, что соответствует требованиям
ТУ У ДП 2 7.1-00190319-1288-2002 (рис. 3).
Эксплуатационные испытания опытной партии
рельсов типа Р65 с закаленными боковыми гранями,
уложенных в 2003 г на Львовской железной дороге
в кривых участках пути радиусом 295-320 м, пока¬
зали, что интенсивность бокового износа рельсов те-
куш,его производства (без дополнительного охлажде¬
ния боковых граней) в 1,42-1,77 раза выше интенсив¬
ности бокового износа рельсов с закаленными боко¬
выми гранями. В перспективе - дальнейшее улучше¬
ние качества рельсов типа UIC60 посредством осво¬
ения технологии их закалки, в т.ч. и боковых граней,
использования новых технологий раскисления рель¬
совой стали с микролегированием и модифицирова¬
нием для повышения контактно-усталостной прочно¬
сти и износостойкости.
Выводы
1. Сопоставительный анализ геометрических и
конструкционных параметров рельсов типов UIC60 и
Р65, а также результаты эксплуатационных испытаний
опытных партий рельсов показали, что при супіеству-
юпіей в Украине интенсивности движения грузовых и
пассажирских поездов, осевых нагрузках подвижно¬
го состава и скоростях его движения целесообразно
применение на железных дорогах рельсов типа UIC60
вместо рельсов типа Р65 с целью экономии металла.
Рис. 3. Изменение твердости по глубине головки закален¬
ных рельсовОАО «МК «Азовсталь»: а - текущего производ¬
ства; б - рельсов с закаленными боковыми гранями
2. Увеличенная высота головки рельса типа UIC60
по сравнению с рельсом типа Р65 позволяет произво¬
дить большее количество профильных шлифовок на
протяжении срока их службы.
3. Для повышения контактно-усталостной проч¬
ности рельсов типа Р65 разработана усовершенство¬
ванная технология раскисления рельсовой стали,
предусматриваюш,ая замену комплексного раскисли-
теля КМКТ на раскисление силикокальцием и моди¬
фицирование ванадием и ниобием, которая обеспе¬
чивает требования категории В качества по ДСТУ
4344:2004 в части загрязненности стали неметалли¬
ческими вьспючениями. Установлена возможность
использования такой технологии для производства
рельсов типа UIC60.
4. Разработана и освоена промышленная техноло¬
гия закалки боковых граней головки рельсов типа Р65
из стали марки М76Т текупіего производства, что по¬
зволило получить твердость боковых граней на рас¬
стоянии до 5 мм от боковой поверхности не менее
311 НВ, в результате чего боковой износ рельсов сни¬
зился на 40 %. Определена возможность использо¬
вания такой технологии для термоупрочнения рель¬
сов типа UIC60.

Библиографический список
1. Нестеров Д.К., Левченко Н.Ф., Срокин В.И.,
Восковец Ю.А. и др. О целесообразности нри-
менения новых типов рельсов на дорогах // Тран¬
спорт. Наука, техника, управление. - 1992. - № 7.
- С. 25-28.
2. ТУ У ДП 27.1-00190319-1283-2002 «Рельсы
железнодорожные широкой колеи типа UIC60.
Опытная партия. Технические условия».
3. ДСТУ 4344:2004 «Рельсы обычные для желез¬
ных дорог широкой колеи. Обш,ие технические
условия».

Поступила 09.08.2010

68
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
УДК 621. 778: 621.771
Гурьянов Г.Н. /к.т.н./
ООО «ФЕНИКС +»


Смирнов С.В. /д.т.н./
Институт машиноведения УрО РАН
Наука
Комбинированный способ упрочнения дисперсионно -
твердеющего сплава ЭП - 543У в проволочных пружинах

Приведены результаты исследования прочностных и пластических свойств высокопрочного
дисперсионно - твердеющего сплава ЭП - 543У (ХН40МДТЮ) после холодного волочения и
последующей термической обработки. Показана эффективность проведения статического и
динамического старения для повышения качества винтовых проволочных пружин. Ил. 4. Библиогр. :
6 назв.

Ключевые слова: проволока, волочение, пружины сжатия, упрочнение, старение, прочность,
пластичность, качество

Results of investigation of strength and plastic properties of high-strength precipitation-hardening alloy ЭП
- 543У (ХН40МДТЮ) after cold drawing and subsequent heat treatment are presented. Efficiency of static and
dynamic ageing for improvement of screw elastic wire quality is shown.

Keywords: wire, drawing, compression springs, hardening, ageing, strength, plasticity, quality

Известно [1], что с ростом прочностных свойств
материала упругих элементов повышается их эксплу¬
атационная стойкость. Высокую прочность можно
достичь за счёт применения высоких степеней холод¬
ной деформации металла. Однако чрезмерные дефор¬
мации могут осложнить процесс получения заготов¬
ки из-за повышенной частоты её разрушения. Кроме
того, при производстве упругих элементов, вьспюча-
юпіем пластическое формоизменение сильно нагар-
тованной заготовки, может происходить разруше¬
ние металла. В работе [2] было отмечено, что при хо¬
лодном волочении наблюдается повышенная обрыв¬
ность проволоки из сплава ЭП - 543У (ХН40МДТЮ)
при больших суммарных деформациях (более 75 %) по
причине исчерпания ресурса пластичности сплава.
Исследованиями [1,3,] установлена эффек¬
тивность повышения прочности дисперсионно-
твердеюпіих сплавов за счёт деформационного
упрочнения с последуюпіим старением, применения
термической обработки пружин в свободном состоя¬
нии и под нагрузкой.
Цель работы; показать целесообразность прове¬
дения комбинированного способа упрочнения снлава
ЭП - 543У в проволочных пружинах сжатия.
Высокопрочный сплав ЭП - 543У на никелевой
основе, разработанный ЦНИИЧМ [4], имеет следу-
юпіий химический состав, в % по массе: С < 0,04;
Si, Мп < 0,80; Сг = 14,0-17,0; Ni = 39,0-42,0; Ті = 2,5-

агрессивной среды, содержапіеи сероводород, угле¬
кислый газ, хлориды. Температура может достигать
200 °С, что способствует протеканию процессов ре¬
лаксации напряжений и ползучести. В результате
пружины изменяют геометрические размеры и нагру¬
зочные характеристики.
На рис. 1 показано влияние степени деформации
проволоки из сплава ЭП - 543У при холодном волоче¬
нии X на ее механические свойства: временное сопро¬
тивление разрыву а
·, условный предел текучести
относительное сужение у/, число скручиваний и
гибов до разрушения. Волочению подвергали заго¬
товку, закаленную в воде с 1050 °С. Смазкой служил
мыльный порошок с добавлением серы.
Средняя степень деформации по сечению прово¬
локи при волочении определялась по формуле [5]
1=2 л/з Ln{d
· / d) +
·tg{a
·),
где (2;- полуугол рабочего конуса г й волоки
(для волочения использовали волоки с полууглом ра¬
бочего конуса 6 °).
На рис. 1 видно, что механические свойства про¬
волоки из сплава ЭП - 543У изменяются в процессе
волочения, как у проволоки из нержавеюпіих сталей
типа 8-18 [6]. Интенсивность упрочнения сплава за-
Пкі',
Пг
3,2; A1 = 0,7-1,2; Mo = 4,5-6,0; Си = 2,7-3,3; S < 0,020;
P < 0,035; Fe - остальное. Сплав имеет повышенную
стойкость к коррозионному растрескиванию в рас¬
творах серной кислоты, в технологических растворах
кислородных соединений хлора, в средах, содержа-
піих сероводород и углекислый газ.
Пружины устанавливаются в комплексах сква-
жинного оборудования, используемого при добы¬
че нефти и газа. При работе пружины находятся в
сжатом состоянии и не изолированы от воздействия
Рис. 1. Зависимость механических свойств проволоки из
I Гурьянов Г.Н., Смирнов С В., 2010 г.
сплава ЭП - 543У от степени деформации

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

69



МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

метно снижается при де¬
формациях 1,5-2,0 и выше.
Для определения влия¬
ния старения на механиче¬
ские свойства сплава про¬
волоку с различной степе¬
нью деформации подвер¬
гали выдержке в течение
0,5-8 ч нри температурах
200-800 °С.
На рис. 2 представлены

в
результаты исследования
относительного сужения и
временного сопротивления
разрыву от режимов старе¬
ния.
Как видно, степень де¬
формации существенно
влияет на характер измене¬
ния механических свойств
в процессе старения. Уве¬
личение степени деформа¬
ции способствует усиле¬
нию эффекта старения. При





2200


1700


1200

700

0 2 4 6

х.ч
старении холоднодеформи-
рованного сплава происхо¬

024 6 Т,Ч 0246
Т,Ч
0 2 4 6
Т,Ч
дит упрочнение из-за выпа¬
дения в у-твердом растворе
у' - фазы типаNij(Ti,Al) [1].
Прирост прочностных
свойств - незначительный
при температуре старения
450 °С. При температуре
старения 650 °С наблюдает¬
ся более существенное по¬
вышение прочности с опре¬
делённой потерей пласти¬
ческих свойств. При вы¬
сокой температуре 800 °С
наблюдается перестарива-
пие сплава, которое приво¬
дит к одновременной поте¬
ре прочностных и пласти¬
ческих свойств проволоки.
В работе [4] было уста¬
новлено, что разупрочнение
сплава начинается пример¬
но с 700 °С и с увеличением
степени холодной деформа¬
ции проволоки температура
максимального упрочнения
сдвигается в область мень¬
ших температур.
Рис. 2. Влияние степени деформации, температуры и продолжительности старения на от¬
носительное сужение (а-в) и временное сопротивление разрыву (г-е) проволоки из сплава
ЭП - 543У: а, г - 450 °С; б, д - 650 °С; в, е - 800 °С; 1 - Л = 1,27; 2 - А = 1,50; 3 - Л = 1,50























Рис. 3. Микроструктура холоднодеформированной проволоки из сплава ЭП - 543 У, метод
тонких фольг, ХІ5000: а - до старения; б - после старения при 600 °С, 6 ч; в - после старения при
800 °С, 6 ч

когда сплав находится в недостаренном состоянии,
При перестаривании сплава наблюдается суще¬
ственное изменение структуры: выделения упрочня¬
ющей у' - фазы в у - твердом растворе объединяются
в виде частиц неправильной формы (рис. Зв), вслед¬
ствие чего ухудшаются прочностные и пластические
свойства сплава.
При более низких температурах отпуска (рис. 36),
упрочняющая фаза мелкодисперсная, и структура су¬
щественно не отличается от структуры холодноде¬
формированной проволоки.
Пружины обрабатывали по трем вариантам:
а) после навивки из холоднотянутой проволоки пру¬
жины не подвергались термической обработке; б) по¬
сле навивки проводили старение нружин в свободном
70
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА

пряженном состоянии сплава снижает отрица¬
тельное влияние степени деформации на ста¬
бильность геометрических параметров пру¬
жин. Причем после динамического старения
наблюдается более высокая стабильность раз¬
меров пружин, что можно объяснить повыше¬
нием упругих свойств сплава за счет дисперси¬
онного твердения в условиях воздействия вну¬
тренних напряжений.
Следует отметить, что динамическое старе¬
ние оказывает положительное влияние на каче¬
ство пружин при их изготовлении из закален¬
ного сплава, когда отсутствует деформацион¬
ный наклеп [3].

Выводы
Результаты исследования показали необхо¬
димость проведения операции старения после
навивки пружин из холоднотянутой проволоки.
Рис. 4. Зависимость остаточной осадки пружины Ah при температу¬
ре 200 °С от продолжительности заневоливания: 1 - пружина из хо¬
лоднотянутой проволоки; 2 - пружина после статического старения; 3- по¬
сле динамического старения при осадке на 20 % (а - А = 2,65, б - Л = 1,50,
в-Л = 1,27)
Дисперсионное твердение сплава при старении
повышает прочностные свойства сплава. Тем¬
пература старания не должна быть выше 700
°С, так как при более высоких температурах
сплав разупрочняется и имеет низкие пластиче¬
СОСТОЯНИИ (статическое старение) и в) проводили ста¬
рение в сжатом состоянии (динамическое старение).
Оба режима старения осуществляли при температу¬
ре 450 °С в течение 30 мин. Величина осадки пружин
при динамическом старении составила 20 %.
После изготовления нружин замеряли их ис¬
ходную высоту hjj штангенциркулем с точностью
0,1 мм и оценивали стабильность их геометрических
параметров. Для этого пружины осаживали до сопри¬
косновен
·ия витков и выдерживали при температуре
200 °С. Для испытания были взяты по пять пружин
каждого режима обработки. После определенной
продолжительности заневоливания пружины разгру¬
жали и замеряли высоту в свободном состоянии h
·.
Величину остаточной осадки пружин, полученной в
результате проведения операции заневоливания, рас¬
считывали по формуле
ские свойства. Более высокое качество имеют пружи¬
ны после динамического старения. Такую обработку
целесообразно проводить при производстве пружин
с высокими требованиями к их стабильности геоме¬
трических и нагрузочных характеристик.

Библиографический список
1. Рахштадт А.Г. Пружинные стали и сплавы. -
М.: Металлургия, 1982. - 400 с.
2. Гурьянов Г.Н., Колмогоров В.Л., Смирнов С.В.
и др. К разработке рациональной технологии воло¬
чения проволоки из коррозионно-стойкого сплава
ХН40МДТЮ // Обработка сплошных и слоистых
материалов: Межвуз. сб. науч. тр. / Под ред. Г.С.
Гуна. - Магнитогорск: МГМА, 1995. - С. 76 - 85.
3. А.С. 1494995 СССР, МКИВ21Г 35/00. Способ из¬
готовления нружин из дисперсионно-твердеюпіих

Д/г =
К - к
к

·100%,
сплавов / Гурьянов Г.Н., Ахадов М.С., Ахмедов
Х.Ю и др.- Опубл. 1989. - Бюл. № 27.
4. Разработка высококоррозионно-стойкого спла¬
где hj- высота пружины после заневоливания нри
температуре 200 °С.
На рис. 4 предоставлены зависимости остаточ¬
ной осадки пружин, изготовленных по различным ре¬
жимам в зависимости от продолжительности занево¬
ливания.
Пружины из холоднотянутой проволоки без даль¬
нейшей термической обработки получили значитель¬
ную остаточную осадку, что недопустимо при их экс¬
ва повышенной прочности / А.П. Гуляев, Е.В. Зо¬
това, М.Ю. Устименко и др. // Изв. АН СССР. Ме¬
таллы. - 1966 - № 5. - С. 102 - 106.
5. Богатов А.А., Мижирицкий О.И., Смирнов С.В.
Ресурс пластичности металлов при обработке
давлением. - М.: Металлургия, 1984. - 144 с.
6. Колпашников А.П., Белоусов А.С., Мануйлов
В.Ф. Высокопрочная нержавеюш,ая проволока.
М.: Металлургия, 1971. - 184 с.
плуатации. Проведение старения в свободном и на¬
Поступила 16.09.2010




·


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6


71



A





ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВ

УДК 621.762.2 Наука
ПинчукС.И. /д.т.н./, ГрещикА.М. /к.х.н./, Белая Е.В., Ковзик А.Н. /к.т.н./
Национальная металлургическая академия Украины
Исследование закономерностей катодного восстановления железа
из отработанных травильных растворов
Исследовано влияние продолжительности электролиза на параметры процесса (выход по току
металла, степень его извлечения, концентрация серной кислоты, свойства получаемого осадка)
катодного восстановления железного порошка при циклической организации электролизной
регенерации отработанных сернокислых травильных растворов. Ил. 2. Библиогр.: 5.

Ключевые слова: катодное восстановление, электролизная переработка, железный порошок,
отработанный травильный раствор, выход по току

Effect of electrolysis time on parameters of iron powder cathodic reduction process (metal current efficiency,
extraction ratio, concentration of sulfuric acid, properties of precipitation) at cyclic organization of electrolysis
regeneration of waste sulfurous etch solutions is investigated.

Keywords: cathodic reduction, electrolytic processing, iron powder, waste etch solution, current efficiency
Химическая очистка стального проката от окали¬
ны, после его термической обработки, сопровожда¬
ется образованием экологически вредных отработан¬
ных травильных растворов. Такие растворы содержат
до 2-3 % кислоты и 250-350 г/л солей железа [1-3]
и подлежат утилизации. Среди способов утилизации
отработанных травильных растворов особую привле¬
кательность приобретает их электролизная перера¬
ботка. При таком способе наряду с решением важной
экологической проблемы может быть регенериро¬
ван исходный травильный раствор, а также получен
ценный продукт в виде порошка железа. Нами ранее
были исследованы условия образования дисперсных
железных осадков из кислых сульфатных электроли¬
тов, установлены оптимальная плотность катодно¬
го тока, кислотность и температура электролита [4].
Для разработки технологии электролитической реге¬
нерации отработанного травильного раствора важно
знать, как по мере выработки электролита будут из¬
меняться параметры процесса образования восста¬
новленного осадка, а именно: выход по току металла,
концентрация железа и серной кислоты в электроли¬
те, свойства получаемого порошка железа и другие.
С этой целью исследованы эти параметры при увели¬
чении количества пропупіенного через электролизер
электричества.
В качестве исходного был выбран раствор с со¬
держанием сульфата железа 200 г/л и серной кислоты
30 г/л. Выработка электролита осупіествлялась с ис¬
пользованием катода из нержавеюпіей стали и свин¬
цового анода при плотности катодного тока 50 А/дм
·.
Температура электролита поддерживалась на уров¬
не 25-30 °С. Периодически, с интервалом в два часа,
электролиз прекрапіался, определялась текуш,ая кон¬
центрация серной кислоты в электролите, а по мас¬
се образовавшегося железного порошка рассчитыва¬
лись его выходы по току. Полученные данные пред¬
ставлены на рис. 1.
іПинчукС.И., ГрещикА.М., Белая Е.В., Ковзик А.Н., 2010 г.
Рис. 1. Влияние количества пропущенного электричества
на средние выходы по току и кислотность раствора
По мере выработки электролита закономерно сни¬
жается концентрация железа в растворе и увеличива¬
ется содержание серной кислоты. За все время выра¬
ботки раствора удельное количество пропупіенного
электричества составило около 200 А-ч/л. Содержа¬
ние серной кислоты при этом увеличилось, пример¬
но, в пять раз - от 30 до 150 г/л. Концентрация ио¬
нов железа уменьшилась с 70 до 20 г/л. Выходы по
току металла резко снижаются после количества про-
пупіенного через электролизер электричества более
100 Л'ч/л. Это означает, что в целом, электролиз рас¬
твора в таких условиях по конечному эффекту при¬
ближается к электрохимическому разложению воды
с образованием кислорода на аноде и водорода на ка¬
тоде. А такое состояние практически исьспючает воз¬
можность дальнейшего электролитического извлече¬
ния железа из раствора.
Используя полученные экспериментальные дан¬
ные, можно оценить степень извлечения металла из
раствора как важнейшую количественную характе¬
ристику исследуемого процесса. При этом под степе¬
нью извлечения металла из электролита (С) следует
понимать отношение массы практически полученно¬
го железного порошка (т
·р) к обпіей массе железа в
исходном объеме электролита (Em)
C = m /Em · 100%.
пр.

72
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛОВ
Изменение степени извлечения железа по мере
выработки электролита представлено на рис. 2.
Степень извлечения металла с увеличением коли¬
чества пропущенного через систему электричества
возрастает вплоть до максимального значения 70 %
нри 120 А-ч/л.
Суммарный выход по току железа составляет око¬
ло 60 % (рис. 1). Этому соответствует концентрация
серной кислоты, накопившаяся в растворе в резуль¬
тате анодной реакции выделения кислорода, около
140 г/л. Резкое снижение выхода но току метал¬
ла после пропущенного электричества в количестве
100 А'ч/л указывает на то, что основной катодной ре¬
акцией становится выделение водорода, и дальней¬
шее ведение процесса становится экономически не¬
целесообразным. Следовательно, если исходить из
циьспической схемы организации извлечения железа
из отработанного травильного раствора, то процесс
этот надо вести до количества пропущенного элек¬
тричества не более 100-120 А-ч/л, после чего циьсп
следует повторить с новым раствором электролита.
Одновременно с понижением выхода по току изменя¬
ются и физико-химические свойства осадка железно¬
го порошка. Он становится все менее дисперсным, и
его частицы все труднее отделяются от катода.
Используя полученные данные, можно рассчитать
производительность процесса и энергозатраты на еди¬
ницу массы продукта при заданных исходных параме¬
трах производства. Например, при объеме электроли¬
зера 1 м
·; площади катода S = 1 м
·; катодной плотности
тока Dj,= 50 А/дм
·; напряжении на ванне U = 2,5 В, об¬
щее количество пропущенного электричества до пол¬
ной выработки электролита составит
q
·= 120 · 1000= 120000 А-ч.
Сила тока при проведении процесса
I = D, S = 50 100= 5000А.
Общая продолжительность одного цикла до макси¬
мального извлечения металла из раствора объемом 1 м
·
X = q
· /1 = 120000 / 5000 = 24 ч.
Можно рассчитать массу железного порошка, ко¬
торая будет получена из 1 м
· раствора состава 200 г/л
FeSO
·+ 30 г/л HjSO
·npn степени извлечения 70 %. С
учетом атомных и молекулярных масс железа и суль¬
фата железа получаем, что в 1 м
· исходного раствора
электролита содержится 73,7 кг железа. 70 % от этой
массы составляет 51,6 кг Следовательно, производи¬
тельность (W) ванны составит
Fe X
Общие затраты электроэнергии (G
·) на один циьсп
процесса составят:
и = 120000 2,5 = 300 кВт-ч.
Удельные затраты электроэнергии составят:
уд I Fe ' '
Таким образом, данные исследований основных
параметров электролиза за время выработки электро¬
лита при традиционной организации процесса по¬
казывают, что возможно извлечение железа лишь до
70 % его содержания в исходном электролите. Нако-
Количество электричества, А*ч/л
Рис. 2. Влияние количества пропущенного электричества
на степень извлечения металла
пление серной кислоты в электролите тормозит про-
цесс дальнейшего катодного выделения железа. Для
повышения эффективности извлечения железа из
раствора необходимо исьспючить такое накопление
серной кислоты в прикатодной зоне электролизера.
В принципе такая задача может быть решена путем
использования мембран [5], разделяющих катодное и
анодное пространства электролизера и предотвраща¬
ющих перемешивание анолита и католита.

Заключение
Установлено, что эффективное электрохимиче¬
ское извлечение железного порошка из отработанных
травильных растворов характеризуется выходом по
току продукта около 60 % и степенью его извлечения
около 70 %. Оно имеет место при количестве пропу¬
щенного через электролизер электричества не более
120 А-ч/л. При этом удельные затраты электроэнер¬
гии составляют 5,8 кВт-ч на килограмм железного по¬
рошка. При более высоких количествах пропускаемо¬
го через электролизер электричества основными про¬
цессами становятся выделение кислорода на аноде и
водорода на катоде.
Повышение эффективности процесса электро¬
лизной переработки отработанных травильных рас¬
творов возможно при разделении электродных про¬
странств электролизера, например, с использованием
электрохимических мембран.

Библиографический список
1. Жетвин Н.П., Раховская Ф.С., Ушаков В.И. Уда¬
ление окалины с поверхности металла. - М.: Ме¬
таллургия, 1964. - 196 с.
2. Липкин Я.П., Девяткина Т.С., Гольдштейн Я.И.
Химическая обработка стального проката. - К.:
Техніка, 1980. - 136 с.
3. Ямпольский A.M. Травление металлов. - М.:
Металлургия, 1980. - 168 с.
4. Исследование процесса восстановления железа
из кислых сульфатных электролитов / С.И. Пинчук,
A.M. Грещик, Е.В. Белая, А.Н. Ковзик // Металлург
и горноруд. пром-сть. - 2008. - № 4. - С. 86-87.
5. Корыта, Иржи. Ионы, электроды, мембраны.
М.: Мир, 1983.-264 с.

Поступила 06.10.2010
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

73




ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 622.273:65.011.12
Ляшенко В.И. /к.т.н./ Мельник Г.В./к.т.н./

Производство
Малоок А. В.
ГП «УкрНИПИпромтехнологии» Концерн «Южруда»
Повышение сейсмической безопасности при производстве
взрывных работ под городской застройкой
·
Приведены результаты численного моделирования сейсмического действия взрыва на жилые
одноэтажные здания на основании инструментальных замеров с применением современного
сейсмографа Blast Mate -III (фирма Instate, Канада), обработки и анализа материалов с помощью
специальной компьютерной программы Blast Ware. Ил. 6. Табл. 3. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: сейсмическая безопасность, взрывные работы, жилая застройка, здания и
сооружения, сейсмографы, сейсмический мониторинг

The results of numerical modeling of seismic action of explosion on the residential single-storey buildings
based on instrumental measurements with application of modern seismograph Blast Mate-Ill (Instate, Canada),
process and analysis of information by means of special computer program Blast Ware are presented.

Keywords: seismic safety, blasting, housing development, buildings and constructions, seismographs,
seismic monitoring
Актуальность проблемы
При производстве взрывных работ руководству-
·>
ются требованиями государственного стандарта
Украины ДСТУ 4704:2008 [1] и с учетом социального
фактора, недооценка которого приводит к социально¬
му напряжению жителей, проживающих в зоне влия¬
ния горных работ, обрушениям дневной поверхности
на больших плопіадях и воздушным ударам в подзем¬
ных выработках [2, 3]. При этом ориентируются на
сейсмостойкость наиболее ослабленных зданий, рас¬
положенных в границах горного отвода. Такой под¬
ход неизбежно приводит к уменьшению масштабов
взрывов, частотой их повторяемости и простоям, свя¬
занным с проветриванием, а в конечном итоге к сни¬
жению производительности шахты. Особенно акту¬
альной становится проблема, когда взрывные работы
проводятся на малых глубинах (200-300 м) и в грани¬
цах горного отвода находится часть жилой застройки
поселков и городов [4]. Поэтому повышение сейсми¬
ческой безопасности нри производстве взрывных ра¬
бот под городской застройкой на основании обоснова¬
ния допустимой интенсивности сейсмоколебаний для
зданий и сооружений, - важная научная и социальная
задача, требуюш,ая неотлагательного решения [5].
Ниже приведены основные научные и практиче¬
ские результаты исследований интенсивности сейс¬
моколебаний зданий жилой застройки поселка Боль¬
шая Балка г Кировограда (Украина), полученные в
ходе выполнения научно-исследовательских работ:
«Сейсмический мониторинг действия взрывных ра¬
бот в границах горного отвода шахт ГП «ВостГОК»»
(номер государственной регистрации № 0109U002127,
научный руководитель темы Ляшенш В.И.) с участием
авторов.
Рис. 1. Сейсмограф Blast Mate Series III (общий вид)
Методика исследований
При выполнении настояпіей работы использован
комплексный метод исследований, включаюш,ий ана¬
лиз литературных материалов, теоретических обобпіе-
пий и натурных измерений с применением современ¬
ного цифрового сейсмографа Blast Mate Series III (рис.
1), обработки и анализа материалов с помош,ью специ¬
альной компьютерной программы Blast Ware. С помо-
ш,ью одного прибора можно одновременно регистри¬
ровать вибрации, условия окружаюпіей среды и дви¬
жение трепіин в сооружениях. Исключается влияние
человеческого фактора, ошибки при обработке и пред¬
ставлении информации в виде протокола, распечатан-
' Работа выполнена при содействии Пухальского В.Н., Пицыка А.Е., Ковтуна Н.Н. (ГП «ВостГОК»), Хомиченко А.В. (концерн
«Южруда»), Ткаченко А.А., Скотаренко А.Г, Жушмана В.Н. (ГП « УкрПИПИпромтехнологии») и др.
©Ляшенко В.И., Мельник Г.В., Малоок А.В., 2010 г.

74

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 1. Допустимые величины скоростей колебаний но стандартам стран мира


















ного компьютером сразу же после завершения взрыва.
При проведении сейсмических измерений дан¬
ный прибор позволяет получать максимальное коли¬
чество параметров проводимых измерений на месте
проведения работ в распечатанном виде, а именно:
результирующие скорости смещения грунтов у осно¬
вания зданий и сооружений нри сейсмическом воз¬
действии подземных взрывов, см/с; частота сейсми¬
ческих колебаний, Гц; период сейсмических колеба¬
ний, с; сейсмоускорение, см/с
·; величина сдвига грун¬
та, мм; время действия взрыва, с.
Схема установки сейсмографа Blast Mate-III на по¬
верхности в зоне действия взрыва приведена на рис. 2.
Применяемый комплект аппаратуры (сейсмограф и
сейсмоприемники прошли калибровку на заводе изго¬
товителе (фирма Instantel, Канада), а также ежегодную
калибровку в «Укрметртестстандарте». Амплитудно-
частотные характеристики каналов имеют одинаковые
коэффициенты усиления в частотном диапазоне 2-250
Гц, т.е. имеют единый масштаб записи в указанном ча¬
стотном диапазоне и соответствуют
основным требованиям междуна- ""
родных стандартов (табл. 1).
Охраняемые объекты на днев¬
ной поверхности поселка Большая
Балка г Кировограда представлены
преимущественно жилыми одноэ¬
тажными зданиями, возведенными
на ленточных фундаментах из бу¬
тобетона (рис. 3). Наружные стены
сложены из керамического или си¬
ликатного кирпича. Значительную
часть построек составляют здания
сложенные из саманного кирпича,
обложенного керамическим либо
силикатным кирпичом. Обследова¬
ние зданий показало, что большин¬
Рис. 2. Схема установки сейсмографа Blast Mate Series III:
L1, L2 - расстояния по горизонтали от однокомпонентного сейс-
моприемника до охраняемых объектов, м; Н - глубина до по¬
верхности, м; h - высота от эпицентра взрыва до вышележаще¬
го под этажа, м













О

/5І55
·і6-
ство из них имеют нарушения, с ко¬
торыми необходимо считаться при

if *-*-*
производстве взрывных работ. При
этом приходится учитывать соци¬
іf
6
альный фактор и ориентироваться
на наиболее ослабленные трещина-
Рис. 3. Схема типового одноэтажного здания находящегося в зоне сейсмическо¬
го воздействия
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

75





ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО







о


Ground - Long: Peak 3.76 mm/s at G.0972 seo.


Structure - Long2: Peak 1.57 mm/s at 0.133 sec.
s
я
о
о
s
и
0.0


'Г---------
·---'----'""""Т---Т---Г-
'Г IІ" "Г I----1т · · Т Г'

о
о
s
и
0.0



Т
0.0
1.0 2.0 0.0 1.0
2.0
Тіme Япяііа- n 9П «iisi-j'riiv Amplitude Scale: Oeo: 1.000 mm/s/div
Время, с Время, с

0.03








2 G 10 14 18 22 26 30 34 38
Frequency (Hz.)








2 G 10 14 18 22 2G 30 34 Зв
Frequency (Hz.)

Transfer Functicn (Lcng2/Long)
· Peak at 8.50 Hz.


50.0


40.0 -


30.0


20.0


10.0 -


0.0
18 22
Frequency (Hz.)
Рис. 4. Сейсмограммы колебания грунта и строения по продольной оси (ул. Криничеватая, 28): а) продольная компонента мак¬
симальной скорости колебания грунта 0,376 см/с; б) продольная компонента максимальной скорости колебания строения 0,157 см/с; в)
спектральная плотность продольной компоненты скорости колебания грунта (макс, на 19,5 Гц); г) спектральная плотность продольной
компоненты скорости колебания строения (макс, на 8,5 Гц); д) частотная характеристика строения (макс, на 8,5 Гц)
ми здания. Диагностика деформаций зданий, находя¬
щихся в зонах взрывных работ шахты осложнена тем,
что кроме сейсмического действия, нарушения могут
возникнуть от целого ряда других причин:
- наличия под фундаментом здания участков сла¬
бых и обводненных грунтов;
- малой глубины заложения фундамента (меньше
глубины промерзания);
- выемки грунта вблизи здания;
- местного переувлажнения грунта (полив ого¬
родов, наличие канализационных ям, подземных во¬
дных коммуникаций и пр.) у основания здания;
- осадки новых зданий, возведенных в непосред¬
ственной близости от суш:ествуюш,их;
- расположения подвалов только под частью зда¬
ния;
- размепіения здании на косогоре.
Обследованием грунтов основания зданий и со¬
стояния их стен установлено следуюпіее:
- грунты основания - макропористые гумусиро-
ванные суглинки, находяш,иеся во влажном состоя¬
нии;
- стены зданий выполнены преимупіественно из
саманного кирпича с облицовкой керамическим или
силикатным кирпичом (1/2 кирпича);
- перекрытия деревянные;
- кровля шиферная, по деревянным стропилам;
- фундаменты ленточные из бутобетона;
- в кладке стен толпіина швов часто завышена и
достигает 20-30 мм, при этом использовано большое
количество половняка;
- облицовочная ьспадка стен не имеет необходи-

76

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица 2. Характеристика взрывов и результаты инструментальных замеров сейсмических
колебаний



























Таблица 3. Частоты собственных колебаний зданий











мую перевязку в примыкании впутреппих степ к на¬
ружным;
- наружные стены пересечены трещинами, прохо¬
дящими от оконных и дверных проемов к перекры¬
тию или фундаменту.
Математическое моделирование
Из основ сейсмостойкого строительства известно,
что конструктивное исполнение здания и инженерно-
геологические характеристики грунтов оказывают
доминирующее влияние на реакцию строения при
сейсмических воздействиях. Когда грунт, на кото¬
ром возведено сооружение, приходит в колебатель¬
ное движение иод действием сейсмической волны, он
раскачивает как сооружение в целом, так и отдельные
его части. Интенсивность этого движения возрастает
с увеличением мощности сейсмической волны. Вме¬
сте с вынужденными колебаниями, соответствующи¬
ми характеру возмущающих сейсмических сил, в со¬
оружении возникают собственные колебания, зави¬
сящие от его формы, геометрических размеров и фи¬
зических свойств строительного материала. Нало¬
жение этих движений вызывает в сооружении дина¬
мические усилия, которые могут стать угрожающи¬
ми для их целостности. Опасность разрушения уве¬










личивается, когда период колебания грунта становит¬
ся близким к периоду собственных колебаний здания.
На резонансных и околорезонансных частотах про¬
исходит значительное возрастание амплитуд колеба¬
ний, величина которых в несколько раз может превос¬
ходить амплитуду колебаний но сравнению с безопас¬
ными колебаниями.
Наиболее полная информация о динамических
свойствах зданий содержится в его резонансной
(амплитудно-частотной) характеристике. Последняя
описывает зависимость между частотами сейсмоко-
лебания и увеличением амплитуды колебания здания.
Связь между сейсмическим воздействием и реакци¬
ей здания с помощью метода Фурье описывается со¬
отношением
ф((у) = іГ((у)5'((у), (1)

где - соответственно, ком¬
плексные спектры колебания грунта, вынужденных и
собственных колебаний здания.
Это соотношение между спектрами вынужда¬
ющих колебаний и спектром реакции через частот¬
ную характеристику получено в предположении,
что сейсмический процесс является стационарным,

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

77





ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
а здание есть линейная система. Для описания ком¬
плексной частотной характеристики здания достаточ¬
но иметь спектры колебания грунта и самого здания.
Комплексная частотная характеристика здания опре¬
деляется посредством деления спектров колебаний и
грунта в его основании.
Методы определения сейсмических нагрузок для
расчета строительных конструкций базируется на
представлении, что поведение зданий можно модели¬
ровать невесомым упругим стержнем. При этом при¬
нимается, что один конец стержня жестко соединен с
грунтом, а на другом находится сосредоточенная мас¬
са, равная массе здания. С помощью такого модели¬
рования нельзя описать всю совокупность деформа¬
ций реальных зданий при сейсмических воздействи¬
ях. Общая структура эмпирической формулы для рас¬
чета максимального значения скорости сейсмоколе-
баний имеет вид

500,0
450,0






150,0
100,0


О 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100
Заряд в ступени замедления, кг
Рис. 5. Зависимость сейсмобезопасного расстояния от мас¬
сы заряда в ступени замедления для уранового месторож¬
дения

$ = К

,СМІ с

(2)

Максимальное значение скорости сейсмоколеба-
пий является функцией нриведенного гопоцентраль-
R
ного расстояния .. Полученные в ходе монито-

ринга информационные пары (скорость колебаний -
нриведенное расстояние) были подвергнуты регрес¬
сионному анализу. Для того чтобы найти значения ко¬
эффициентов К VI Р были построены диаграммы за-
J R
·
ВИСИМОСТИ V = J

Результаты численного моделирования
Для изучения сейсмического действия взрывов
на жилые одноэтажные здания авторами выполнены
инструментальные замеры. Характеристика взрывов
и результаты инструментальных замеров сейсмиче¬
ских колебаний грунта вблизи фундаментов жилых
зданий приведены в табл. 2.
В качестве объектов исследования были взяты
жилые здания на ул. Криничеватой, 28 и здание но
нер. Матросова, 3. Эти здания конструктивно являют¬
ся «типовыми» для индивидуальных домов построй¬
ки периода 50-60 годов прошлого века. Сейсмоколе-
бания регистрировались одновременно как в грунте
основания здания, так и в здании. Трехкомпонентные
сейсмоприемники устанавливались в грунт на рас¬
стоянии 5 м от противоположной по отношению к ме¬
сту взрыва стены и на перекрытии здания. Как видно
из сейсмограмм (рис. 4), возникающие движения яв¬
ляются сложными. Форма записи колебаний но каж¬
дой из составляющих X, Y и Z, соответствуют пер¬
вым периодам. Однако эти колебания быстро затуха¬
ют и через 0,5-1 с становятся незаметными. Скорости
колебаний грунта приобретают максимальные значе¬
ния раньше чем в здании. Форма движения здания во
многом повторяет движение грунта. Отличие заьспю-
чается в интенсивности колебаний. Горизонтальные

5-10 Гц - 15 %; 10-40 Гц - 69 %; 50-60 Гц - 11 %;
60-100 Гц-5 %.
Рис. 6. Диаграмма распределения частотных параметров
сейсмических колебаний при проведении взрывных работ
на шахтах
компоненты скорости колебаний грунта более чем в
2 раза выше, чем соответствующие скорости коле¬
баний здания на уровне перекрытия, что свидетель¬
ствует о хороших амортизирующих свойствах фунда¬
ментов. Величина вертикальной компоненты скоро¬
сти колебаний грунта также выше, чем соответствую¬
щая скорость колебания здания. Однако это отличие
меньше. Для определения резонансных свойств зда¬
ний авторами выполнен спектральный анализ коле¬
баний грунта и здания на основе теоретических пред¬
посылок. При этом установлено, что полученные ча¬
стотные характеристики отличаются острорезонанс¬
ной формой на частоте собственных колебаний. Для
изучаемых зданий установлены частоты их собствен¬
ных колебаний (табл. 3).
Анализируя спектральные характеристики ис¬
следуемых зданий установлено, что в спектре соб¬
ственных колебаний здания, нарушенном крупными
трещинами, имеется несколько максимумов. Авто¬
ры объясняют это тем, что разделенные трещинами
фундаменты обладают собственными частотами 12,5;
16,5; 32 Гц. Здание, не имеющее крупных трещин, ха¬
рактеризуется спектром с единым максимумом в об¬
ласти 8,5 Гц.

78

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
в условиях систематически повторяющихся
взрывов в течении длительного времени для сохран¬
ности зданий, расположенных в пределах горного от¬
вода шахты, предельно допустимые заряды взрыв¬
чатых веществ на ступень замедления должны быть
ограничены до таких пределов, при которых возни¬
кающие максимальные скорости колебаний были бы
меньше чем предусмотрено стандартом безопасности
с учетом частоты колебаний. Учитывая запас прочно¬
сти кирпичной кладки при повторных нагрузках, мак¬
симальная скорость колебаний не должна превышать
0,4 см/с при колебаниях в спектре которых превали¬
руют частоты от 5 до 10 Гц и не более 0,8 см/с при ча¬
стоте более 10 Гц. Указанные пороги допустимой ско¬
рости сейсмоколебаний не противоречат националь¬
ному стандарту Украины [1].
За период мониторинга сейсмического действия
массовых взрывов было зарегистрировано 23 собы¬
тия (взрыва). На основании этих измерений была
найдена зависимость скорости колебаний от основ¬
ных параметров взрыва и гипоцентрального расстоя¬
ния. Максимальное значение коэффициента детерми¬
нации было получено для уравнения зависимости

не совпадать с эпицентром взрыва вследствие экра¬
нирующего действия выработанного пространства
(в том числе заложенного). Экранирующее влияние
очистных выработок подлежит уточнению в дальней¬
ших исследованиях. Для уменьшения сейсмоэффекта
взрыва необходимо уменьшить нагрузку на ступень
замедления путем внедрения носкважинного иници¬
ирования (один скважинный заряд на ступень замед¬
ления). Обеспечить поскважинное инициирование
возможно с помощью неэлектрических систем ини¬
циирования («Примадет», «Nonel», «Прима-Эра»,
«Импульс»), что позволит увеличить объемы массо¬
вых взрывов, сохранив нри этом массу заряда на сту¬
пень замедления без увеличения сейсмической опас¬
ности для охраняемых объектов. Массы зарядов
должны быть равномерно распределены по ступеням
замедления, кроме первой и последней. Масса пер¬
вой и последней ступеней должны быть на 25-30 %
меньше, чем в остальных. Количество ступеней за¬
медления должно быть не менее чем 3-4. Оптималь¬
ный уровень сейсмического волнового процесса до¬
стигается при короткозамедленном взрывании 10-12
ступеней зарядов ВВ. Оптимальный интервал замед¬

o = f
/ - Л
R

и составляло 0,7362 против 0,7205 для
ления должен быть меньше периода колебаний грун¬
та возле фундамента защищаемых объектов и боль¬
ше половины периода таких колебаний. По резуль¬
татам инструментальных замеров период сейсмиче¬
o = f
R
ских колебаний но месторождениям находится в пре¬
делах 25-100 мс. Для каждого эксплуатационного

На основании этого результата, для прогноза ско¬
рости сейсмоколебаний получена зависимость
блока величина замедления при короткозамедленном
взрывании корректируется по результатам измерения
частоты сейсмических колебаний грунта на дневной

и = 52,434
/ Ч-1.6416
R
4q.

,СМІ с

(3)
поверхности при проведении первых взрывов в бло¬
ке. Применение системы электронного инициирова¬
ния позволяет интенсифицировать дробление трудно
Подставляя в формулу (3) значение допустимой
скорости колебаний для наименее сейсмостойких
зданий в районе застройки - 0,7 см/с получена зави¬
симость между допустимой величиной заряда в сту¬
пени замедления и сейсмобезопасным расстоянием
до охраняемого объекта

·с.5
·13,864$
· (4)
В графическом виде эта зависимость показана на
рис. 5.
Анализ полученных результатов работы
В качестве критериев сейсмической опасности за¬
рубежными и отечественными стандартами приняты
кинематические параметры движения грунта - мас¬
совая скорость и частота колебаний. За отчетный пе¬
риод уровень зарегистрированных сейсмоколеба¬
ний в зоне горного отвода шахт ГП «ВостГОК» че¬
тыре раза был близким к предельным значениям, что
подтверждает необходимость продолжения работ по
сейсмическому мониторингу и внедрению в горные
технологии сейсмобезопасных мероприятий. Диа¬
грамма распределения частотных параметров сейс¬
мических колебаний нри проведении взрывных ра¬
бот на шахтах приведена на рис. 6. Максимальная ин¬
тенсивность сейсмоколебаний поверхности может
взрываемых рудовмещающих пород путём легко вы¬
полняемого двухстороннего инициирования каждого
скважинного заряда. Импульс взрыва при двухточеч¬
ном инициировании на 22 % выше, чем при одното¬
чечном, а его кпд возрастает от 0,04 до 0,06. Приме¬
нение электронных детонаторов позволяет произво¬
дить короткозамедленное взрывание зарядов ВВ с не¬
обходимым количеством замедлений. Системы элек¬
тронного инициирования (ЭДЭЗ) имеют высокую на¬
дёжность, возможность исполнения лучшего дробле¬
ния горных пород, осуществление персональной от¬
ветственности одного человека за результаты всего
производства взрывов. При этом, общие затраты на
рудоподготовку с их использованием в сравнении с
затратами на рудоподготовку с неэлектрическими си¬
стемами инициирования меньше. Применение ЭДЭЗ
позволяет снизить сейсмический эффект от взрывов с
их применением в 1,3-1,6 раза в сравнении с сейсми¬
ческим эффектом от взрывов и применением неэлек¬
трических систем инициирования.

Выводы
1. По техническому состоянию и физическому из¬
носу наиболее уязвимыми по сейсмостойкости явля¬
ются здания старой постройки со сроком эксплуата-
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
79



ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
ции более 50 лет, которые относятся к категории «Жи¬
лые здания с несущими стенами из кирпичной ьспад-
ки» [1]. Допустимые значения скорости сейсмоколе-
баний грунта в основании таких зданий не должны
превышать 0,4; 0,7; 0,8 см/с при колебаниях в спектре
которых преобладают частоты до 5 Гц; от 5 до 10 Гц;
более 10 Гц соответственно.
2. Здания, как резонансные системы, избиратель¬
но реагируют на сейсмические колебания в зависи¬
мости от наличия резонансных и околорезонансных
частот в спектре их собственных колебаний. Установ¬
лены резонансные частоты в спектре собственных ко¬
лебаний одноэтажных зданий из кирпичной ьспадки
на ленточных фундаментах, на основе замеров, в ди¬
апазоне 7-10 Гц. Соответственно допустимой скоро¬
стью сейсмоколебаний следует считать 0,7 см/с.
3. Определена эмпирическая зависимость для
прогноза скорости колебаний от нриведенной массы
заряда на ступень замедления для условий месторож¬
дения вида у = а-Ь (а и b - коэффициенты, завися¬
щие от сейсмоаккустических свойств горного масси¬
ва и условий взрывания). Увеличение масштабов мас¬
совых взрывов возможно за счёт увеличения количе¬
ства ступеней замедления с уменьшенной массой за¬
ряда на ступень замедления путём поскважинного
инициирования (один скважинный заряд на ступень
замедления).
4. Создание системы сейсмомониторинга с при¬
менением современных электронных сейсмографов
позволит снизить уровень сейсмического воздей¬
ствия на здания и сооружения в зоне действия взры¬
вов до требований государственных норм сейсмиче¬
ской безопасности (ДСТУ 4704:2008), что понизит
уровень социального напряжения для жителей, про¬
живающих в зоне воздействия взрывных работ. Для
получения исчерпывающих объяснений причин де¬
формации жилых зданий и контроля за сейсмобезо-
пасным ведением взрывных работ необходимо даль¬
нейшее проведение сейсмомониторинга интенсивно¬
сти сейсмоколебаний и деформации в конструкциях
охраняемых объектов в комплексе с исследованиями
по горно-геодинамическим процессам в массиве.

Библиографический список
1. ДСТУ 4704:2008. Проведения промисло-
вих вибухів. Норми сейсмічноі безнеки. Взамін
ДСТУ-П4704:2006. Введ. 01.01.2009 // Держстан-
дарт Украши. 2008, 10 с.
2. Инструкция но безопасному ведению гор¬
ных работ на рудных и нерудных месторождени¬
ях (объектах строительства подземных сооруже¬
ний), сьспонных к горным ударам. - ВНИМИ. - Ле¬
нинград, 1989. - 59 с.
3. Савельев Ю.Я., Ляшенко В.И., Ткаченко А.А.
Обоснование сейсмобезонасной технологии под¬
земной разработки урановых месторождений //
Цветная металлургия. - 2007. - № 1. - С. 3-6.
4. Ляшенко В.И., Савельев Ю.Я., Ткаченко А.А.
Научно-технические основы сейсмобезонасной
технологии подземной разработки урановых ме¬
сторождений // Металлург и горноруд. пром-сть.
- 2006. - № 6. - С. 107-111.
5. Гурии А.А., Радченко И.С., Ляшенко В.И., Гу¬
рии Ю.А. Сейсмическая безопасность объектов
при взрывных работах на горных предприятиях
// Цветная металлургия. - 2009. - № 10. - С. 3-12.

Поступила 11.08.2010


·

УДК 622.271 Производство
Вольфсон П.М. /к.т.н./
ГП «НИИБТГ»
Влияние объема камерной выемки на суммарное извлечение не
разубоженной руды при системе подэтажного обрушения
Установлено влияние объема камерной выемки на суммарное извлечение не разубоженной
руды при системе подэтажного обрушения. Оптимальным объемом камерной выемки является
компенсационный. Ил. 2. Табл. 1. Библиогр.: 3 назв.

Ключевые слова: подземная выемка руды, камерная выемка, извлечение руды

Effect of pillar mining volume on the total extraction of clean ore at sub-level caving system is determined.
Optimum volume of pillar mining is compensating.

Keywords: underground mining, pillar mining, ore extraction
Часто при проектировании и на практике объем
камерной выемки принимают больше комненсацион-
ного, стремясь получить как можно больше не разу¬
боженной руды. Однако при этом не учитывается,
что с увеличением объема камерной выемки умень¬
шается обрушаемый запас, его высота и резко снижа-
© Волъфсон П.М., 2010 г.
ется извлечение не разубоженной руды при выпуске
под обрушенными породами. Чтобы установить це¬
лесообразный объем камерной выемки при системе
подэтажного обрушения нами проведены специаль¬
ные исследования по установлению влияния объема
камерной выемки на суммарное извлечение не разу¬
боженной руды из панели, блока и общую эффектив¬

но

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Таблица. Извлечение не разубоженной руды из очистного массива панели нри системе нодэтажного
обрушения

























*- компенсационный объем
* *- извлечение не разубоженной руды из панели блока на 3-5% больше за счет руды из воронок и нарезных выработок
ность применения системы.
Суть этих исследований состояла в том, что при
разной высоте подэтажа от 25 до 40 м и различном
объеме камерной выемки, начиная с компенсацион¬
ного, устанавливались:
а) высота слоя обрушенной руды на выпуск;
б) извлечение не разубоженной руды при выпуске
под обрушенными породами;
в) суммарное извлечение не разубоженной руды
из очистного массива (массив выше воронок днипіа),
из камерного запаса и при выпуске под обрушенны¬
ми породами, %.
Исследования проводились применительно к ру¬
дам с коэффициентом крепости 4-7 и коэффициентом
разрыхления руды Кр = 1,20 при оптимальных пара¬
метрах недозированного выпуска, фактически прак¬
тикуемого на всех шахтах.
Предусматривалось что параметры камер, исполь¬
зуемые при исследованиях, обеспечивают их устойчи¬
вость, установленную по методике НИГРИ [1].
Для разных высот подэтажа проводили определе¬
ние параметров с учетом различных объемов камер¬
ной выемки в такой последовательности.
Комненсационный объем камерной выемки [2]
определяли по выражению

$ =
·--100 · V ,
к
р


· 04 '
Высота слоя руды на выпуск
сл кас пэ В.Д.'
где
· - высота выработки доставки, м; рассто¬
яние между выработками выпуска определяли по вы¬
ражению [3]
Рис. 1. Параметры основных элементов панели
90-
·
2Ь =
·, где (р - угол естествен¬
ного откоса руды при выпуске.
Извлечение не разубоженной руды при выпу¬
ске под обрушенными породами определяли по вы¬
ражению
100
· 0Д31.19Д9
·0,0462-100 _240/
·
" ~ ~

Затем определяли суммарное извлечение не разубо¬
женной руды из очистного массива. Извлечение не раз¬
убоженной руды из очистного массива при различных
параметрах панелей представлено в таблице и на рис. 2.
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
81





ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

камерной выемки, и поэтому суммарное извлечение
не разубоженной руды из блока снижается. Так, нри
увеличении объема камерной выемки по сравнению
с комненсационным в 2-2,3 раза извлечение не разу¬
боженной руды при выпуске под обрушенными поро¬
дами снижается в 3-3,5 раза, то есть снижение извле¬
чения не разубоженной руды при выпуске супіествен-
но опережает увеличение объема камерной выемки и

%4- IlmcHCHiic (ioi.L'\ui
камерііоіі 15І.ІСМКИ
' 3'. 4' - 11
·и.ісчсіпіс чпс і (iii
руды при выпуске пол
і)бр\ теііт>і\іи породами
. 3", 4" - С'\ ммариос
n'
·iiJicMcimc чис'гхи'і руды
поэтому уменьшается суммарный выход не разубо¬
женной руды по блоку.
Следовательно, при системе подэтажного об¬
рушения по условиям извлечения не разубоженной
руды из блока увеличение объема камерной выем¬
ки по сравнению с комненсационным объемом не¬
целесообразно. Нецелесообразно увеличение объе¬
1.1'. 1
- при і
ма камерной выемки больше компенсационного и по
I :
·о ч
- при І5ЫСОІС пол і м
4_ 4'_ 4". при высогс под %%ажа М) м








20 25 30 35 40 45
Ооъсм іаімсрііои иі>іс\ікч. % к запасу очисі моіі выемки
Рис. 2. Зависимость извлечения руды при системе подэ-
тажного обрудения от объема камерной выемки
Установленный характер изменения суммарного
извлечения не разубоженной руды объясняется тем,
что ввиду относительно небольшого объема камер¬
ной выемки при системе нодэтажного обрушения
запас обрушаемого массива супіественно превыша¬
ет объем камерной выемки, а с уменьшением высо¬
ты слоя обрушенной руды резко уменьшается в ре¬
альных условиях ее извлечение.
Кажущееся на первый взгляд сиюминутная вы¬
года от увеличения объема камерной выемки боль¬
ше компенсационного оборачивается снижением вы¬
хода не разубоженной руды по системе (панели, бло¬
ку) в целом на 12-18 % и, соответственно, увеличени¬
ем суммарных потерь руды по блоку на 2-3 % (сниже¬
ние выхода не разубоженной руды на 5 % повышает
суммарные потери руды по блоку на 1 %).
При системе подэтажного обрушения увеличе¬
ние объема камерной выемки до предельно допусти¬
мых значений не компенсирует снижение извлечения
не разубоженной руды при выпуске из обрушенного
условиям дробления рудного массива, поскольку при
объеме камер больше компенсационного коэффици¬
ент использования энергии взрыва уменьшается и
увеличивается кусковатость руды по сравнению с от¬
бойкой на две компенсационные камеры. И, наконец,
не в последнюю, а скорее в первую очередь нежела¬
тельно увеличение объема камер больше комненса-
ционного и по условиям безопасности очистной вы¬
емки при разработке залежей средней и ниже средней
устойчивости на глубинах более 1000 м.
Оптимальный объем камерной выемки при систе¬
ме подэтажного обрушения компенсационный. Это
соответствует основополагаюпіему принципу систем
с обрушением, согласно которому параметры обру¬
шаемого запаса руды, в том числе его высота долж¬
ны равняться первоначальным, то есть объем пустот
в рудном массиве перед взрывом должен лишь ком¬
пенсировать разрыхление руды.

Библиографический список
1. «Инструкция но определению оптимальных
конструктивных параметров систем подэтажно¬
го обрушения для рудников Кривбасса». НИГРИ,
1987.
2. Вольфсон П.М. Исследование зависимости из¬
влечения руды от объема камерной выемки. Сб.
научн. тр. НИГРИ IV. Государственное научно-
техническое издательство литературы по горному
делу. - М.: 1960.
3. Вольфсон П.М. Упропіенный метод расчета
потерь и разубоживания руды при системах раз¬
работки с обрушением. Бюл. НИГРИ № 2. - М.:
Металургиздат, 1957.
массива, запас которого значительно больше запаса
Поступила 09.04.2010






·





82




© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




МАШИНОВЕДЕНИЕ

УДК 669.162.21 Наука
Большаков В.И. /д.т.н./
ИЧМ НАН Украины
О влиянии расположения лотка БЗУ в колошниковом пространстве
на показатели работы доменной печи
Рассматривается степень влияния высоты расположения лотка и других факторов на
показатели работы доменных печей, оснащенных бесконусными загрузочными устройствами с
лотковым распределителем шихты. Представлены основные требования к определению высоты
расположения лотка БЗУ относительно поверхности шихты. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: доменная печь, требования к выбору расположения лотка БЗУ, влияние
различных факторов на показатели работы печи

Effect of tray height and other factors on operation parameters of blast furnace equipped with bell-free
loading device with chute distributor of charge is considered. The fundamental requirements to definition of
height of bell-free loading device's tray lay-out relative to the charge surface are presented.

Keywords: blast furnace, requirements to bell-free loading device's tray lay-out, effect of various factors
on parameters of furnace operation
В 1969 г. фирмой П. Вюрт было разработано и за¬
патентовано оригинальное бесконусное загрузочное
устройство (БЗУ) с распределителем шихты в виде
вращающегося лотка, угол наьспона которого может
изменяться. Для управления изменением угла наьспо¬
на лотка применен оригинальный планетарный ре¬
дуктор. В 1971 г опытно-промышленный образец
этого устройства после испытаний на стенде был
установлен на доменной печи № 4 в Хамборне с ди¬
аметром горна 9,5 м. После трехлетних испытаний и
доработки модифицированное БЗУ установлено на
той же доменной печи (ДП) в 1975 г
В 1978 г на новой ДП-6 НЛМК объемом 3200 м
·
было установлено первое в СССР БЗУ фирмы П.
Вюрт с лотком длиной 3,5 м [1]. Высота его подве¬
ски относительно технологического нуля составляла
~4,3 м и ниже этого положения опускать точку под¬
вески лотка не следует. Высота падения шихты при
уровне засыпи 2 м на ДП-6 НЛМК составляет при
угле наьспона лотка 20° - 2,8 м, а при угле 50° 3,4 м.
В 1980 г во время реконструкции ДП-9 «Криворож-
стали» она была оснащена лотковым БЗУ фирмы П.
Вюрт. Освоение работы реконструированной домен¬
ной печи после установки БЗУ с диаметром колош¬
ника 10,8 м и осью подвеса лотка, расположенной на
высоте 6,5 м над верхней кромкой защитных плит
колошника выполнялось сотрудниками ИЧМ. Высо¬
та падения шихты при угле наьспона лотка длиной
4,5 м при уровне засыпи 2 м и угле наклона 20° со¬
ставляет 3,8 м, а при угле наклона лотка 50° 4,8 м.
В 1986 г введена в эксплуатацию новая крупнейшая в
мире ДП-5 ЧерМК объемом 5580 м
· с диаметром ко¬
лошника 11,2 м. На этой нечи установлено БЗУ с дли¬
ной лотка 5 м, высота подвеса которого относитель¬
но верхней кромки защитных плит колошника рав¬
на 6,92 м. При этом высота падения шихтовых мате¬
риалов на уровень засыпи 2 м составит при угле на-

© Большаков В.И., 2010 г.
ьспона лотка 20° 4 м, а при угле наклона 50° 5 м.
Что же касается приведенной в статье [2] в каче¬
стве примера схемы понижения уровня расположе¬
ния лотка длиной около 4 м, расположение которого
опущено путем установки БЗУ нри капитальном ре¬
монте примерно на 0,74 м по отношению к опорно¬
му фланцу купола печи № 4 фирмы Дофаско (Кана¬
да), то на ней высота падения материала с лотка ори¬
ентировочно при угле наьспона лотка 20° составляет
3,5 м, а при угле наьспона 50° 5,3 м.
Анализ показывает, что высота падения шихто¬
вых материалов с лотка на поверхность шихты на
уровне засыпи 2 м при угле наьспона лотка 50° изме¬
няется от 3,4 м (ДП-6 НЛМК) до 4,8 м на ДП-9 «Кри-
ворожстали», 5 м на ДП-5 «Северстали» и 5,3 м на
печи № 4 Дофаско. Следует заметить, что эти зна¬
чения высоты падения шихты с лотка существен¬
но меньше высоты её падения при загрузке в бунке¬
ры БЗУ и не могут существенно влиять на измель¬
чение материалов. Подчеркнем, что практически на
всех доменных печах, оснащенных лотковыми БЗУ,
сохраняется возможность обеспечить эффективное
управление радиальным и окружным распределе¬
нием шихты и газов в печи.
Обычно выбор высоты расположения оси, отно¬
сительно которой происходит поворот лотка в вер¬
тикальной плоскости при изменении угла его наьспо¬
на, осуществляют проектировщики, технологи не
формулировали каких бы то ни было требований по
этому поводу. Целесообразно внести в решение это¬
го вопроса ясность на основании анализа положения
дел. Заметим, что термины «высота подвеса лотка» и
примененный в работе [2] «высота установки БЗУ»,
не являются однозначными и удобными для оцен¬
ки положения лотка в колошниковом пространстве.
Эти термины приемлемы для определения положе¬
ния лотка в колошниковом пространстве в случаях
применения традиционных БЗУ фирмы П. Вюрт,
где ось поворота лотка при изменении угла его на-
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
83



МАШИНОВЕДЕНИЕ
ьспона пересекается с осью ДП. В других конструк¬
циях БЗУ ось поворота лотка в вертикальной пло¬
скости расположена на некотором расстоянии от оси
печи и с ней не пересекается. В этих случаях приме¬
нение указанных терминов вносит неопределенность
в оценку положения лотка в колошниковом нростран-
стве.
При проектировании новых доменных печей и
оснащении их БЗУ выбор расположения лотка дол¬
жен определяться выполнением трех следующих
условий:
1. В вертикальном (опущенном) положении лот¬
ка его нижний срез должен располагаться выше на
1 м от технологического нуля (верхней линии цилин¬
дрической части защитных плит).
2. В верхнем положении лотка (обычно 53°) меж¬
ду верхней точкой выпускного среза лотка и футеров¬
кой купола доменной печи должен быть обеспечен за¬
зор не менее 200 мм.
3. При выбранной длине распределительного лот¬
ка средняя (расчетная) траектория движения шихты
при загрузке её с углом наьспона лотка 50-53° должна
пересекать внутреннюю поверхность защитных плит
на уровне 100-150 мм ниже технологического нуля.
Выполнение этих условий тесно связано с дли¬
ной лотка. Рациональная длина лотка может быть
еще на стадии проектирования обоснованно опреде¬
лена по методике ИЧМ [3], однако такие расчеты про¬
ектировщики не делают, а руководствуются опытно-
интуитивными данными, нри этом длина лотка вы¬
бирается из стандартного ряда длин лотков фирмы
производителя. В связи с этим на ряде доменных пе¬
чей, в том числе на ДП-9 «Криворожстали» и ДП-5
«Северстали» установлены излишне длинные лотки
[3]. По рекомендации ИЧМ на ДП-9 «Криворожста¬
ли» был ограничен максимальный угол подъема лот¬
ка, а на ДП-5 «Северстали» был изготовлен и испы¬
тан лоток, укороченный до 4,5 м [3].
В случаях, когда лотковое БЗУ устанавливается
при реконструкции, возникает дополнительное усло¬
вие минимизации затрат на изменение конструкции
колошникового строения. Это условие, как правило,
приводит к увеличению высоты расположения лотка
по отношению к поверхности шихты в печи. В этом
свете реализованное на ДП-4 Дофаско уменьшение
высоты расположения опорного фланца БЗУ, вероят¬
нее всего, предпринято для того, чтобы, не изменяя
конструкцию купола печи, можно было обеспечить
вращение стандартного лотка без касания футеровки
купола, а не для уменьшения высоты падения шихто¬
вых материалов с лотка на поверхность засыпи.
Определение рационального расположения лот¬
ка БЗУ при строительстве новых и реконструкции дей¬
ствующих доменных печей следует выполнять в соот¬
ветствии с изложенными в настоящей статье требова¬
ниями и технико-экономической оценкой затрат, свя¬
занных с реализацией конструктивных изменений.
Следует учитывать, что выбор положения оси наьспо¬
на лотка тесно связан с его длиной и конструкцией.
Известно, что на показатели эффективности ра¬
боты доменных печей влияет достаточно большое ко¬
личество различных факторов. Важнейшими из них
являются качество и стабильность шихтовых матери¬
алов, эффективность и стабильность режима работы
печи, применяемые режимы дутья, распределения в
нечи шихтовых материалов и газового потока, поте¬
ри тепла и степень использования восстановитель¬
ной способности газов [4]. Приступая к оценке одно¬
го из факторов, следовало выполнить ранжировку и
оценку степени возможного влияния основных фак¬
торов на показатели работы доменных печей в срав¬
нении с влиянием расположения лотка относительно
поверхности засыпи шихты.
На основании изложенного, опыта исследова¬
ний и сопровождения работы доменных печей СНГ,
оснащенных лотковыми БЗУ можно утверждать, что
выводы и рекомендации, представленные в статье [2]
недостаточно обоснованы, их применение не обеспе¬
чит прогнозируемого её авторами увеличения эффек¬
тивности работы доменных печей и не компенсирует
затраты на их реконструкцию.

Заключение
Предложенные в работе [2] мероприятия по
уменьшению высоты расположения лотков БЗУ
нельзя признать обоснованными. Их не следует реко¬
мендовать для реализации при капитальных ремон¬
тах без дополнительного обоснования с учетом влия¬
ния других факторов и технико-экономического обо¬
снования целесообразности затрат, связанных с из¬
менением высоты установки БЗУ. Накопленный со¬
трудниками ИЧМ опыт освоения и сопровождения
эксплуатации новых и реконструировании домен¬
ных печей позволяет считать, что уменьшение высо¬
ты расположения лотка БЗУ по отношению к поверх¬
ности засыпи не является существенным фактором,
определяющим эффективность работы доменных пе¬
чей, оснащенных лотковыми бесконусными загру¬
зочными устройствами.

Библиографический список
1. Большаков В.И. Теория и практика загрузки до¬
менных печей. - М.: Металлургия, 1990. - 255 с.
2. Влияние высоты установки бесконусного за¬
грузочного устройства фирмы П. Вюрт над уров¬
нем засыпи на показатели работы доменной печи.
/ В.В. Бочка, В.М. Бузоверя, М.Т. Бузоверя и др. //
Новини науки Придніпров'я. - 2000. - С. 86-89.
3. Определение рациональной длины распреде¬
лительного лотка загрузочного устройства домен¬
ной печи объемом 5500 м
· / В.И. Большаков, А.К.
Икконен, В.И. Нетронин, А.Ю. Зарембо // Сталь.
- 1995.-№5.- С. 25-28.
4. Большаков В.И. Технология высокоэффектив¬
ной энергосберегающей доменной плавки. - К.:
Наукова думка, 2007. - 412 с.

Поступила 22.09.2010


84

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



_МАШИНОВЕДЕНИЕ
УДК 621.771.074 Производство
Савченко А.Г., Мушенков Ю.А./ к.т.н./, Колесник Э.А.
Национальная металлургическая академия Украины
Уменьшение контактных давлений на подшипники карданной
передачи прокатных станов
в работе исследуется влияние жесткости вилки карданной передачи прокатного стана на
контактные давления, действующие на ее подшипники. Изменяя жесткость вилки, удалось
уменьшить контактные давления на 22 %. Ил. 5. Библиогр.: 7 назв.

Ключевые слова: шпиндель, вилка, подшипник качения, карданная передача, жесткость,
контактные давления, прокатный стан

Effect of hardness of universal drive yoke of rolling mill on the contact pressures acting on its bearings is
investigated. It is possible to reduce contact pressures by 22 % changing hardness of the yoke.

Keywords: spindle, yoke, rolling-contact bearing, universal drive, hardness, contact pressures, rolling mill
Постановка задачи
На ьспетях стана 550 ОАО «ДМЗ им. Петровско¬
го» вращение от шестеренных клетей к рабочим
валкам передается через универсальные шпиндели
на бронзовых вьспадышах скольжения. Работа этих
шпинделей является неудовлетворительной за счет
имеюш,ихся угловых зазоров [1]. Этого недостатка
лишены шпиндельные устройства с шарнирами на
подшипниках качения. Однако, не всегда возмож¬
на замена универсальных шпинделей такими сое¬
динениями, поскольку наружный диаметр шарни¬
ра шпинделя ограничен половиной межцентрово¬
го расстояния шестеренных валков со стороны при¬
вода, а шарниры карданного типа по сравнению с
шарнирами на вкладышах скольжения имеют боль¬
шие габариты.
Наружный диаметр карданного шарнира в основ¬
ном определяется размерами подшипников качения, в
которых основную нагрузку воспринимают несколь¬
ко роликов в определенном положении. Контактные
давления на тела качения, которые определяют дол¬
говечность подшипника, супіественно зависят от кон¬
струкции и податливости подшипникового узла. Со¬
гласно данным [2] в роликах подшипников шатунов
лесопильных рам и мотоциьспетных двигателей при
изменении жесткости подшипникового узла макси¬
мальные контактные давления снизились на 20 %.
Целью данной работы является уменьшение макси¬
мальных контактных давлений, действуюш,их на
подшипник кардана путем подбора жесткости вилки
таким образом, чтобы при ее работе нагрузка более
равномерно распределялась по поверхности наруж¬
ного кольца подшипника. Во-первых, это обстоятель¬
ство позволит увеличить долговечность подшипника,
а во-вторых, уменьшить габариты шарнира. Ранее та¬
кие задачи решались экспериментально [2, 3], напри¬
мер, поляризационно-оптическим методом. В настоя-
піее время предоставляется возможность решать кон¬
тактные задачи в приложении Cosmos Works програм¬
мы SolidWorks [4] методом конечных элементов и по¬
лучать довольно точные результаты.
Методы исследования
Для определения контактных давлений, действу-
юш,их на подшипник, в SolidWorks была построена
расчетная модель вилки и подшипника карданной пе¬
редачи (рис. 1). Для получения приемлемых результа¬
тов расчета необходимо уплотнить сетку на контакти-
руюш,ихся поверхностях подшипника и вилки, где и
возникают искомые контактные давления.
Направление равнодействуюпіей Q распределен¬
ной нагрузки, действуюпіей на внутреннее кольцо
подшипника со стороны пальца крестовины, опреде¬
ляется углом 0j 2, т.е. углом между линией действия
равнодействуюпіей и осью 00
· (рис. 1). Для вилок
ведупіего (ведомого) и промежуточного валов кар¬
данной передачи углы 0j и 02 определяются, соот¬
ветственно, выражениями (1) и (2) [5, 6]
0J = arctg{tga
·2 sin
·z
·i); (1)
02 = arcsin(sinQ;j2 cos
·z
·i), (2)
где a
·2 ' угол между осями карданных валов
в плоскости передачи; - угол поворота ведупіего
вала карданной передачи.
Следовательно, углы 0j и 02 за один обо¬
рот ведупіего вала могут принимать значения

·2
· 01 2 - <
·12 ·
Для сокрапіения вычислительного процесса кон¬
тактных давлений в CosmosWorks используется
функция рабочая нагрузка. Данный вид нагрузки
позволяет имитировать действие пальца крестовины
на внутреннее кольцо подшипника по закону косину¬
са при заданной равнодействуюпіей Q. По данным
[7] для обжимной клети 670 стана 550 Q = Н.
После определения материала деталей, кинема¬
тических граничных условий и установления контак¬
та для контактируюш,ихся поверхностей выполняется
расчет в CosmosWorks.
Результаты исследования и их анализ
На рис. 2. показаны результаты расчета кон¬
тактных давлений. При 0j2=15° макси¬
мальное значение равно = 19,3 МПа при
0(2=0 р
·
·
·=\1,%МПа и при 0j2=15°
© Савченко А.г., Мушенков Ю.А., Колесник Э Л., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

85



МАШИНОВЕДЕНИЕ

р, МПа]
26
24,6

23.2

21,8
20,4
19

Пб

16. Z

14.8

Рис. 1. Расчетная модель вилки



CP (Шппгг (КГ»)

1
·.4

12



л




ч-

Л

·
·
О 9 18 27 36 45 54 63
81 90 к
·мм

Рис. 2. Распределение контактных давлений без выреза в
вилке

















Рис. 3. Вилка с вырезом
Ртлх "16 МПа . Следовательно, за один оборот ве¬
дущего вала при 15° максимальное значе¬
ние контактных давлений изменяется в пределах
16 МПа < <19,3 МПа , т.е. среднее значение со¬
ответствует углу "і,2 = О
·
Для изменения жесткости вилки сделан вырез,
показанный на рис. 3. Положение и размеры этого вы¬
реза определяются параметрами: радиусом R , шири¬
ной А, глубиной h и углом ф. Для выявления вли¬
яния этих параметров на значение контактных давле¬
ний проводилось следующее исследование: нри из¬
менении одного из параметров (остальные параме¬
тры оставались неизменными) выполнялись вычис¬
ления контактных давлений. Расчет с вырезом прово¬
дился при угле 0j 2 = О . Полученные результаты вы¬
числений позволили выявить влияние каждого гео¬
метрического параметра выреза на значение макси-

Рис. 4. Влияние геометрических параметров выреза на зна¬
чение максимальных контактных давлений: 1 - без выре¬
за; 2 - радиус і? ; 3 - угол
· ; 4 - ширина А ; 5 - глубина h
















Рис. 5. Распределение контактных давлений по поверхно¬
сти подшипника: 1 - без выреза; 2-е вырезом
мальных контактных давлений (рис. 4).
Наиболее существенно давления зависят от ра¬
диуса R . Если вырез слишком близко расположен к
подшипнику, то максимальные контактные давления
больше чем в вилке без выреза (I зона). Есть опреде¬
ленная зона II, где контактные давления меньше. При
угле 150° <ф< 180° происходит снижение нагрузки
на подшипник шарнира шпинделя. Ширина выреза
А в допустимых пределах незначительно влияет на
контактные давления. С увеличением глубины h вы¬
реза, контактные давления уменьшаются.
Полученные результаты исследований (рис. 4)
позволили выявить при каких значениях геометри¬
ческих параметров выреза контактные давления бу¬
дут минимальными, в результате чего были получе¬
ны формулы (3)

86

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




МАШИНОВЕДЕНИЕ
тактные давления на подшипник 22 %, что позволя¬
ет увеличить долговечность подшипников качения

·«180°;
h
·H-
(3)
шпинделя. Были получены формулы, позволяюш,ие
подобрать рациональные геометрические параметры
вилки. При проектировании новых шарниров шнин-
А « 0,12-а.
Здесь - радиус подшипника, а - ширина
радиального сечения вилки (рис. 3), - шири¬
на подшипника.
Затем был произведен расчет контактных давле¬
ний с геометрическими параметрами выреза, опре¬
деляемыми формулами (3). Максимальные контакт¬
ные давления между наружным кольцом подшипника
и его гнездом снизились до = 13,8 М77а , т.е. на¬
грузка на наиболее нагруженный ролик подшипника
уменьшилась на 22 %. На рис. 5 показано распреде¬
ление контактных давлений по поверхности наруж¬
ного кольца подшипника без выреза (поверхность 1)
и при наличии выреза в вилке (поверхность 2). Здесь
у/ - угол контакта. Согласно этим результатам иссле¬
дования нри ослаблении жесткости вилки контакт¬
ные давления более равномерно перераспределяются
по поверхности внешнего кольца подшипника.
Вырез в вилке является концентратором напряже¬
ний, вследствие чего коэффициент запаса прочности
по критерию Мизеса, посчитанный в CosmosWorks
для вилки снизился с 4,2 до 3,8, все же предпочти¬
тельно снизить нагрузку на подшипник, нри этом
уменьшив коэффициент запаса прочности вилки.

Выводы
Жесткость вилки карданной передачи супіествен-
но влияет на контактные давления, которые действу¬
ют на подшипники качения. В этой работе с помош,ью
изменения жесткости вилки удалось уменьшить кон¬



УДК 622.781
дельных соединений предлагается использовать по¬
лученные зависимости, которые позволят уменьшить
нагрузку на подшипники.

Библиографический список
1. Савченко А.Г., Мушенков Ю.А. Влияние зазо¬
ров в главной линии прокатного стана на нерав¬
номерность врапіения прокатных валков // Ме¬
таллург и горноруд. пром-сть. - 2008. - № 4. -
С. 104-106.
2. Сухарев И.П. Прочность шарнирных узлов ма¬
шин. Справочное пособие. - М.: Машинострое¬
ние, 1977.-258 с.
3. Иванченко Ф.К., Полухин П.И., Тылкин М.А.,
Полухин В.П. Динамика и прочность прокатного
оборудования. - М.: Металлургия, 1970. - 486 с.
4. Алямовский А.А. SolidWorks/COSMOSWorks
2006-2007. Инженерный анализ методом конеч¬
ных элементов. - М.: ДМК, 2007. - 784 с.
5. Кожевников С.Н., Перфильев П.Д. Карданные
передачи. - К.: Техніка, 1978. - 264 с.
6. Савченко А.Г., Салий Э.Н., Куян А.В. Опреде¬
ление кинематических характеристик одинарной
карданной передачи // Підйомно-транспортна
техніка. - 2004. - № 4. - С. 85-93.
7. Савченко А.Г., Мушенков Ю.А., Ханин М.И.
Определение сил, действуюпіих на подшипники
крестовины карданной передачи прокатных ста¬
нов // Металлург и горноруд. пром-сть. - 2007.
-№ 6.-С. 103-105.

Поступила 01.04.2010

Наука
Пополов Д.В.
КВМШ НМетАУ

Исследование процесса спекания агломерационной
шихты, подготовленной подпрессовкой
в статье приведены исследования гранулометрического состава аглошихты, подготовленной
подпрессовкой, а также процесса ее спекания. Ил. 4. Табл. 2. Библиогр.: 3 назв.

Ключевые слова: подпрессовка, аглошихта, гранулометрический состав, спекание,
окомкование

Studies of granulometric composition of repressed sinter burden and sintering process are presented in
the paper

Keywords: repressing, sinter burden, granulometric composition, sintering, pelletizing
Агломерация методом просасывания воздуха
сверху вниз сквозь слой шихты, лежапіей на посту¬
пательно движупіейся колосниковой решетке, явля¬
ется одним из основных способов окускования желе-

©ПополовД.В. ,2010 г.

зосодержапіего сырья для доменного производства.
Процесс спекания зависит от интенсивности горения
углерода в слое шихты и скорости движения фрон¬
та горения от его поверхности к колосниковой решет¬
ке, которые определяются количеством подаваемого
в зону горения кислорода. Задача подготовки шихты
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
87



МАШИНОВЕДЕНИЕ
Таблица 1. Гранулометрический состав аглошихты




























Рис. 2. Лабораторная чаша: 1 - чаша; 2 - ручка; 3 - шихта; 4 -
перфорированная пластина; 5 - фланец

конвейер 2, подпрессовпіик 3, приемный бункер 4.
Рис. 1. Лабораторная установка подпрессовки аглошихты:
1 - загрузочный бункер; 2 - конвейер; 3 - подпрессовщик; 4 - при¬
емный бункер
СОСТОИТ в том, чтобы получить шихту с высокой га¬
зопроницаемостью, сохраняющейся в процессе спе¬
кания [1].
В КВМШ НМетАУ разработаны теоретические
основы и технология подготовки агломерационной
шихты к спеканию ноднрессовкой [2], отличитель¬
ной особенностью которой является поперечная под-
прессовка агломерационной шихты перед подачей ее
в окомковательный барабан, осуш:ествляюш,аяся за
счет уменьшения высоты слоя смешанной и увлаж¬
ненной шихты, подаваемой ленточным конвейером
при взаимодействии разгрузочного барабана конвей¬
ера (с транспортерной лентой) с прессуюпіим валком,
имеюпіим рифленую поверхность [3].
Учитывая то, что основной технологической опе¬
рацией процесса агломерации является спекание
шихты, возникает необходимость проведения ком¬
плексного исследования, вьспючаюпіего не только
моделирование процесса подготовки шихты, но и ре-
зультируюпіего процесса, отображаюпіего эффектив¬
ность всей технологической схемы, спекание.
В качестве рабочего материала использовалась
аглошихта агломерационной фабрики ОАО «Арселор
Миттал Кривой Рог», взятая перед подачей в оком¬
ковательный барабан. На первой стадии исследова¬
ний выполнялось моделирование процесса попереч¬
ной подпрессовки аглошихты на лабораторной моде¬
ли (рис. 1), которая вьспючает загрузочный бункер 1,
Для оценки эффективности процесса подготовки
шихты к спеканию выполнен сравнительный анализ
гранулометрического состава подпрессованной и ор¬
динарной (подготовленной по действуюпіей техноло¬
гической схеме) аглошихты (табл. 1).
Из табл. 1 видно, что подпрессовка агломераци¬
онной шихты перед подачей ее в окомковательный
барабан позволяет за счет силовых воздействий агре-
гатировать 92 % пылевидной фракции 0-0,4 мм и
20 % промежуточной фракции 0,4-1 мм (не участвует
в окомковании) в комочки диаметром от 1 до 10 мм,
обладаюш,ие достаточной прочностью (не менее
7 кПа). Полученная прочность позволяет использо¬
вать их в качестве зародышевых центров окомкова-
пия. При окомковании происходит стабилизация гра¬
нулометрического состава шихты за счет частичного
разрушения фракций 1-3 мм; 5-10 мм; более 10 мм
с образованием фракции от 1 до 5 мм. Таким обра¬
зом, подпрессовка материала уменьшает содержание
в окомкованной шихте фракцию 0-1 мм на 30,42 %
и повышает средний диаметр частиц в 1,36 раза, по
сравнению с традиционным методом подготовки
шихты.
Сравнительная оценка процесса спекания произ¬
водилась в лабораторной чаше (рис. 2), которая пред¬
ставляет собой сварную конструкцию, состояш,ую
из чаши 1, выполненной в виде усеченного конуса,
с ручками 2. Для обеспечения нросасывания воздуха
через слой шихты в нижней части чаши установлена
перфорированная пластина 4. Крепление чаши к воз¬
духоводу осупіествляется фланцем 5.

88
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




МАШИНОВЕДЕНИЕ
Таблица 2. Результаты спекания шихт
























о 5 10 15 20 2S 30 35
Продолжительность спекания
· тин

а





Рис. 3. Лабораторная установка для спекания агломерацИ'
онной шихты
Лабораторная установка (рис. 3.), позволяла моде¬
лировать процесс спекания агломерационной шихты.
В процессе спекания осуществлялся контроль
температуры отходящего воздуха и разрежения иод
перфорированной пластиной, графики изменения ко¬
торых приведены на рис. 4.
Результаты спекания шихт приведены в табл. 2,
из которой видно, что продолжительность спекания
подпрессованной шихты меньше аналогичного пе¬
риода спекания ординарной шихты в 1,84 раза, при
этом слой материала в чаше, загруженной подпрес¬
сованной шихтой, на 13 % выше, чем в чаше с орди¬
нарной. Температура спекания подпрессованой ших¬
ты выросла на 9 %, а разрежение и унос пыли стали
ниже, чем у ординарной шихты соответственно на 12
и 19 %. Содержание фракции 0...-5 мм в агломе¬
рате, полученном из подпрессованной шихты, умень¬
шилось на 7,89 %.
Результаты исследований показывают, что под-
прессовка агломерационной шихты перед подачей в
барабанный окомкователь способствует увеличению
газонроницаемости слоя шихты, уменьшению со¬
держания некондиционных фракций -5 мм в готовом






























·
о 5 10 15 20 25 30 35
Продолжительность спекания
· тин

б
Рис. 4. Графики изменения: а - температуры; б - разреже¬
ния; 1 - подпрессованная шихта; 2 - ординарная шихта

агломерате, увеличению содержания железа, а также
позволит уменьшить количество выбросов аэроак¬
тивных фракций в шламы и атмосферу.

Библиографический список
1. Металлургия чугуна / Ефименко Г.Г., Гиммель-
фарб А.А., Левченко В.Е. - К.: Вища школа, 1981.
-496 с.
2. Подготовка агломерационной шихты к спека¬
нию ноднрессовкой / В.Г. Григорьева, Д.В. Попо¬
лов // Новые технологии, 2007. - № 1(19). - С.
160-163.
3. Оптимизация параметров подпрессовщика
аглошихты / А.Д. Учитель, В.И. Засельский, Д.В.
Пополов // Металлург и горноруд. пром-сть.
2009.-№ 5.-С. 98-100.

Поступила 26.01.2010


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6


89




МАШИНОВЕДЕНИЕ
УДК 669.02/09
Сидоров В.А. /к.т.н./
Донецкий национальный технический университет
Анализ режимов работы столов качания
сортовых МНЛЗ
На основе результатов измерения вибрационных параметров движения
столов качания и рассмотрения особенностей конструкции столов ка-іания
с электромеханическим приводом сортовых МНЛЗ проведено исследование
возможных отклонений в режимах работы. Установлено, что при работе
столов качания сортовых МНЛЗ возможны три режима работы в зависимости
от давления воздуха в пневмоамортизаторах. Работа механизма, столь
чувствительного к регулировочным воздействиям, не может быть эффективной без информации
о параметрах движения. Ил. 5. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: столы качания, электромеханический привод, сортовая МНЛЗ, режимы
работы, параметры движения

In work on the basis ofoscillation tables 'movement vibration parameters measurement results and oscillation
tables with an electromechanical drive section CCM's design features a research of possible deviations in
operating modes is carried out It is established, that at work of section CCM oscillation tables three operating
modes depending on pressure of air in pneumatic absorbers are possible. Work of the mechanism so sensitive
to adjusting influences, cannot be effective without the infor-mation on movement parameters.
Наука

Keywords: oscillation tables,
parameters

electromechanical drive, section ccm, operating modes, movement
Среди механизмов металлургических машин в по¬
следние 20 лет появились столы качания сортовых ма¬
шин непрерывного литья заготовок (МНЛЗ). Данные
механизмы являются неотъемлемой частью техноло¬
гического процесса разливки, обладают отличиями в
конструкции и технических характеристиках по срав¬
нению с приводами столов качания слябовых и блю-
мовых МНЛЗ. Актуальность исследования параме¬
тров движения столов качания и регулировочных па¬
раметров определяется взаимным влиянием техноло¬
гических параметров процесса и параметров работо¬
способного состояния механизма. Отсутствие теорети¬
ческих работ в данном направлении потребовало про¬
ведения исследований в промышленных условиях.
Одним из основных, факторов обеспечиваю-
піих эффективную работу МНЛЗ, является стабиль¬
ная работа стола качания, реализуюпіего возвратно-
поступательное движение кристаллизатора. Параме¬
тры движения стола качания во многом определяют
качество непрерывного слитка и влияют на процесс
формирования оболочки заготовки. Степень этого
влияния увеличивается с уменьшением разливаемо¬
го сечения, о чем свидетельствует опыт работы совре¬
менных сортовых МНЛЗ. Дальнейшее уменьшение
профилей разливаемых сечений потребует не только
контроля за параметрами движения кристаллизатора,
но и управления движением, нреврапіая привод сто¬
лов качания в мехатронную систему. Предшествовать
этому должно исследование возможных отьспонений
в работе столов качания и определение границ рабо¬
тоспособного состояния, вьспючая моделирование не¬
исправных состояний и обоснование необходимости
проведения ремонта.
Теоретические исследования параметров дви-
© Сидоров В.А.,2010 г.

жения кристаллизатора и стола качания с целью по¬
лучения оптимальных режимов движения начаты в
60-х - 70-х гг прошлого столетия [1] и продолжены
в практических работах 80-х годов [2, 3]. Исследова¬
ния проводились, в основном, по слябовым машинам.
Обобпіение опыта конструирования и расчета меха¬
низма качания слябовых МНЛЗ получило в рабо¬
те [4]. Первые работы, в которых указывалось на не¬
обходимость контроля фактических параметров дви¬
жения, появились в 90-х гг, следуя за развитием воз¬
можностей виброизмерительной техники. Широкое
внедрение сортовых МНЛЗ привело к появлению це¬
лого ряда виброизмерительных систем контроля дви¬
жения столов качания. На многих металлургических
предприятиях устанавливаются системы контроля и
мониторинга механизма качания кристаллизаторов.
Известны системы фирм «Voestalpine Mechatronics
GmbH» (Австрия), «Kiss Technologies, Inc.» (США),
«PRES, Inc.» (США), НИИ «Техноан» (Россия) и др.
Исследованием причин отьспонения параметров
колебательного движения кристаллизатора МНЛЗ за¬
нимались специалисты ОАО «Молдавский металлур¬
гический завод», ЗАО «Миниметаллургический за¬
вод «ИСТИЛ (Украина)», ОАО «Северсталь» и ОАО
«АХК ВНИИметмаш» [5].
Несмотря на значительное количество работ, по-
свяпіенных изучению параметров движения слитка и
кристаллизатора, практически отсутствуют работы,
рассматриваюш,ие столы качания кристаллизаторов
как восстанавливаемую механическую систему, тре-
буюпіую своевременного проведения ремонтных воз¬
действий. В работе, на основе результатов измерения
вибрационных параметров движения столов качания
и рассмотрения особенностей конструкции столов
качания с электромеханическим приводом сортовых

90

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



МАШИНОВЕДЕНИЕ
МНЛЗ, проведено исследование возможных отьспоне-
ний в режимах работы. Предполагается, что некото¬
рые выводы могут быть использованы и по отноше¬
нию к столам качания с гидравлическим приводом.
Работоспособное состояние - способность объ¬
екта выполнять все возложенные на него функции в
пределах заданных параметров. Задача оценки тех¬
нического состояния столов качания является много¬
критериальной и состоит в определении пределов за¬
данных параметров и границ нарушения выполняе¬
мых функций. Последовательное решение начинает¬
ся с изучения объекта контроля - конструкции столов
качания сортовых МНЛЗ.
Конструкция столов качания сортовых МНЛЗ
Колебательное движение кристаллизатора по за¬
данным параметрам осупіествляется с помош,ью меха¬
низма качания. Широкое распространение в практике
непрерывной разливки стали на сортовых МНЛЗ, по¬
лучили сдвоенные шарнирные четырех-звенные ры¬
чажные механизмы качания кристаллизатора (рис. 1).
Крутяш,ий момент от двигателя 1 через соеди¬
нительную (чапіе всего баллонную) муфту 2 пе¬
редается на понижаюпіий редуктор 3 коническо-
цилиндрический или червячный. Электродвигатель
и редуктор установлены на качаюпіейся независи¬
мой обпіей платформе. Тихоходный вал редукто¬
ра, совершаюпіий 100...400 об/мин, соединен через
эксцентриковую муфту 4, установленную в подшип¬
никовых опорах 5, с кривошипом, преобразуюпіим
врапіательное движение вала редуктора в возвратно-
поступательное. Кривошип соединен с коромыслами
7 и 9. В шарнирных опорах 6 закреплены коромысла
7, а в шарнирных опорах 8 - коромысла 9. Неподвиж¬
ные шарнирные опоры 6 и 8 рычажного механизма
расположены в едином основании механизма кача¬
ния, установленном и закрепленном на несупіих ме¬
таллоконструкциях МНЛЗ.
В качестве шарнирных опор используются двух¬
рядные роликовые подшипники, смазка которых осу-
піествляется централизованно пластичной смазкой.
При помош,и шарнирных узлов 10 коромысла 7 и 9
связаны со столом качания И, на котором установ¬
лен и закреплен кристаллизатор 12. Коромысла 7 и
9 установлены так, что прямые, проведенные через
них, направлены в сторону центра кривизны техноло¬
гической оси МНЛЗ, что обеспечивает плоскопарал¬
лельное движение точек стола качания 11 в продоль¬
ной плоскости к технологической оси ручья по траек¬
тории в виде дуги окружности с установленным ра¬
диусом разливки. Стол качания с противоположной
стороны от привода механизма качания опирается на
пневматические устройства - амортизаторы 13, слу-
жапіие для уравновешивания силы тяжести стола ка¬
чания и кристаллизатора.
Конструктивное исполнение стола качания обе¬
спечивает колебательное движение кристаллизатора
МНЛЗ, характеризуюпіееся следуюпіими параметрами:
- синусоидальный закон колебательного движения,
остаюш,ийся неизменным в процессе литья заготовки;
- амплитуда колебания (в диапазоне 1,0 - 14,0 мм)
Рис. 1. Общий вид кристаллизатора и стола качания с элек¬
тромеханическим приводом
устанавливается перед разливкой, при помош,и изме¬
нения положения деталей эксцентриковой муфты в
зависимости от марки разливаемой стали и сечения
заготовки - в процесс литья остается постоянной;
- частота колебания (100 - 600 об/мин) согласова¬
на со скоростью разливки стали (вытягивания заготов¬
ки) и может меняться в процессе разливки при измене¬
нии частоты врапіения приводного электродвигателя;
- возможно изменение направления врапіения
электродвигателя перед началом разливки, что по¬
зволяет, не меняя выполняемых функций столом ка¬
чания, изменить поверхности контакта и техническое
состояние редуктора привода;
- направление движения кристаллизатора сона-
правлено в процессе литья с технологической осью
ручья МНЛЗ.
Параметры движения столов качания
Параметры колебательного движения кристалли¬
затора - частота и амплитуда задаются частотой вра-
піения электродвигателя и эксцентриситетом эксцен¬
триковой муфты привода механизма качания. Экс¬
центриковая муфта выполняет функции регулируе¬
мого кривошипа. Перемепіение S(t), скорость V(t) и
ускорение a(t) точки стола качания в вертикальном
направлении описывается зависимостями:
S(t) =Asin(cot),
V(t) = dS/dt = Acocos(cot),
a(t) = dV/dt = d
·S/df = Acocos(cot),
где A - размах колебаний, мм; со = 2nf - угловая
частота колебаний, рад/с; t - время, с;/= 1/Т = п/60 -
частота колебаний, Гц; Г = 60/п - время циьспа колеба¬
ний, с; и - частота колебаний, кол./мин. Взаимосвязь
параметров колебательных величин при гармониче¬
ских процессах определяется формулами:
V = 2л:х/х5 = axKP/fl
·xJ);
S = $/2жх/= axl0'/(2nxf)';
а = (Inxfi
·xSxlO-' = 2nxfxVxl0r\
Эти зависимости позволяют определить первые
границы работоспособного состояния. Хорошее со¬
стояние «идеального» стола качания возможно при
реализации гармонических процессов, в этом случае
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
91



МАШИНОВЕДЕНИЕ
значения функций неремещения, скорости и ускоре¬
ния для точки кристаллизатора МНЛЗ изображены
на рис. 2. Нейтральное (нулевое) положение кристал¬
лизатора соответствует положению, когда плоскость
стола качания, на котором установлен и закреплен
кристаллизатор со вспомогательным оборудованием,
занимает горизонтальное положение.
Для исследуемого механизма размах колебаний
А соответствует размаху виброперемещения S. Точка
измерения в вертикальном направлении должна нахо¬
диться на продольной оси механизма рядом с гранью
кристаллизатора с большей кривизной поверхности.
Частотный диапазон измерения 2 - 100 Гц.
Пример расчета
Механизм осуществляет колебания с размахом
Рис. 2. Параметры движения «идеального» стола качания
А = 10 мм (размах виброперемещения 5=10 мм) и ча¬
стотой 240 кол./мин (f= 4 Гц).
Размах виброскорости
$= 2nxfxS = 2пх4х10 = 251,3 мм/с.
Размах виброускорения
а = (2nxffxSxlO-' = (2жх4ух10х10-' = 6,3 м/с'.
Значения виброускорения не должны превышать
9,8 м/с
·. В этом случае нарушается контакт между со¬
прягаемыми деталями, и в шарнирах механизма про¬
исходят удары.
Степень отьспонения фактических характеристик
Амортизатор
Кристаллизатор







Технологическая ось
от заданных, теоретически рассчитанных значений
параметров вибрации (виброперемещения, виброско¬
рости, виброускорения) во многом определяет техни¬
ческое состояние механизма.
Кинетостатический анализ механизма качания
Кинематическая схема четырехзвенного механиз¬
ма качания кристаллизатора сортовой МНЛЗ показа¬
на на рис. 3.
Особенностью данного механизма качания явля¬
ется на порядок большая масса стола качания с кри¬
сталлизатором по сравнению с остальными звеньями
механизма и небольшие углы поворотов шарниров.
Крепление электродвигателя и редуктора привода ме¬
ханизма качания осуществляется нежестко на качаю¬
щейся платформе. Для уравновешивания веса стола
качания и кристаллизатора установлены пневматиче¬
ские амортизаторы, в которых при регулировке давле¬
ния воздуха в пределах 0,05 - 0,6 МПа создается урав¬
новешивающая сила 1,0 -12,0 кН, при диаметре пнев-
моамортизаторов 160 мм. Операция по регулировке
давления в нневмоамортизаторах проводится перед
разливкой, в режиме имитации, и определяет режим
работы шарниров. Неопределенным является харак¬
тер воздействия на стол качания силы трения от раз¬
ливаемого слитка.
Возможны три режима работы шарниров: два
устойчивых и неустойчивый.
1. Если при регулировке давления в нневмоамор¬
тизаторах стол и кристаллизатор полностью не урав¬
новешиваются, в этом случае возникает распределе¬
ние сил, показанное на рис. 4а.
Уравнение равновесия моментов относительно
точки О центрального шарнира тяги 3 имеет следу¬
ющий вид:
Рис. 3. Кинематическая схема шарнирного четырехзвен¬
ного механизма качания кристаллизатора сортовой МНЛЗ:
1 - кривошип; 2 - шатун; 3 - нижнее коромысло; 4 - стол качания;
5 - верхнее коромысло; 6 - опоры

к к с с а а ш ш
·
где F
·j F
· - вес кристаллизатора и стола качания,
Н; F
· F
· - сила создаваемая пневмоамортизатором и
шатуном, Н; Х
· Х
·, Х
· Х
· - плечи сил, м.
Условие возникновения режима
FXа В этом случае тяга 5 работает на растяжение, ле¬
вая часть тяги 3 работает на сжатие, а правая часть
тяги 3 работает на изгиб. Дополнительное действие
силы трения F слитка о поверхность гильзы кри-

· тр
·
·
сталлизатора увеличивает неравенство 1, не меняя ха¬
рактер нагружения и зазоры в шарнирах. Недостаточ¬
ное давление в нневмоамортизаторах приводит к не¬
штатному режиму работы стола, при котором демп¬
фирующим элементом становится материал пневмо-
амортизатора, а не воздушная подушка. Это приво¬
дит к повышенному износу материала пневмоамор-
тизатора и возникновению ударов стола о металло¬
конструкции.
2. Если при регулировке давления в нневмоамор¬
тизаторах стол и кристаллизатор переуравновешива¬
ются в этом случае возникает распределение сил по¬
казанное на рис. 46. Условие возникновения режима
FXа > FXК + FX. (2)
В этом случае тяга 5 работает на сжатие, левая
часть тяги 3 работает на растяжение, а правая часть
тяги 3 работает на изгиб. Дополнительное действие
силы трения F слитка о поверхность гильзы кри-

· тр
·
·
сталлизатора уменьшает неравенство 2. Появляется
возможность изменения зазоров в шарнирах. Избы-
92
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



МАШИНОВЕДЕНИЕ
а, мк
·









4,0 и
Рис. 5. Временной сигнал виброускорения стола качания
при давлении: 1 - 2,0 bar; 2 - 3,5 bar; 3 - 4,5 bar; 4 - 5,0 bar

ТЫ исследований характера движения стола качания
приведены в виде временных сигналов виброускоре¬
ния стола качания, полученных при различном дав¬
лении воздуха в нневмоамортизаторах, показаны на
рис. 5. В данном случае уравновешивание стола нри
давлении 2,0...3,5 bar нарушено возникновением не¬
устойчивого режима при давлении 4,0.. .4,5 bar и вос¬
становлено при давлении 5,0 bar. Параметры вибро¬
ускорения колебаний уравновешенного стола прак¬
тически одинаковы для любого значения давления
в нневмоамортизаторах. При неустойчивом режиме
значения виброускорения увеличиваются примерно
в 1,5 раза и становятся полигармоничными. Следует
отметить индивидуальность данных характеристик
для конкретных механизмов.
Таким образом установлено, что при работе сто¬
лов качания сортовых МНЛЗ возможны три режима
работы в зависимости от давления воздуха в нневмо¬
амортизаторах. Работа механизма, столь чувствитель¬
ного к регулировочным воздействиям, не может быть
б)
Рис. 4. Распределение сил и положения зазоров в шарни¬
рах механизма качания: а) не уравновешенность стола кача¬
ния и кристаллизатора;б) переуравновешенность стола качания
и кристаллизатора
точное давление в нневмоамортизаторах также при¬
водит к нештатному режиму работы стола, при кото¬
ром демпфирующие свойства воздушной подушки
уменьшаются. Это приводит к более жесткому режи¬
му работы стола.
3. Если при регулировке давления в нневмоамор¬
тизаторах стол и кристаллизатор несколько переурав¬
новешиваются в режиме имитации, то при разливке,
при воздействии переменной силы трения от разли¬
ваемого слитка возможно возникновение режима не¬
устойчивого равновесия. Данный режим является пе¬
реходным между устойчивыми режимами и приводит
к раскрытию и закрытию зазоров в шарнирах стола
качания. В этом случае тяги испытывают пульсирую-
ш,ие нагрузки. Стол начинает «галопировать» относи¬
тельно продольной оси.
Наличие данных режимов подтверждается нали¬
чием двух значений давления в нневмоамортизато¬
рах, нри которых происходит уравновешивание сто¬
ла - стол совершает гармонические колебания. При
исследованиях параметров движения столов качания
эффективной без информации о траекториях движе¬
ния столов качания. Для этого необходимо использо¬
вать системы вибрационного контроля.
Библиографический список
1. Возвратно-поступательное движение кристал¬
лизатора / Д.П. Евтеев, В.П. Дружинин, Н.К. Сте¬
панов и др. // Непрерывная разливка стали. - М.;
Металлургия, 1970. - С. 332
2. Механическое оборудование сталеплавильных
цехов / М.З. Левин, В.Я. Седуш, В.И. Мачикин,
Г.С. Клягин, Н.Г. Пироженко - К:- Донецк: Випіа
школа Головное изд-во, 1985. - 165 с.
3. Влияние качания кристаллизатора на качество
поверхности непрерывнолитых слябов / Э. Шюр-
ман, Л. Фиге, Х.-П. Кайзер, Т. Клагес // Черные
металлы. -1986. -№22.- С. 27-33.
4. Пиксаев В.А., Хребто В.Е., Бодяев Ю.А., Вдо-
вин К.Н. Механизм качания кристаллизатора сля-
бовых МНЛЗ. Конструирование и расчет. Моно¬
графия.- Издательский центр МГТУ им. Г.И. Но¬
сова. -2001. - 87 с.
5. Сидоров В.А., Сотников А.Л., Зоренко Н.А. Па¬
раметры относительного движения слитка и кри¬
сталлизатора МНЛЗ / Металл и литье Украины.
-2005.-№9-10.-С. 21-26.
использовался анализатор вибрации 795М. Результа-
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
Поступила 10.09.10

93




ТЕПЛОТЕХНИКА

УДК 658.567.1: 662.613.125: 662.661.25 Наука
Ерёмин А.О./к.т.н./, Сибирь А.В.
НМетАУ
Качество нагрева металла в камерных печах при
высокотемпературном подогреве воздуха в малогабаритных
регенераторах
Рассмотрено влияние амплитуды колебания температуры подогрева воздуха в регенерато¬
рах в течение одного цикла на качество прогрева металла и производительность печи. Показано,
что качество нагрева термически массивного металла в печах, оборудованных регенеративными
горелками, не хуже аналогичного (по уровню подогрева воздуха) рекуперативного нагрева. Ил. 3.
Табл. 2. Библиогр.: 8 назв.

Ключевые слова: подогрев воздуха, моделирование нагрева, перепад температур, качество
нагрева металла, производительность печи

Effect of temperature range of air heating in regenerators during one cycle on quality of metal preheating
and furnace performance is considered. It is shown that quality of metal heating in the furnaces equipped with
regenerative burners is not worse than recuperative heating that is similar by level of air heating.

Keywords: air heating, heating modeling, difference of temperatures, quality of metal heating, furnace
performance
Введение
Применение в нечах высокоэффективных ма¬
логабаритных регенераторов с насадкой, имею¬
щей высокую удельную поверхность теплообме¬
на, эффективно с точки зрения энергосбережения [1].
Высокотемпературный подогрев воздуха увеличивает
до 85-95 % величину коэффициента использования то¬
плива и позволяет сэкономить до 50-60 % топлива в
печах, ранее не оборудованных теплообменниками [2].
При необходимости за счёт подогрева воздуха возмож¬
но увеличение производительности печного агрегата.
Реверс печных газов, характерный для регенера¬
тивных систем отопления, способствует улучшению
равномерности нагрева металла по объёму рабочего
пространства печи. Аналогичная картина наблюдает¬
ся в печах с импульсным отоплением, и этот вопрос
детально изучен в ряде работ [3,4]. Авторы работы [3]
считают применение импульсного отопления «наибо¬
лее доступным и эффективным способом» снижения
неравномерности нагрева в камерных печах.
Однако вопросы качества нагрева термически
массивного металла в печах, оборудованных регене¬
ративными горелками, на сегодняшний день остают¬
ся малоизученными. Под качеством нагрева метал¬
ла здесь подразумевается достижение заданной тем¬
пературы поверхности металла и перепада темпера¬
туры по его сечению в конце нагрева. Нет достовер¬
ных сведений о характере изменения температурного
поля по сечению массивных тел под действием пере¬
менного теплового потока, не выяснено влияние пе¬
риодически изменяюпіегося подогрева воздуха в ре¬
генераторах на длительность нагрева металла, то есть
на производительность регенеративной печи.
Практический интерес представляет определение
величины максимально допустимого колебания тем-
© Ерёмин А О., Сибирь А.В., 2010 г.
нературы нагрева воздуха в регенераторах, обеспе-
чиваюпіего заданное качество нагрева металла. При
этом станет возможным увеличение времени между
перекидкой ьспапанов регенеративной системы ото¬
пления, что улучшит условия эксплуатации перекид¬
ных устройств и средств автоматики.
Постановка задачи
Известно, что температура подогрева воздуха в
малогабаритных регенераторах в процессе циьспа по¬
догрева снижается практически линейно от макси¬
мального значения в начале циьспа нагрева воздуха
до минимального в конце этого циьспа. Это изменение
температуры подогрева воздуха зависит от теплоём¬
кости насадки, времени между перекидками печных
газов, расхода теплоносителей (дыма и воздуха) и
других конструктивных и эксплуатационных параме¬
тров. В качестве примера можно привести заводскую
диаграмму изменения температуры подогрева возду¬
ха в шариковом регенераторе (рис. 1) регенератив¬
ного нагревательного колодца 11/1 цеха блюминг-1
ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог».
Такое циьспическое изменение температуры по¬
догрева воздуха в малогабаритных регенераторах со¬
временных камерных печей создаёт квазистационар¬
ное температурное поле печи, изменяюьцееся в тече¬
ние каждого циьспа работы регенератора.
Выбор размеров, типа насадки и режима работы
регенераторов производят для максимальной тепло¬
вой моьцности камерной печи и при условии поддер¬
жания температуры дыма, покидаюьцего регенерато¬
ры, на заданном уровне. Обычно температура дыма
после регенераторов не должна превышать 200-250 °С
для глубокой утилизации теплоты печных газов,
а также обеспечения безаварийной работы дымо¬
сосов, металлических трубопроводов и запорно-
регулируюьцих механизмов дымовоздушного тракта

94

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ТЕПЛОТЕХНИКА
регенеративной системы. Снижение этой температу¬
ры ниже «точки росы» также не допустимо во избе¬
жание конденсации водяных паров, содержащихся в
дымовых газах.
В нагревательных камерных печах наиболее рас¬
пространён график нагрева, состоящий из 2-х пери¬
одов: 1 период - нагрев при максимальной тепловой
мощности (максимальном расходе топлива), 2 период
- выдержка при постоянной (контрольной) темпера¬
туре в печи, обеспечивающей заданное качество ме¬
талла при завершении процесса нагрева.
В результате снижения расхода топлива во втором
периоде снижается объёмный расход воздуха и дымо¬
вых газов, проходящих через регенераторы печи. В
случае фиксированного времени между реверсирова¬
нием движения теплоносителей сокращается амплиту¬
да колебаний температуры подогрева воздуха по срав¬
нению с этой величиной в первом периоде нагрева.
Известна практика, когда в печах, оборудован¬
ных регенеративными или импульсными горелками,
во время снижения тепловой мощности в период вы¬
держки поочерёдно отключают часть горелок, регу¬
лируя таким образом расход топлива в печи. В случае
импульсного отопления такой способ регулирования
тепловой мощности является практически единствен¬
ным, так как импульсные горелки настраиваются на 2
фиксированных режима работы: при максимальном
и минимальном расходе топлива (или же полном от-
ьспючении горелки в режиме «пауза»). Возможно так¬
же уменьшение тепловой мощности нечи путём из¬
менения соотношения длительности «импульса» и
«пауз» импульсных горелок [4]. Отключение реге¬
неративных горелок с разогретой насадкой пробле¬
матично, так как возникает необходимость охлаж¬
дения насадки во избежание перегрева металлокон¬
струкций регенераторов. Также в регенеративной си¬
стеме не возможно реализовать различную длитель¬
ность периода нагрева воздуха (аналог «импульса») и
нагрева насадки («пауза»).
Таким образом, единственным удобным спосо¬
бом регулирования тепловой мощности нечи, обору¬
дованной регенераторами, является изменение расхо¬
да топлива, подаваемого в печь.
Снижение расхода топлива и соответственное
уменьшение объёмного расхода теплоносителей,
идущих через регенераторы, изменяет режим рабо¬
ты регенераторов: уменьшается амплитуда колебаний
(перепад) температуры подогрева воздуха при посто¬
янном времени реверса.
В работе исследуется влияние периодически из¬
меняющейся температуры в регенеративной печи,
вследствие колебания температуры подогрева возду¬
ха в регенераторах, на возможность достижения за¬
данного качества нагрева и производительность печи
(время нагрева металла до заданных параметров).
Задача нагрева массивных тел в рекуперативной
Рис. 1. Диаграмма изменения температуры подогрева воз¬
духа в регенераторе нагревательного колодца 11/1 цеха
блюминг-1
ваемый металл, можно описать граничными услови¬
ями 3-го рода. Аналитическое решение задачи нагре¬
ва массивных тел различной формы (пластина, ци¬
линдр и шар) при температуре греющей среды, за¬
висящей от времени, было получено Лыковым А.В.
[5]. Получены решения для температуры среды, как
линейной и экспоненциальной функции времени.
Также рассмотрены случаи нагрева массивных тел
при условии, что температура греющей среды изме¬
няется в виде простой гармонической функции - по
закону синуса или косинуса.
Такое решение задачи распространения тепловых
волн для расчёта нагрева массивных тел в регенера¬
тивных печах неприемлемо, так как температура ды¬
мовых газов в них изменяется практически по линей¬
ному закону, отвечающему изменению температуры
подогрева воздуха в регенераторах (см. рис 1).
Для решения ноставленной задачи нами был раз¬
работан алгоритм и построена математическая модель
нагрева массивных тел в камерной печи при перемен¬
ной температуре греющей среды, вызванной колебани¬
ями температуры подогрева воздуха в регенераторах.
Математическая модель
Математическая модель нагрева садки металла
цилиндрической формы в камерной печи, оборудо¬
ванной теплоутилизирующим устройством (регене¬
ратором или рекуператором) состоит из трех частей:
первая - это внешняя задача теплообмена, вторая -
внутренняя задача распространения теплоты в нагре¬
ваемом изделии и третья - определение температуры
подогрева воздуха горения.
Распределение температуры в цилиндре беско¬
нечной длины при симметричном его нагреве описы¬
вается дифференциальным уравнением
печи сводится к решению уравнения тенлонроводно-
сти при граничных условиях 2-го или 3-го рода. В пе¬
чах, оборудованных малогабаритными регенератора¬
ми, переменный тепловой поток, падающий на нагре-


дт

= а
f а2
1 дТ
н
г дг



J

(1)
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
95



ТЕПЛОТЕХНИКА
где Т - температура металла, К; а - коэффици¬
ент температуропроводности, л
·
·/с; t - время, с; г -
текущая координата по радиусу, м.
Граничные условия на поверхности цилиндриче¬
ского слитка
,4"
При исследовании нагрева металла в печи с реку¬
ператором использовалась зависимость температуры
подогрева воздуха от температуры дыма через коэф¬
фициент рекуперации Гф.
Нагрев массивного цилиндра осупіествлялся в 2
периода: 1 период - нагрев при постоянной тепловой

дг
(2)
мош,ности до достижения заданной температуры гре-
юпіей среды, 2 период - нагрев при этой температу¬
где - приведенный коэффициент излучения
в нечи, К'
·у, - температура дыма и
поверхности металла соответственно, К.
В расчёте внешнего теплообмена в рабочем про¬
странстве печи была использована модель идеально¬
го перемешивания, которая предполагает постоянство
температуры дыма во всем объеме рабочего простран¬
ства печи и соответствует объёмно-регенеративному
способу сжигания топлива [6, 7]. Кладка печи при¬
нята адиабатной. Температура дымовых газов может
быть определена из уравнения теплового баланса для
рабочего пространства печи в произвольный момент
времени. Уравнение баланса имеет вид
ре до достижения заданной температуры поверхно¬
сти металла.
Задача решалась численно. Процесс нагрева раз¬
бивался на дискретные шаги по времени Аг . В пре¬
делах каждого шага Аг в начале определялась тем¬
пература подогрева воздуха путем решения задачи те¬
плообмена в слое насадки одного регенератора. При
известной температуре воздуха, температуре поверх¬
ности металла и расходе топлива, определялась тем¬
пература дыма из уравнения (3), а затем решалась за¬
дача нагрева металла и нагрева насадки второго реге¬
нератора. Далее цикл расчета продолжался до дости¬
жения времени реверса теплоносителей. После ре¬
<, + 273
100
_ (ТУ
liooj

·F.
,(3)
верса расчет подогрева воздуха проводился в слое на¬
садки второго регенератора, а насадка первого разо¬
3
- действительный расход воздуха и выход дыма на еди¬
ницу топлива; - теплоемкость воздуха и дыма,
Дж К-температуравоздуха и дыма, С;
- плош,адь поверхности нагреваемого металла.
Для определения температуры подогрева воздуха
горения в компактных регенеративных теплообмен¬
никах решалась задача теплообмена в слое насадки
двух, попарно работаюпіих, регенераторов с перемен¬
ной во времени температурой дымовых газов, посту-
паюш,их в насадку.
Уравнение теплообмена для слоя насадки
дТ
(4)
от
где - плотность насадки, кг/-теплоем¬
кость материала насадки ДжКу, S -порозность
слоя; Т
·=Т (х, т) - температура насадки, ; х - ко¬
ордината по высоте насадки, м\ т - время, с\ -
объемный коэффициент теплоотдачи от теплоносителя
к насадке (дымовые газы или подогреваемый воздух),
Вт К у, Т = Т{х,т) - температура теплоносите¬
ля (дымовые газы или подогреваемый воздух).
Уравнение теплообмена для теплоносителя
дТ
WC- = a,{T,-T). (5)

где W - скорость движения теплоносителя при
нормальных условиях в свободном сечении камеры
регенератора, міс ; С - теплоемкость теплоносите¬
ля, ДжІ
·м К у
Температура воздуха на входе в слой насадки при¬
нималась постоянной, а для циьспа нагрева насадки
температура дыма, уходяпіего из рабочего простран¬
ства и входяпіего в насадку, рассчитывалась для каж¬
дого момента времени из уравнения (3).
гревалась дымовыми газами.
Результаты расчёта
Результаты математического моделирования ка¬
мерной печи, работаюпіей в режиме идеального пе¬
ремешивания, представлены ниже.
Исследовали двухстадийный нагрев металла холод¬
ного посада при регенеративном подогреве воздуха.
Моделировали нагрев массивного цилиндриче¬
ского слитка диаметром 0,78 м, эквивалентного слит¬
кам трапециевидной формы, нагреваемым в реку¬
перативных нагревательных колодцах с отоплени¬
ем из центра подины сечением ббО'бОО мм вверху и
750'750 мм внизу слитка.
Так как нагревательные колодцы такого типа ота¬
пливаются, в основном, низкокалорийными топлив¬
ными смесями, при их переводе на регенеративное
отопление часть дымовых газов необходимо сбра¬
сывать в обводной боров. В реконструированном
нагревательном колодце 11/1 цеха блюминг-1 ОАО
«АрселорМиттал Кривой Рог») эта доля дыма состав¬
ляет 30 % [8]. Наличие такого сброса дыма уменьша¬
ет влияние циклического изменения температуры за
счёт потери тепловой мош,ности с дымовыми газами,
отводяш,имися через обводной боров мимо регенера¬
торов. В модели в качестве топлива нами был при¬
нят природный газ, для которого доля сбрасываемого
дыма минимальна и составляет 10 %.
При величине тепловой мош,ности нагреватель¬
ного колодца 4,9 МВт (4,2 млн. кКал/ч) расход при¬
родного газа с теплотой сгорания 35,6 МДж/м
· соста¬
вит 500 м$ч.
Результаты исследования влияния времени между
перекидками клапанов регенеративной системы ото¬
пления (или, иначе, времени между реверсом печных
газов) t на величину перепада температуры подогре-
А
·возд
ва воздуха в регенераторах в пределах цикла Шрр
приведены в табл. 1. В расчётах изменяли время меж-
96
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




ТЕПЛОТЕХНИКА
Таблица 1. Влияние времени между реверсом печных газов на перепад температуры подогрева
воздуха в регенераторах в пределах одного цикла














Таблица 2. Перепад температуры по сечепию нагреваемого слитка и некоторые показатели нагрева
металла














ду реверсом печных газов в пределах 60-600 секунд.
Как видно из табл. 1, снижение тепловой мощ¬
ности горелки камерной печи к концу периода вы¬
держки до 13-15 % приводит к 6-8 кратному умень¬
шению перепада температуры подогрева воздуха в
регенераторах в пределах одного циьспа его работы.
Соответственно снижению величины амплитуды ко¬
лебания температуры подогрева воздуха изменяется
и температура дыма.
В табл. 2 приведены данные о перепаде температу¬
ры по сечению слитка в процессе нагрева, времени на¬
грева и средней степени регенерации теплоты дымо¬
вых газов за весь нагрев по рассчитанным вариантам.
На рис. 2 представлены температурная и те¬
пловая диаграммы нагрева металла при = 180 с.
Дополнительно на температурной диаграмме показа¬
на динамика изменения температуры подогрева воз¬
духа в регенераторах печи.
Расчёты показывают, что задаваемые при про¬
ектировании регенераторов параметры: постоянное
время между реверсом печных газов и амплитуда ко¬
лебаний температуры подогрева воздуха в регенера¬
торах, не влияют на качество и время нагрева, а сле¬
довательно на производительность печи. Достигается
заданный перепад температуры поверхности металла
при обеспечении необходимого перепада температу¬
ры по сечению. Это объясняется снижением колеба¬
ний температуры подогрева воздуха в регенераторах
к концу нагрева металла, когда расход теплоносите¬
лей, проходящих через теплообменники, уменьшает¬
ся на 85 % и более (см. рис. 2 и табл. 1).
Таким образом, при проектировании регенерато¬














ров камерных печей выбор размеров и типа насадки
необходимо производить для заданной максимальной
тепловой мощности нечи. Регулирование тепловой
мощности печи возможно путём уменьшения расхода
топлива с соответствующим снижением объёмного
расхода теплоносителей, проходящих через насадку
регенераторов, а не отьспючением отдельных горелок.
Обеспечение объёмно-регенеративного сжигания
топлива в камерных печах, в которых массивная садка
нагревается в 2 периода (нагрев при постоянной мак¬
симальной тепловой мощности и вьщержка при за¬
данной температуре греющей среды) позволяет уста¬
навливать минимально возможное количество горелок
и регенераторов, обеспечивающих заданную макси¬
мальную тепловую мощность печи. В идеальном слу¬
чае достаточна установка одной пары регенераторов и
одной или двух, совмещённых с ними горелок.
Для сравнения времени нагрева металла в реге¬
неративных печах и печах с рекуператорами произ¬
вели расчёт нагрева метала при тех же условиях и с
равноценным рекуперативным подогревом воздуха,
принятым по среднему значению коэффициента ре¬
генерации теплоты Гф . Формальное предположение
о возможности достижения подогрева воздуха в су¬
ществующих рекуператорах до 1000-1100 °С приня¬
то для сравнения рекуперативного подогрева воздуха
(без циьспических изменений температуры) на время
нагрева металла. При этом следует отметить, что до¬
стижение такой глубокой утилизации теплоты дымо¬
вых газов в рекуператорах камерных печей (r
·= 0,65-
0,7) практически невозможно.
На рис. 3 показана зависимость времени нагрева
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
97





ТЕПЛОТЕХНИКА













Время нагрева, ч













7.72
0.655
0.66
0.665 0.67 0.675 0.68 0.685 0.69
70000
Степень утилизации теплоты
60000

50000

g 40000
о
Рис. 3. Время нагрева металла в регенеративной и рекупе¬
ративной печах
стемы отопления рекомендуется выбирать макси¬
мально возможным из условия обеспечения темпера¬
туры уходящего дыма после регенераторов на уров¬
не 150-250 °С.
g 20000
н
10000



Время нагрева, ч
Рис. 2. Температурная и тепловая диаграммы нагрева ме¬
талла и изменение температуры подогрева воздуха в про¬
цессе нагрева: - температура дыма, температура по¬
верхности нагреваемого слитка, температура центра нагре¬
ваемого слитка, температура подогрева воздуха в регене¬
раторе, перепад температуры между поверхностью и цен¬
тром нагреваемого слитка.
ОТ среднего значения коэффициента регенерации те¬
плоты дымовых газов. Пунктиром нанесены данные,
касающиеся равноценного нагрева металла с рекупе¬
ративным подогревом воздуха.
Из расчётов видно, что длительность нагрева в
случае регенеративного подогрева воздуха несуще¬
ственно, не более чем на 0,5 % выше, чем при реку¬
перативном отоплении (рис. 3). Таким образом, про¬
изводительность регенеративной печи не ниже, чем
рекуперативной с такой же степенью утилизации те¬
плоты дымовых газов. При этом получить равноцен¬
ный регенеративному рекуперативный подогрев воз¬
духа не возможно.

Вывод
При нагреве слитков в регенеративных камерных
печах, несмотря на колебания температуры подогре¬
ва воздуха в регенераторах, обеспечивается заданное
температурное состояние слитков в конце нагрева в
связи с уменьшением расхода топлива и, как след¬
ствие, с уменьшением амплитуды колебаний темпе¬
ратуры подогрева воздуха в период выдержки.
Амплитуда колебаний температуры подогрева
воздуха в первом периоде нагрева при максимальной
тепловой мощности, не является ограничивающим
фактором нри проектировании регенераторов.
Время перекидки ьспапанов регенеративной си-
Библиографический список
1. Применение регенеративных горелок в про¬
мышленных печах с целью энергосбереже¬
ния / В.И. Губинский, А.О. Ерёмин // Изв. вузов.
Энергетика. -2001. -№ 5. - С. 50-58.
2. Металлургическая теплотехника на пороге сто¬
летий / В.И. Губинский // Современные пробле¬
мы металлургии: сб. научн. тр. Днепропетровск:
ПМетЛУ, 1999. - Вып. 1. - С. 197-207.
3. Новые схемы импульсного отопления нагре¬
вательных и термических печей / М.П. Ревун,
Е.Н. Баришенко, А.И. Чепрасов и др. // Металлург
и горноруд. пром-сть. - 2005. - № 3. - С. 97-100.
4. Методика расчёта параметров импульсно¬
го отопления термических печей / М.П. Ревун,
Е.Н. Баришенко, С.В. Башлий // Металлургическая
теплотехника: сб. научн. тр. НМетАУ. -
Днепропетровск: ППГрек О.С., 2007. - С. 219-224.
5. Лыков А.В. Теория теплопроводности. - М.:
Высшая школа, 1967. - 599 с.
6. Разработка и применение объёмно-регене-
ративного способа сжигания топлива в нагре¬
вательных печах / А.О. Ерёмин, А.В. Сибирь,
В.И. Губинский // Металлург, и горноруд. пром-
сть. - 2008.-№ 6. - С. 88-91.
7. Пат. на корисну модель № 26272 Украіна, МПК
F23N 5/26. Об'емно-регенеративний спосіб спалю-
вання налива нри нагріванні металу / Срьомін О. О.,
Губинський В.И., Сибір А.В.; Національна мета-
лургійна академія Украши. - u 2007 05240; заявл.
14.05.2007; опубл. 10.09.2007, Бюл. № 14.
8. Опыт использования объёмно-регенеративного
способа сжигания топлива в нагревательных ко¬
лодцах прокатного производства/ В.И. Губинский,
А.О. Ерёмин, М.Г Тряпичкин // Металлург и гор¬
норуд. пром-сть. - 2010. -№ 2. - С. 192 -195.

Поступила 04.10.2010


98


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6







СТАНДАРТИЗАЦИЯ

УДК 628.5:658.516 Обзор
Островский и.п. /к.т.н./, Сокуренко В.П. /д.т.н./ Гринев А.Ф. /к.т.н./ Потёмкин О.В.,
Абросимова Т.Н. ГП «НИТИ ООО «Укрметаллург- Богдан Д.А.
ГП «ВНИТИ-ТЕСТ» им. Я.Е. Осады» информ «НТА» ОАО "ИНТЕРПАЙП НТЗ"

20-летие службы стандартов ISO серии 9000 на трубных заводах
Украины. Новые научные подходы к совершенствованию системы
управления качеством
Системы управления качеством согласно стандартов ISO серии 9000 получили всемирное
признание. Внедрение и сертификация систем управления способствует повышению качества и
конкурентоспособности продукции предприятий. Наряду с повышением качества продукции боль¬
шое внимание мировое сообш,ество уделяет контролю и снижению загрязнения окружающей сре¬
ды, а также охране труда. ГП «ВНИТИ-ТЕСТ» в процессе сертификационных аудитов проводит
анализ выполнения не только технологических инструкций производства труб, отдельных стан¬
дартов предприятия, но и процессов производства в целом. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: международные стандарты ISO, качество и конкурентоспособность про¬
дукции, технологический процесс, система управления качеством, система экологического управ¬
ления, сертификация

Quality Management Systems according to ISO 9000 have received worldwide recognition. Implementation
and certification of management systems helps improve product quality and raise competitiveness of
enterprises. The world community gives much attention to control and reduction of environmental pollution and
occupational safety together with product quality improvement State Enterprise "VNITI-TEST" is reviewing the
implementation of not only technological instructions of pipe production and individual company standards
during certification audits but also manufacturing processes in general.

Keywords: international standards ISO, quality and competitiveness of products, technological process,
quality management system, system of environmental management, certification
В настоящее время трудно себе представить
успешное участие трубного завода в любом междуна¬
родном тендере без наличия сертифицированной си¬
стемы управления качеством в соответствии с требо¬
ваниями стандартов ISO серии 9000. Сертификация
систем управления и продукции, с одной стороны, яв¬
ляется одним из важнейших факторов, обеснечиваю-
піих повышение качества и конкурентоспособности
продукции, а с другой стороны, является для потре¬
бителя одним из главных критериев оценки стабиль¬
ности ее качества.
В 2010 г. исполнилось 20 лет службы междуна¬
родных стандартов ISO серии 9000 на тех украинских
предприятиях, которые своевременно поняли их зна¬
чение в деле повышения качества и конкурентоспо¬
собности продукции. К таким предприятиям отно¬
сятся практически все крупные и некоторые средние
трубные заводы Украины.
Обобпіение накопленного опыта и развитие си¬
стемных методов управления качеством в бывшем
СССР привело к созданию в начале 1970-х гг. ком¬
плексной системы управления качеством продукции
(КС УКП). Эта система соединила все лучшее и про¬
грессивное, что было свойственно предшествуюпіим
системам.
В основу КС УКП были положены принципы об-
піей теории управления. Была сформулирована глав¬
ная цель системы, в рамках которой все действия
были сгруппированы в специальные функции. Орга¬
низация управления качеством предусматривала дей¬
ствия на всех уровнях - начиная от рабочего места и
кончая высшим руководством предприятия. Впервые
стандарты предприятия были использованы в каче¬
стве организационно-технической основы системы.
Это позволило всю работу по управлению качеством
продукции поднять на более высокий организацион¬
ный уровень.
В связи с внедрением Системы получили разви¬
тие метрологическое обеспечение производства, ста¬
тистический контроль качества продукции и техноло¬
гических процессов, на предприятиях стали разраба¬
тываться программы качества, интенсивно вводилась
аттестация продукции, развивалась сеть учреждений
но повышению квалификации специалистов в обла¬
сти УКП, в вузах введены курсы по стандартизации
и УКП и др.
На предприятиях, где функционировала КС УКП,
значительно сократились потери от брака и реьспама-
ций, повысился в 2-3 раза удельный вес продукции
высшей категории качества, уменьшились в 1,5-2 раза
сроки разработки и освоения новой продукции.
Опытно-экспериментальный завод ВНИТИ, ко¬
торый был образован в 1959 г для обеспечения НИР
института, освоения новых видов труб, технологиче¬
ских процессов, изготовления опытных и промыш¬
ленных партий труб для атомной энергетики, косми-

© Островский и.п., Абросимова Т.Н., Сокуренко В.П., Гринев А.Ф., 2010 г.

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

99



СТАНДАРТИЗАЦИЯ
ческой техники, авиации, электроники, военной тех¬
ники и других важнейших отраслей народного хозяй¬
ства, одним из первых в Украине внедрил КС УКП. С
целью проведения анализа состояния дел но качеству
продукции и подготовки завода к внедрению КС УКП
приказом директора завода* в 1976 г была создана
координационно-рабочая группа (КРГ) под председа¬
тельством главного инженера завода**.
Согласно разработанному техническому заданию
КС УКП ОЭЗ состояла из 16 подсистем и 62 СТП.
Вся промыпшенная продукция и товары народно¬
го потребления аттестованы на первую категорию ка¬
чества. В механическом цехе уровень сдачи продук¬
ции ОТК с первого предъявления достиг 97 %. Рост
производства и объем реализованной заводом про¬
дукции составил 38 %.
В Днепропетровской области к 1976 г для плано¬
мерного внедрения КС УКП были определены опор¬
ные предприятия практически во всех отраслях про¬
мышленности. Одним из таких предприятий стал
Нижнеднепровский трубопрокатный завод (НТЗ)***.
Внедрение КС УКП на этом заводе способствовало
значительному улучшению качества продукции. Уве¬
личился удельный объем продукции с государствен¬
ным Знаком качества. В 14 раз сократилось количе¬
ство рекламаций от потребителей продукции.
В 1980-х гг количество предприятий в стране,
внедривших КС УКП, превысило 35000. Стали появ¬
ляться первые результаты: номенклатура продукции
чапіе обновлялась, повышалась ее надежность. Од¬
нако, при практическом использовании методов КС
УКП выявились и недостатки, в т.ч. следуюш,ие: пас¬
сивность руководителей предприятий в вопросах соз¬
дания и совершенствования Системы, а также в во¬
просах создания и комплектования служб но УКП и
стандартизации; громоздкость Системы, вызванная
созданием большого количества стандартов пред¬
приятия, зачастую дублировавших друг друга; непол¬
ное взаимоувязывание КС УКП с другими системами
управления, и процесс повышения качества стал но-
стененно затухать [1].
Именно в этот период работы по системам управ¬
ления качеством, нредложенной отечественными
специалистами. Международной организацией по
стандартизации ISO была опубликована первая серия
стандартов ISO 9000.
Основными отличиями системы качества соглас¬
но ISO серии 9000 от КС УКП являются ориентация
на удовлетворение требований потребителя, возмож¬
ность проверки последним производства поставш,и-
ка, возложение ответственности за качество продук¬
ции на конкретных исполнителей, выбор ноставш,и-
ков материалов, сквозной контроль качества, просле-
живаемость по всему циьспу производства.
В 1987 г была введена в действие первая версия
стандартов ISO серии 9000, вьспючавшая пять осново-
полагаюпіих стандартов. В СССР в 1988 г три стан¬
дарта ISO для контрактных ситуаций были обрапіе-
ны в государственные стандарты для различных мо¬
делей систем качества: ГОСТ 40.9001-88 (ISO 9001),
ГОСТ 40.9002-88 (ISO 9002) и ГОСТ 40.9003-88 (ISO
9003) с началом их действия с 01.01.1989 г По мере
накопления опыта работы и изменяюпіейся практи¬
ки функционирования систем управления качеством
ISO каждые 7-8 лет пересматривает стандарты серии
9000.
Таким образом, управление качеством продукции
к настояпіему времени получило всемирно признан¬
ную и оформленную документально систему управ¬
ления качеством, основанную на стандартах ISO се¬
рии 9000. Уже через 10 лет после опубликования
стандартов ISO серии 9000 они действовали более
чем в 90 странах мира, в которых были сертифици¬
рованы системы качества на более чем 200-х тыся¬
чах предприятий Запада. Опрос руководителей этих
предприятий показал высокую эффективность Си¬
стемы в части повышения качества продукции и ее
конкурентоспособности. Анализ, проведенный ГП
«ВНИТИ-ТЕСТ» показал, что более 80 %, отмечен¬
ных на трубных предприятиях Украины несоответ¬
ствий, может быть устранен путем выполнения тре¬
бований Системы, основанной на ISO 9001 - от Ру¬
ководства по качеству до технологических и долж¬
ностных инструкций - и не требуют в процессе этого
устранения капитальных вложений.
Стандарты ISO в Украине своевременно прини¬
маются как национальные стандарты.
Известно, что продукция ГМК Украины дает
стране более 40 % валютных поступлений и около
30 % ВВП. Удержаться на такой позиции непросто.
Отсутствие сертифицированных систем управле¬
ния качеством на отечественных предприятиях мо¬
жет стать техническим барьером для экспорта укра¬
инской продукции.
Многие предприятия ГМК и, в первую очередь,
большинство трубных заводов Украины уже более
15 лет усиленно занимаются разработкой и внедре¬
нием систем управления качеством. В 1998 г всего
около 30 предприятий Украины имели сертифици¬
рованные в Государственной Системе сертификации
УкрСЕПРО системы управления качеством. Причем
из этих 30-5 сертифицированных органом серти¬
фикации ГП «ВНИТИ-ТЕСТ» систем управления со¬
гласно ISO серии 9000 принадлежали крупнейшим
трубным заводам страны: Нижнеднепровскому тру¬
бопрокатному заводу (ныне ОАО «ИНТЕРПАИП
НИЖНЕДНЕПРОВСКИЙ ТРУБОПРОКАТНЫЙ ЗА¬
ВОД»), Новомосковскому трубному заводу (ныне

* В период 1973-1984 гг. директором завода был Сандульский Борис Степанович, к.т.н.
** В период 1973-1986 гг. главным инженером завода был Чуб Анатолий Васильевич, к.т.н., затем до 1996 г.
Чуб А.В. был директором завода.
*** В период 1969-1987 гг. директором НТЗ был Александр Трофимович Есаулов. В период 1973-1979 гг. главным ин¬
женером НТЗ был Анатолий Федорович Гринев, затем 1987-1989 гг. А.Ф. Гринев был директором завода.

100

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



СТАНДАРТИЗАЦИЯ
ОАО «ИНТЕРПАЙП НМТЗ»), Днепропетровско-
му трубному заводу (ныне ОАО «Дненронетровский
трубный завод»), Южно-трубному заводу (ныне ООО
«ИНТЕРПАЙП НИКО ТЬЮБ»); ЗАО «Трубный за¬
вод ВСМПО-АВИСМА»; ЗАО «Никопольский завод
стальных труб ЮТиСТ», Луганскому трубному за¬
воду (ныне ОАО «Луганский трубный завод»), Хар-
цызскому трубному заводу (ныне ОАО «Харцызский
трубный завод»),
В настоящее время сертифицированные системы
управления качеством в Системе УкрСЕПРО имеют
большинство трубных заводов, а также другие пред¬
приятия ГМК Украины.
ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» является флаг¬
маном трубной промышленности Украины. За¬
вод производит более 50 % бесшовных труб и
100 % колес, колец и бандажей из обпіего их произ¬
водства в Украине.
На начальном этапе необходимость создания на
заводе системы управления качеством (СУК) соглас¬
но ДСТУ ISO 9001 была обусловлена, в основном,
внешними факторами, в первую очередь, необходи¬
мостью выхода на внешние рынки сбыта из-за резко¬
го снижения потребления продукции завода на вну¬
треннем рынке. Однако, с течением времени необхо¬
димость поддержания и постоянного совершенство¬
вания СУК все больше обуславливалась внутренни¬
ми факторами, что связано с необходимостью опти¬
мизации основных производственных и вспомога¬
тельных процессов, повышением образовательного
уровня персонала, степени его вовлечения в вопросы
управления качеством и другими факторами.
Это могло быть достигнуто в полном объеме
только за счет локального регулирования процес¬
сов, а их достижение лежит в плоскости совершен¬
ствования всей СУК. Было определено, что управ¬
ление такими изменениями наиболее результатив¬
но будет осупіествляться в рамках проектной де¬
ятельности. С этой целью в 2005 г стартовал пер¬
вый проект по совершенствованию СУК предприя¬
тия. Проект вьспючал в себя этапы диагностики, ана¬
лиза, разработки и реализации мероприятий по со¬
вершенствованию СУК. Диагностика СУК прово¬
дилась по плану в соответствии с опросником спе¬
циально разработанной формы. В ходе диагности¬
ки проверено функционирование СУК, в частности,
в основных цехах завода - мартеновском, колесопро¬
катном, трубопрокатных цехах № 4, 5. Особое вни¬
мание уделялось соблюдению требований заводских
процедур, прослеживаемости продукции, информи¬
рованности и мотивации персонала, использованию
средств измерительной техники (СИТ), уровню под¬
готовки технологического и контролируюпіего пер¬
сонала, управлению несоответствуюпіей продукцией
и др. В результате анализа результатов диагностики
сделаны выводы и рекомендации по улучшению, на
основании которых разработаны мероприятия по со¬
вершенствованию процедур, прослеживаемости про¬
дукции, обеспечению СИТ, повышению информиро¬
ванности и мотивации персонала. Пересмотрено Ру¬
ководство по СУК (РСУК) - документ высшего уров¬
ня на предприятии в этой области.
Было определено, что представитель высшего ру¬
ководства предприятия по СУК - директор по каче¬
ству должен отвечать за эффективность СУК, а не за
качество продукции. Установлено, что директор по
качеству:
- внедряет и поддерживает РСУК;
- занимает центральную позицию по сбору и кон¬
тролю сведений обо всех видах деятельности служб
контроля качества;
- обладает полномочиями и властью воздейство¬
вать на процессы, влияюш,ие на качество продукции,
а также на степень удовлетворенности заказчика;
- обеспечивает выполнение политики в области
качества и требований РСУК;
- постоянно повышает эффективность СУК в со¬
ответствии со стандартами и связанными с ними ин¬
струкциями;
- обеспечивает эффективное расследование жа¬
лоб заказчика и проведение корректируюпіих и пред¬
упреждаюпіих действий;
- организует внутренние аудиты, обеспечивая
управление несоответствиями;
- организует мониторинг и измерение процессов
и продукции;
- обеспечивает постоянное измеримое улучше¬
ние взаимодействия с заказчиками и их удовлетво¬
ренности качеством продукции. Организационно-
структурные изменения, проведенные наряду с опти¬
мизацией ряда процессов СУК, позволили улучшить
взаимодействие с потребителями и поставпіиками по
вопросам качества и обеспечить проведение монито¬
ринга процессов и всестороннего анализа функцио¬
нирования СУК.
Совершенствование функционирования СУК
нашло свое отражение и в успешном проведении
научно-исследовательских работ и организационно-
технических мероприятий, направленных на повы¬
шение качества продукции ОАО «ИНТЕРПАЙП
НТЗ», ее потребительских свойств, конкурентоспо¬
собности и расширение сортамента.
В последние годы ГП «ВНИТИ-ТЕСТ» в процессе
проведения сертификационных аудитов и техничес¬
ких надзоров при анализе функционирования систе¬
мы управления качеством предприятия все больше
акцентирует свое внимание на основных факторах и
условиях, обеспечиваюпіих качество продукции.
Известно, что практически на всех трубных заво¬
дах страны имеются отделы технического контроля
(ОТК) или другие службы (например, управления ка¬
чеством, заводские лаборатории), в функции которых
входят приемо-сдаточные испытания продукции се¬
рийного производства согласно ГОСТ 15.309-98 «Ис¬
пытания и приемка выпускаемой продукции. Основ¬
ные положения». Основанием для приемки труб и от¬
грузки ее заказчику являются положительные резуль¬
таты приемо-сдаточных испытаний, оформленные
соответствуюпіими протоколами. Для труб эти ис¬
пытания проводят с применением сплошного или вы-
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
101



СТАНДАРТИЗАЦИЯ
борочного контроля с использованием статистичес¬
ких методов в соответствии с требованиями норма¬
тивной документации. Как правило, для большинства
видов труб по ряду параметров их качества установ¬
лен выборочный контроль, по результатам которого
принимается решение о статусе продукции - «годная-
брак». При самой добросовестной работе ОТК и дру¬
гих служб качества в лучшем случае брак «отсеива¬
ется». Но при этом в обпіем объеме предъявленной на
контроль продукции количество брака не уменьшает¬
ся, ее качество в своей совокупности не повышается.
Из теории вероятностей известно, что самый тпіа-
тельный контроль некачественной продукции на го¬
товом размере, имеюпіей в своем составе несоответ-
ствуюш,ую продукцию, не может гарантировать ее
100 % разбраковки. Зачастую в «годной» продукции
оказывается продукция, несоответствуюш,ая требо¬
ваниям нормативных документов. Даже при увеличе¬
нии штата ОТК гарантия соответствия всей продук¬
ции, поставленной заказчику, отсутствует, если про¬
цесс производства допускает образование дефектов
на переделах.
В последние годы в нормативных документах
на трубы ужесточаются требования по применению
в процессе их производства и, особенно, на готовом
размере неразрушаюш,их методов контроля, в т.ч.
сплошного визуального, визуально-оптического, уль¬
тразвукового, вихретокового и др. Но и такой кон¬
троль не дает гарантии отбраковки всей дефектной
продукции из-за погрешностей в работе дефекто¬
скопов, в изготовлении стандартных образцов, а так¬
же в результате влияния человеческого фактора. Ав¬
торам статьи известны данные по неразрушаюпіему
контролю особотонкостенных труб повышенного ка¬
чества, прошедших сплошной комплексный ультра¬
звуковой контроль наружной, внутренней поверхно¬
стей и точности геометрических размеров на немец¬
кой установке известной фирмы «Nukem». Годные
по всем параметрам качества трубы были отправле¬
ны заказчику. При входном контроле у заказчика на
установке неразрушаюпіего контроля этой же фир¬
мы был обнаружен брак, составляюпіий, примерно,
0,03 %. Сплошной неразрушаюпіий контроль этих
труб, проведенный в третий раз, мог бы выявить enje
некоторую долю несоответствуюпіих труб, хоть и не¬
значительную. Однако в некоторых ситуациях выход
из строя только одной трубы из многих сотен может
привести к непоправимым последствиям для жизни
людей и окружаюпіей среды.
Любая, самая тпіательная проверка контролера¬
ми ОТК качества готовой серийной продукции, име-
юпіей в своем составе несоответствуюпіую продук¬
цию, не повышает ее качества и потребительские
свойства, не приводит к росту ее ценности для потре¬
бителя, а лишь снижает вероятность пропуска брака.
Поэтому соответствие продукции требованиям нор¬
мативных документов должны обеспечивать те, кто
ее производит.
С этой целью на ряде трубных заводов в послед¬
ние годы уделяется особое внимание нрослеживае-
мости продукции, ее качеству на переделах. Впервые
такая практика была введена на ОЭЗ ВНИТИ, в на-
стояпіее время прослеживаемость качества на пере¬
делах применяется, в частности, на ОАО «ИНТЕР-
ПАЙП НТЗ», ОАО «ИНТЕРПАЙП НМТЗ» [2, 3].
В связи с этим в процессе проведения аудитов ГП
«ВНИТИ-ТЕСТ» стал больше внимания уделять ана¬
лизу выполнения технологических процессов произ¬
водства труб на всех переделах, начиная от входного
контроля заготовки, задачи ее в производство, ее на¬
греву (при горячей обработке металлов давлением),
собственно деформации, отделочным и другим опе¬
рациям, а также контролю качества в процессе произ¬
водства. Т.е. аудитор должен получить доказательства
того, что в технологическом процессе производства
выполняются критерии, обеспечиваюш,ие параметры
качества, установленные в технологическом и норма¬
тивном документах, а в совокупности по всем пере¬
делам, в т.ч. приемо-сдаточным испытаниям, обесне-
чиваюш,ие передачу потребителю годной продукции.
Процесс такого аудита является более сложным,
чем аудит, в результате которого оформляются про¬
токолы о несоответствиях но невыполнению каких-
либо отдельных пунктов стандартов предприятия
либо документации системы управления качеством
III уровня. На основании этих протоколов о несоот¬
ветствиях разрабатываются корректируюш,ие меро¬
приятия, выполнение которых, конечно же, предот-
врапіает возникновение отдельных подобных несо¬
ответствий. Однако, для руководителей предприя¬
тия либо подразделений такая работа аудитора явля¬
ется мало информативной и полезной для оценки эф¬
фективности процесса в целом. Потому аудитор, кро¬
ме оформления протоколов о несоответствиях по от¬
дельным пунктам документации Системы, должен во
время встречи с руководством предприятия (подраз¬
деления) или на заьспючительном совепіании допол¬
нительно доложить о своих наблюдениях но тем тен¬
денциям в функционировании Системы в целом либо
ее отдельного процесса, которые приводят либо могут
привести к выпуску несоответствуюпіей продукции.
Такой подход к аудиту необходим, в первую оче¬
редь, при анализе производственных процессов, пря¬
мо влияюпіих на обеспечение параметров качества
продукции и в которых деятельность персонала при¬
водит к реальным результатам. К таким процессам
можно отнести процессы проектирования продукции
и технологические процессы ее производства. Мето¬
дические основы проведения подобных аудитов были
впервые предложены Л.М. Виткиным [4].
Для эффективного анализа функционирования
системы управления качеством в процессе аудита не¬
обходимо повысить требовательность к определению
состава аудиторской группы. Аудитору недостаточно
иметь знания и навыки но методам и принципам си¬
стемы управления качеством и аудита, по документа¬
ции Системы и принципам функционирования орга¬
низации, по установленным нормативам отрасли, в
которой работает организация. Для успешного прове¬
дения аудита, в результате которого руководство орга-
102
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



СТАНДАРТИЗАЦИЯ
низации может получить полезную информацию об
имеющихся положительных либо негативных тен¬
денциях в функционировании СУК, в аудиторской
группе должен быть специалист, имеющий значи¬
тельный опыт работы по производству либо разра¬
ботке именно того вида продукции, к которому отно¬
сится деятельность аудитируемой организации (на¬
пример, по производству стали, труб, других видов
проката). Опыт работы ГП «ВНИТИ-ТЕСТ» показал,
что, например, аудитору с квалификацией «инженер-
металлург» по специальности «производство чугуна»
даже с опытом работы в этой подотрасли сложно про¬
вести успешный аудит в цехе по производству сталь¬
ных тонкостенных труб. В связи с этим ГП «ВНИТИ-
ТЕСТ» вьспючает в аудиторскую группу специалистов
со значительным производственным либо научным
стажем по тем видам продукции, которые относятся к
аудитируемой организации.
Качество продукции является важным, но не
единственным критерием, определяющим качество
жизни в современном обществе. Важнейшим элемен¬
том качества жизни на земле, которому мировое со¬
общество уделяет в настоящее время большое внима¬
ние, является проблема контроля и снижения загряз¬
нения окружающей среды и охраны труда. Эта про¬
блема, как и повышение качества продукции, реша¬
ется в развитых странах на базе системного подхо¬
да, оговоренного международными стандартами ISO
серии 14000 «Системы экологического управления»
(СЭУ) и стандартов OHSAS серии 18000 о системе
управления безопасностью и гигиеной труда.
По мнению западных исследователей в ближай¬
шем будущем на едином европейском рынке контрак¬
ты на изготовление продукции будут заключаться
только при наличии у поставщиков сертификатов на
систему управления качеством, на систему экологи¬
ческого управления, а также на систему охраны тру¬
да (СУОТ).
В ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ» создана докумен¬
тация СЭУ отвечающая требованиям ДСТУ ISO
14001. Разработаны и утверждены Политика в об¬
ласти экологии. Руководство по СЭУ а также мето¬
дики оценки экологических аспектов, управления
законодательными актами, внутренними и внешни¬
ми взаимосвязями, внутренними аудитами и др. СЭУ
начала успешно функционировать на заводе. В ре¬
зультате сертификационного аудита, проведенного
ГП «ВНИТИ-ТЕСТ», завод получил сертификат
соответствия СЭУ по ДСТУ ISO 14001 в Системе
УкрСЕПРО. Экологическая работа завода приняла
системный характер, и это, естественно, положитель¬
но отразилось на успехах завода в охране окружаю¬
щей среды.
В настоящее время компаниям рекомендуется
определить свою политику по корпоративной соци¬
альной ответственности (КСО) и условиям труда не
ниже, чем это установлено в Международном стан¬
дарте SA 8000 «Социальная ответственность 8000».
ISO создан международный стандарт ISO 26000,
определяющий основополагающие принципы и реко¬
мендации в области КСО. Его публикация планиру¬
ется на конец 2010 г В создании этого стандарта при¬
няли участие более 90 стран и около 40 международ¬
ных и общественных организаций, представляющих
шесть заинтересованных сторон (потребителей, госу¬
дарств, промышленности, трудящихся, неправитель¬
ственных организаций, а также организаций, оказы¬
вающих поддержку или ведущих исследования в об¬
ласти социальной ответственности). Стандарт поле¬
зен для организаций всех типов, как больших, так и
малых, функционирующих как в развитых, так и в
развивающихся странах. В Украине ряд предприятий
уже отходят от единичных филантропических меро¬
приятий. На таких предприятиях социальная корпо¬
ративная ответственность является неотъемлемой ча¬
стью менеджмента.
Значительное количество предприятий, особен¬
но после вступления Украины в ВТО, с целью повы¬
шения качества и конкурентоспособности продук¬
ции, экологической безопасности и безопасности тру¬
да нри производстве этой продукции проводят рабо¬
ты по внедрению и сертификации систем управления,
согласно международным и национальным стандар¬
там ISO и OHSAS.
Таким образом, опыт 20-летней службы междуна¬
родных стандартов по системам управления на труб¬
ных заводах Украины подтвердил полезность, а ча¬
сто и необходимость их внедрения иод руководством
служб качества предприятий. При этом для успешно¬
го анализа функционирования систем управления и
постоянного повышения их эффективности аудиты,
проводимые органами сертификации, должны вы¬
являть не только несоответствия но отдельным эле¬
ментам Системы либо ее процессов, но и определять
тенденции (положительные либо негативные) в их
функционировании.

Библиографический список
1. Гличев А.В. Вехи мирового опыта управления
качеством продукции // Стандарты и качество.
2001.-№5-6.
2. Сокуренко В.П., Фридман В.М., Островский
И.П. и др. Совершенствование методов и средств
для обеспечения идентификации и прослеживае-
мости продукции в системе управления качеством
товаропроизводящих цехов. Матер. 2-ой Меж-
дунар. научн.-практич. конф. «Трубокон-2001»,
2001, г Днепропетровск.
3. Дмитренко Е.В., Сокуренко В.П., Ободан В.Я.
и др. Автоматизированная система прослежи¬
вания, учета и контроля качества сварных труб
среднего сортамента // Металлург и горноруд.
пром-сть. - 2010. - № 2. - С. 231-235.
4. Віткін Л.М. Якщо відмовитись від догм // Стан-
дартизація, сертифікація, якість. - 2006. - № 5. -
С. 68-71.
Международной организацией по стандартизации
Поступила 28.09.2010
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
103



СТАНДАРТИЗАЦИЯ
УДК 621.774:77.040.10 Наука
Вахрушева B.C. /д.т.н./, Левченко Л.М., Малыш А.Д., Ярошенко Н.В.
ГП «нити им. Я.Е. Осады»

Особенности национальных стандартов гармонизированных с
международными по определению твердости металлических
материалов
Выполнен сравнительный анализ действующих ГОСТов, разработанных до 1992 г., и гармони¬
зированных национальных стандартов на методы определения твердости металлических мате¬
риалов. Предложено для упразднения устаревших ГОСТов внести соответствующие изменения в
стандарты на металлопродукцию по мере введения в действие национальных стандартов, иден¬
тичных европейским на методы определения твердости по Бринеллю, Виккерсу Роквеллу. Ил. 1.
Табл. 1. Библиогр.: 4 назв.

Ключевые слова: национальный стандарт, гармонизация, анализ, метод, твердость, метал¬
лический материал

Current GOSTs worked out before 1992 and harmonized national standards for methods of metal hardness
measurement are compared. It is suggested to introduce proper alterations in the standards for metal products
as far as national standards identical to European ones for methods of Brinell, Vikkers, Rockwell hardness tests
are put in force.

Keywords: national standard, harmonization, analysis, method, hardness, metallic material
Гармонизация технических нормативов с норма¬
ми ЕС стала базовым принципом стандартизации в
Украине, поскольку идентичные и модифицирован¬
ные стандарты устраняют скрытые препятствия на
пути развития и распространения новых технологий,
помогают обеспечивать более высокое качество по
более низкой цене, открывая при этом доступ к гло¬
бальным рынкам.
Статья посвящена обзору стандартов на мето¬
ды определения твердости по Бринеллю, Виккерсу
и Роквеллу Рассматриваемые стандарты относятся к
сфере деятельности ТК 81 «Стандартизация методов
контроля механических, металлографических и кор¬
розионных свойств металлопродукции». Испытания
на твердость - это простота и высокая производитель¬
ность, отсутствие разрушения образцов. Испытание
на твёрдость при комнатной температуре металли¬
ческих материалов имеет широкое применение, кон¬
курируя с испытаниями на статическое растяжение.
При этом легко контролируются результаты опреде¬
ления твёрдости с данными других испытаний.
В рамках программы пересмотра действуюпіих
в Украине межгосударственных стандартов (ГОСТ),
разработанных до 1992 г (Постановление Госнотреб-
стандарта Украины от 13.03.06 г № 77), ТК 81 раз¬
работал и научно-технически отредактировал ряд на¬
циональных стандартов гармонизированных с евро¬
пейскими и международными но определению твер¬
дости металлических материалов. Это широко ис¬
пользуемые в Украине и странах СНГ стандарты на
методы Бринелля (ГОСТ 9012-59), Роквелла (ГОСТ
9013-59) и Виккерса (ГОСТ 2999-75).
ДСТУ ISO 6506 на метод Бринелля [1] и ДСТУ
ISO 6507 на метод Виккерса [2] состоят из четырех
частей: часть 1 - метод измерения; часть 2 - новерка
и калибровка измерительных приборов; часть 3 - ка¬
либровка стандартных образцов; часть 4 - таблицы
твердости.
ДСТУ ISO 6508 на метод Роквелла состоит из
трех частей: часть 1 - метод измерения; часть 2 - но¬
верка и калибровка измерительных приборов; часть
3 - калибровка стандартных образцов.
Анализируя различия между ГОСТ, разработан¬
ными до 1992 г, и гармонизированными националь¬
ными стандартами, необходимо отметить следуюnjee.
Разработанный ДСТУ ISO 6506-2 по определе¬
нию твердости методом Бринелля имеет принципи¬
альное отличие: в качестве индентора применяет¬
ся только шарик из твердого сплава, состав которого
приведен в данном стандарте, с обозначением твердо¬
сти HBW. По ГОСТ 9012-59 индентором может быть
как стальной, так и твердосплавный шарик с обозна¬
чением твердости НВ и HBW, соответственно. Верх¬
ний предел определения твердости составляет 450
единиц НВ и 650 единиц HBW нри применении твер¬
досплавного шарика. В гармонизированном стандар¬
те до 650 единиц HBW.
При определении твердости методом Роквелла,
по ГОСТ 9013-59, индентором может служить как
алмазный конус, так и стальной шарик диаметром
1,588 и 3,175 мм, при нагрузках от 588 Н (60 кгс) до
1470 Н (150 кгс). Параллельно действует ГОСТ
22975-78 «Метод измерения твердости при малых на¬
грузках (по Супер-Роквеллу)», в котором регламенти¬
руется использование тех же инденторов: алмазного
конуса и стальных шариков, при малых нагрузках от
147 Н (15 кгс) до 441 Н (45 кгс) для шкал N и Т (обо¬
значение твердости HRN и HRT, соответственно).
В гармонизированном ДСТУ ISO 6508 на метод
Роквелла используется индентор в виде шарика из

© Вахрушева B.C., Левченко Л.М., Малыш А.Д., Ярошенко Н.В., 2010 г.

104

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



СТАНДАРТИЗАЦИЯ
Таблица. Стандартные методы определения твердости














дости на сегодня не представляется возможным. В

Межд%няр о дный
уі
·овень

Нпционпльныг!
Международные! Международные
сравнения J [ определения J
стандартах на металлопродукцию для оценки ее ка¬
чества указаны межгосударственные ГОСТы (обозна¬
ченные выше). Поэтому для широкого применения
гармонизированных национальных стандартов необ¬
У1>0В9НЬ
ходимо вводить соответствуюш,ие изменения в стан¬

Уровень
к л либр QB очной
лябораторші

Уровень
пользователя


Достоверные
значения
твердости
Рисунок. Структура метрологической цепочки для опреде¬
ления и распространения шкал твердости
твердосплавного материала, а из стали - при указа¬
нии в технических условиях или в специальном со¬
глашении. Обозначение твердости по Роквеллу ана¬
логично обозначению твердости по Бринеллю: HRTS
- для шарика из стали; HRTW - для шарика из твер¬
дого сплава.
В приложении этого стандарта приведены тради¬
ционные методики определения твердости изделий
малых толпіин HR30Tm с использованием нагрузок от
147 Н до 294 Н (для шкал N и Т). Для изделий толпіи-
ной менее 0,6 мм по соглашению допускается прояв¬
ление отпечатка на обратной стороне образца, в отли¬
чие от испытаний но шкале HRT для обычных толпіин.
Это должно быть указано в стандарте на изделие.
Гармонизированный национальный стандарт по
определению твердости методом Виккерса ДСТУ
ISO 6507 предусматривает определение твердости
при малых нагрузках (1,961-29,42 Н) и определение
микротвердости (0,09807- 0,9807 Н), что недопусти¬
мо по ГОСТ 2999-75. Для определения микротвердо¬
сти используют стандарт ГОСТ 9450-76 «Металлы.
Измерение твердости вдавливанием алмазного нако¬
нечника (микротвердость)», который будет аннулиро¬
ван при введении в действие ДСТУ ISO 6507.
Техническим комитетом ТК 81 за период с 2007
по 2009 гг разработаны и отредактированы проекты
гармонизированных стандартов на методы определе¬
ния твердости металлических материалов (таблица).
При этом упразднить действуюш,ие ГОСТы, раз¬
работанные до 1992 г, на методы определения твер-
дарты на металлопродукцию при их пересмотре.
В гармонизированных стандартах для всех трех
методов приведена структура метрологической це¬
почки для определения и распространения шкал
твердости (рисунок) [1-3]. В приложениях к указан¬
ным стандартам приведены и описаны два метода
(Ml и М2) расчета неопределенности измеренных
значений твердости, что отсутствует в ГОСТ. Напри¬
мер, для определения твердости по методу Бринелля
для образца с твердостью 286 HBW по приведенным
в приложении формулам рассчитывается расширен¬
ная неопределенность U = 5,3 HBW, и результат из¬
мерения будет представлен в виде (286,0 ± 5,3) HBW
- по методу Ml.
По методу М2 рассчитывается расширенная скор¬
ректированная неопределенность = 4,1 HBW, и
результат измерения будет иметь вид - (286,0 ±4,1)
HBW.
Аналогично для определения твердости по ме¬
тоду Роквелла для образца с твердостью 61,6 HRC
по приведенным в приложении формулам (ме¬
тод Ml) расширенная неопределенность составит:
и = 1,55 HRC, а результат измерения будет в виде
(61,6 ± 1,6) HRC. По методу М2 - расширенная
скорректированная неопределенность составит

·согг
· 1ДЗ HRC, а результат в виде (61,6 ± 1,1) HRC.
В последние годы метрологи стран СНГ диску¬
тируют относительно целесообразности введения в
практику неопределенности измерений. Вызвано это
процессами глобализации, интеграции экономики
Украины в мировую и необходимостью снятия техни¬
ческих барьеров в торговле. Поэтому необходимо со¬
гласиться с мнением метрологов, которые предлага¬
ют ввести неопределенность измерений не взамен, а
наряду с погрешностью измерений.

Заключение
Техническим комитетом ТК81 разработаны про¬
екты гармонизированных стандартов на методы опре¬
деления твердости металлических материалов по
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
105





СТАНДАРТИЗАЦИЯ
Бренеллю, Виккерсу, Роквеллу. Разработанные стан¬
дарты идентичны европейским серии ISO.
Анализ перечисленных выше стандартов показал,
что гармонизированные национальные стандарты от¬
вечают современным требованиям производителя и
потребителя, уровню развития науки и техники.
Вопрос внедрения гармонизированных стандар¬
тов на методы Бринелля, Виккерса, Роквелла являет¬
ся актуальным, т.к. способствует распространению
в Украине европейских подходов к оценке качества
продукции.
Библиографический список
1. ДСТУ ISO 6506 «Матеріали металеві. Визна-
чення твердості за Брінеллем» (ч. 1, 2, 3, 4)
2. ДСТУ ISO 6507 «Матеріали металеві. Визна-
чення твердості за Віккерсом» (ч. 1, 2, 3, 4)
3. ДСТУ ISO 6508 «Матеріали металеві. Визна-
чення твердості за Роквеллом» (ч. 1,2,3)
4. Буряк Т.Н., Вахрушева B.C., Ярошенко Н.В. и
др. Пути улучшения качественных показателей
труб из коррозионностойкой стали аустенитного
класса // Металлург и горноруд. пром-сть. - 2008.
-№3.-С. 53-57.

Поступила 24.09.2010



К 90-летию Я.Е. Осады


30 сентября 2010 г. исполнилось 90 лет со дня рож¬
дения известного металлурга и ученого, организатора труб¬
ной промышленности, доктора технических наук, лауреата
Ленинской премии Якова Ефимовича Осады.
После окончания ДМетИ работал мастером на
Первоуральском новотрубном заводе. Затем Я.Е. Осада на¬
чал работать во ВНИТИ, где прошел путь от инженера до ди¬
ректора. Под руководством Я.Е. Осады ВНИТИ, который он
возглавлял в течение 12 лет, стал крупнейшим отраслевым
институтом страны.
В 1962 г. Я.Е. Осада был назначен начальником
Управления по техническому развитию производства труб
и метизов Государственного комитета по черной и цветной
металлургии при Госплане СССР, а в 1965 г. - начальником
Главного управления трубпой промышленности, членом коллегии Министерства черной металлур¬
гии СССР. Трудно переоценить его вклад в масштабную модернизацию трубной промышленности,
которая под руководством Я.Е. Осады превратилась в важнейшую высокоразвитую отрасль эконо¬
мики страны, техническим штабом которой был головной трубный институт ВНИТИ, и вышла на
первое место в мире по производству труб (20 млп. т в год). Я.Е. Осада являлся крупным специа¬
листом в области пластической деформации черных металлов, автором более 150 научных трудов
и изобретений по технологии, оборудованию и экономике трубного производства.
В 1975 г. Я.Е. Осада был пазпачеп заместителем председателя ВАК при Совете Министров
СССР, где трудился до последних дней жизни. Я.Е. Осаду всегда отличали глубокие знания, эруди¬
ция и широкий инженерный кругозор, принципиальность, инициатива, энергия и целеустремлен¬
ность в решении важнейших государственных задач, высокая требовательность к себе, чуткое, вни¬
мательное и доброжелательное отношение к людям.
За большие заслуги в развитии трубной промышленности Я.Е. Осада был награжден орде¬
ном Ленина, двумя орденами Трудового Красного Знамени, орденом Знак Почета, медалями.


Светлую память о Якове Ефимовиче Осаде металлурги сохраняют в своих сердцах.

106

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6




экология

УДК 669.168.015.7:669.168.041 Производство
Сталинский Д.В. /д.т.н./, Швец М.Н.
УкрГНТЦ «Энергосталь»
Очистка отработанных газов открытых ферросплавных печей
УкрГНТЦ «Энергосталь» разработаны и внедрены высокоэффективные сухие газоочистки
открытых ферросплавных печей с рукавными фильтрами с импульсной регенерацией. Разрабо¬
танные и изготавливаемые УкрГНТЦ «Энергосталь» рукавные фильтры типа ФРИР имеют зна¬
чительные преимущества перед напорными фильтрами с обратной продувкой. Ил. 3. Библиогр.:
6 назв.

Ключевые слова: рудовосстановительные печи, напорный фильтр, обратная продувка, избы¬
точный напор, импульсная регенерация, газовая нагрузка, рукав, ФРИР, окомкование

UkrSSEC "Energostar has developed and implemented high-performance dry gas purifications of open
ferroalloy furnaces with pulse-regeneration bag filters. Bag filters designed and manufactured by UkrSSEC
"Energostar have significant advantages over pressure filters with back flush.

Keywords: iron process furnaces, pressure filter,
gas pressure, bag, BFPR, pelletizing
Открытые рудовосстановительные ферросплав¬
ные нечи на ферросплавных заводах являются мощ¬
ными источниками выбросов пыли в атмосферу. Для
сухой очистки газов открытых ферросплавных печей
в течение длительного времени в СНГ и в развитых
зарубежных странах применялись рукавные фильтры
с обратной продувкой, в основном напорного типа
[1-4]. Такие фильтры были сооружены и в настоя¬
щее время эксплуатируются на Челябинском электро¬
металлургическом комбинате, Никопольском, Ста¬
хановском, Запорожском, Зестафонском, Кузнецком,
Аксусском и других заводах ферросплавов.
Напорный рукавный фильтр с обратной продув¬
кой работает под избыточным давлением, создавае¬
мым дымососом, установленным перед фильтром на
линии «грязного», запыленного газа. Фильтрация за¬
пыленного газа через фильтроматериал рукавов про¬
исходит за счет избыточного напора дымососа. Очи¬
щенный газ выбрасывается в атмосферу через жа-
люзийные решетки или вытяжные трубы, установ¬
ленные над фильтром. Фильтровальные рукава дли¬
ной 9600 мм и диаметром 300 мм снабжены по высо¬
те распорными кольцами и закреплены между ниж¬
ней и верхней рукавными плитами. Регенерация ру¬
кавов осуществляется обратной продувкой. Патруб¬
ки и ьспапаны для ввода «грязного» газа и продувоч¬
ного воздуха расположены в нижней, бункерной ча¬
сти фильтра.
Удельная газовая нагрузка на фильтроткань в на¬
порных фильтрах с обратной продувкой составляет в
среднем 0,5 м
·/м
·'мин. Напорные рукавные фильтры
при надлежащем обслуживании обеспечивают эф¬
фективную очистку газов открытых ферросплавных
печей до остаточного пылесодержания 20 мг/м
·, од¬
нако имеют ряд серьезных эксплуатационных и кон¬
структивных недостатков.
Альтернативным решением по очистке газов фер¬
росплавных печей является применение высоконро-
© Сталинский д.в., Швец М.Н., 2010 г.

back flush, excessive pressure, pulse regeneration,

изводительных всасывающих фильтров с импульс¬
ной регенерацией, относящихся к последним дости¬
жениям в области фильтровальной техники пыле¬
улавливания. Рукава, изготовленные из высокопроч¬
ного фильтровального материала типа полиэфирный
фетр с каркасом из филаментных нитей, устанавлива¬
ются на рукавной плите с применением проволочных
каркасов внутри рукавов, предотвращающих смина-
пие фильтровальной ткани под действием разреже¬
ния. Закрепление рукавов проводится, с одной сто¬
роны, в верхней части фильтра. Регенерация рукавов
осуществляется путем односторонней импульсной
продувки осушенным сжатым воздухом при помощи
ьспапанов с повышенным быстродействием.
Фильтры с импульсной регенерацией, обеспечи¬
вая более высокую степень очистки от пыли по срав¬
нению с другими типами рукавных фильтров, имеют в
1,5-2 раза меньшие габариты за счет большей удель¬
ной газовой нагрузки, достигающей 1,5 м
·/м
·'мин и
больше.
В странах СНГ импортные рукавные фильтры с
импульсной регенерацией установлены и эксплуати¬
руются в течение многих лет на ряде металлургичес¬
ких предприятий.
За 100-т электропечами в ЭСПЦ Белорусского
метзавода и за 150-т электропечами в ЭСПЦ Волж¬
ского трубного завода были установлены и успешно
эксплуатируются первые в СНГ высокоэффективные
рукавные фильтры фирм «Лурги» и «Флект» произво¬
дительностью, соответственно, 700 и 1000 тыс. м$ч с
импульсной односторонней регенерацией осушен¬
ным сжатым воздухом. Фильтры снабжены рукавами
длиной 5,1 и 6 м, изготовленными из высокопрочно¬
го иглопробивного фетра с высокой воздухопроница¬
емостью. Фильтры отличаются простотой конструк¬
ции и обслуживания. Замена рукавов проста, нетру¬
доемка и проводится через камеру очищенного газа
без доступа внутрь аппарата. Установка фильтров
компактна, не требует отапливаемых зданий; отапли-

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

107



экология
другие предприятия 150 рукавных фильтров
с импульсной регенерацией разных типоразме¬
ров, которые работают эффективно и надежно.
Разработан, изготовлен и внедрен ряд типо¬
размеров новых рукавных фильтров с импульс¬
ной регенерацией в ферросплавном производ¬
стве. Газоочистки с фильтрами ФРИР-5600
производительностью 500 тыс. м
·/ч за шестью
ферросплавными электропечами 27,6 МВА
№№ 41
·6 в цехе № 4 Ермаковского завода
ферросплавов по проекту УкрГНТЦ «Энерго¬
сталь» поставлены и введены в эксплуатацию
с 1991 г по 1993 г
Аырікйви
DiLtn

Выптю
ущлі»нр™р>і ПЫЛ1»
В 1992-1995 гг по проекту УкрГНТЦ «Энер¬
госталь» введены в эксплуатацию и успеш¬
Рис. 1. Схема газоочисток печей №№ 21-28 в цехе № 3 ОАО «Запо¬
рожский ферросплавный завод»: 1 - рукавный фильтр ФРИР-4600Ф;
2 - дымососы ДН-26ГМ; 3 - отключающие дроссельные клапаны; 4- шлю¬
зовые питатели; 5 - система пневмообрушения бункеров рукавных филь¬
тров; 6 - скребковые конвейеры; 7 - сборный бункер пыли; 8 - система
пневмообрушения сборного бункера пыли; 9 - вибратор; 10- винтовой пи¬
татель; 11 - смеситель-увлажнитель пыли; 12 - дымовая труба
но эксплуатируются газоочистки с фильтрами
ФРИР-4000 производительностью 400 тыс. м$ч
за печами №№ 4-6 на Серовском заводе ферро¬
сплавов, в 1996-1998 гг - газоочистки с филь¬
трами ФРИР-4600 за печами №№ 21-28 цеха
№ 3 Запорожского завода ферросплавов (рис. 1).
В 2005-2007 гг в цехе № 1 ОАО «Серовский
вается только верхняя галерея, где размещена система
импульсной регенерации.
Импортные высокопроизводительные рукав¬
ные фильтры с импульсной регенерацией разных ти¬
поразмеров успешно и эффективно работают также
на Саяногорском алюминиевом комбинате, Чебок¬
сарском тракторном заводе. Сумском ПО им. Фрун¬
зе. Указанные рукавные фильтры были установлены
в 1983-1986 гг. и успешно эксплуатируются уже бо¬
лее 20 лет.
В последние годы в странах СНГ сооружены и
успешно эксплуатируются высокопроизводительные
рукавные фильтры с импульсной регенерацией веду-
піих инофирм, в частности, фильтры производитель¬
ностью 1,5 млн. м$ч с рукавами 1 = 1 ш фирм «Дани-
ели» и «Тесоаег» за ДСП-120 в ЭСПЦ ЗАО «Донец¬
кий электрометаллургический завод» и ЭСПЦ ООО
«Уралсталь», фильтры фирмы «Тесоаег» производи¬
тельностью 1000000 м$ч и 850000 м$ч за ДСП-60 в
ЭСПЦ ЗАО «Азовэлектросталь» и за ДСП-50 в ЭСПЦ
ООО «Электросталь», Курахово, также на ряде дру¬
гих метзаводов СНГ.
УкрГНТЦ «Энергосталь» были разработаны,
освоены и изготавливаются высокоэффективные,
высокопроизводительные рукавные фильтры с им¬
пульсной регенерацией типа ФРИР, соответствую-
ш,ие по техническому уровню конструкциям рукав¬
ных фильтров ведупіих иностранных фирм [5, 6].
Первый головной фильтр типа ФРИР-7000 был раз¬
работан и изготовлен УкрГНТЦ «Энергосталь» для
50-т электросталеплавильной печи № 5 в ЭСПЦ-2
метзавода «Днепроспецсталь». Фильтр ФРИР-7000
производительностью 500000 м$ч успешно эксплуа¬
тируется с марта 1989 г, обеспечивая надежную рабо¬
ту и эффективную очистку газов до остаточного пы-
лесодержания не более 20 мг/м
·. К настояпіему вре¬
мени УкрГНТЦ «Энергосталь» разработаны и постав¬
лены на металлургические, машиностроительные и
завод ферросплавов» по проекту УкрГНТЦ «Энерго¬
сталь» введены в эксплуатацию газоочистки печей
№ 1-3 с фильтрами ФРИР-5600 производительностью
500000 м$ч (рис. 2). По проекту УкрГНТЦ «Энерго¬
сталь» также сооружены и эксплуатируются газоочист¬
ки печей №№ 21, 22 в цехе № 5 ОАО «Челябинский
электрометаллургический комбинат» с двумя двухка¬
мерными рукавными фильтрами 1120x2 м
· производи¬
тельностью по 200000 м$ч. Последнее внедрение ру¬
кавных фильтров с импульсной регенерацией в фер¬
росплавном производстве - это установка и пуск двух
фильтров ФРИР производительностью 550000 м$ч с
рукавами длиной 6,14 м за печами №№ 5, 6 мош,но-
стью до 25 МВА на Стахановском заводе ферроспла¬
вов в 2005-2006 гг Остаточная запыленность газов по¬
сле фильтров не превышает 10 мг/м
·.
Технологические параметры работы газоотводя-
піих трактов и рукавных фильтров ферросплавных
печей зависят от вида выплавляемого ферросплава
(ферросилиций, феррохром, силикомарганец, фер¬
ромарганец и другие), мопіности рудотермической
печи, подьспючения к газоочисткам аспирационных
систем и др.
Многолетний оныт промышленной эксплуатации
рукавных фильтров с импульсной регенерацией кон¬
струкции УкрГНТЦ «Энергосталь» за ферросплавны¬
ми печами показал их высокую эффективность, на¬
дежность и ряд серьезных преимупіеств перед напор¬
ными фильтрами. К недостаткам напорных фильтров
с обратной продувкой в сравнении с высокопроизво¬
дительными современными рукавными фильтрами с
импульсной регенерацией относится следуюпіее:
1. Скорость фильтрации (удельная газовая нагруз¬
ка) 0,4-0,6 м
·/м
· мин у напорных фильтров в 3-4 раза
меньше, чем у фильтров с импульсной регенераци¬
ей ФРИР, что, соответственно, увеличивает габари¬
ты, материалоемкость и капитальные затраты на га¬
зоочистку.
108
Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



экология
в ферросплавном производстве СНГ фильтры
с импульсной регенерацией вытеснили напорные
фильтры в значительной мере потому, что они разме¬
щались в тех габаритах, в которых разместить напор¬
ные фильтры невозможно.
2. Напорные фильтры работают под давлением
дымососов 3000-3500 Па. Пылевые бункеры, напор¬
ные газоходы и пылетранспорт, находящиеся иод та¬
ким давлением, должны быть максимально герметич¬
ны. Даже при небольших неплотностях в подбункер-
ное помещение выбивается запыленный газ и загряз¬
няет помещение.
3. Все ремонтные операции эксплуатационного
персонала по ревизии и замене рукавов должны про¬
водиться внутри фильтра в запыленном, загазован¬
ном пространстве. Рукава напорных фильтров имеют
двухстороннее крепление (вверху и внизу), в отличие
от фильтров с импульсной регенерацией.
Трудоемкость замены рукавов у напорных филь¬
тров значительно выше, чем у фильтров с импульс¬
ной регенерацией.
4. Для регенерации рукавов в напорных фильтрах
используется большое количество постоянно дей¬
ствующих механизмов - ьспананов обратной продув¬
ки с пневмоцилиндрами, отсутствующих у фильтров
с импульсной регенерацией.
5. Газоочистки с напорными фильтрами не имеют
сосредоточенного выброса газов после очистки через
высокую дымовую трубу. Выброс рассредотачивается
на верхней отметке фильтра через жалюзийные прое¬
мы или через вытяжную трубу небольшой высоты.
После фильтров с импульсной регенерацией очи¬
щенные газы выбрасываются в атмосферу через ды¬
мовую трубу любой требуемой высоты.
6. В газоочистках с напорными фильтрами дымо¬
сосы устанавливаются на грязном газе и подвержены
абразивному износу, залипанию и разбалансировке.
В газоочистках с фильтрами с импульсной регенера¬
цией дымососы расположены на очищенном газе по¬
сле фильтров.
7. За последние 25 лет практически все постав¬
ленные в СНГ иностранными фирмами рукавные
фильтры для электрометаллургических агрегатов -
это фильтры с импульсной регенерацией, представ¬
ляющие современный мировой уровень техники пы¬
леулавливания.
Уловленная в рукавных фильтрах пыль из «щеле¬
вых» пирамидальных бункеров фильтров выгружает¬
ся через шлюзовые питатели на скребковые конвейе¬
ры, расположенные под рукавными фильтрами, и да¬
лее поступает в сборный бункер. Из сборного бунке¬
ра реверсивным винтовым питателем ферросплав¬
ная пыль подается в двухвальный лопастной смеси¬
тель, в котором производится увлажнение и микроо-
комкование пыли. Из смесителей увлажненная пыль
выгружается в автотранспорт. Реверсивность винто¬
вого питателя позволяет, при необходимости, выгру¬
жать пыль в автотранспорт в обвод смесителя через
байпасную течку посредством телескопического пы-
левыгрузочного устройства или гибкого рукава.
Рис. 2. Схема газоочистки печи Ns 3 в цехе № 3 ОАО «Се-
ровский завод ферросплавов»: 1 - рукавный фильтр ФРИР-
5600; 2 - вентиляторы ВВР-22; 3 - клапан дроссельный; 4 - кла¬
пан подсоса воздуха; 5 - таль электрическая; 6 - скребковый
конвейер; 7 - питатель винтовой; 8 - сборный бункер пыли;
9 - двухвальный смеситель; 10 - вытяжная шахта печи № 3;
11 - дымовая труба; 12 - газоход «грязного» газа; 13 - газоход
очищенного газа
На Запорожском и Стахановском заводах ферро¬
сплавов по проекту УкрГНТЦ «Энергосталь» соору¬
жены и эксплуатируются централизованные установ¬
ки окомкования пыли с чашевыми окомкователями
диаметром 3 м.
Для газоочисток ферросплавных печей реали¬
зованы следующие технические и конструктивно-
компоновочные решения:
- рукавные фильтры с системой пылеуборки уста¬
новлены на опорных постаментах на отметке 0.000
(при «нулевой» компоновке) либо над дымососным
отделением (нри высотной компоновке);
- бункерные части фильтров и системы пылеуда¬
ления размещены в закрытом подбункерном помеще¬
нии;
- корпуса рукавных фильтров установлены от¬
крыто, без помещений; верхняя часть (крышка) ру¬
кавного фильтра с системой регенерации, арматурой
и устройствами автоматического управления укрыва¬
ется отапливаемым утепленным шатром-укрытием;
- перед рукавными фильтрами на подводящих га¬
зоходах установлены клапаны подсоса атмосферного
воздуха для автоматического регулирования темпера¬
туры газов и защиты рукавов от недопустимого повы¬
шения температуры;
- в качестве тягодутьевых машин за рукавными
фильтрами установлены дымососы ДН-26ГМ либо
вентиляторы ВВР-22 (в зависимости от расчетного
аэродинамического сопротивления газового тракта и
газоочистки).
Ниже приведены основные усредненные пара¬
метры газоочистки ферросплавной печи мощностью
16,5-23 МВА.
Количество газов перед ру- 350000-500000
кавным фильтром, м$ч
Температура газов перед ру- до 145
кавным фильтром, °С
Удельная газовая нагрузка на до 1,5
фильтровальный материал,
м$м
·мин
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6
109



экология

Запыленность газов перед
очисткой, г/м
·
Остаточная запыленность га¬
зов после очистки в рукавном
фильтре, мг/м
·
Расход осушенного сжатого
воздуха на импульсную реге¬
нерацию рукавного фильтра,
нм
·сжатого воздуха
1000 очищаемого газа
Давление сжатого воздуха,
МПа
Фильтровальные рукава:
Тип фильтроматериала

до 2,0


10-20




1,5-2



0,6


Иглопробивной по¬
лиэфирный фетр с
каркасом из фила-
ментных нитей
Рис. 3. Схема газоочисток открытых ферросплавных пе¬
Диаметр рукава, мм
Длина рукава, мм

Дисперсный состав пыли, %
133
5140
6140
до 1 мкм - 58
1-5 мкм - 37
чей РКО-25 в цехе № 3 ТОО «Таразский метзавод»: 1 - фер¬
росплавная печь РКО-25; 2 - рукавный фильтр ФРИР-7000;
3 - дымосос ДН-26ФКГМ; 4 - низкий зонт ферросплавной печи;
5 - подсосный клапан; 6 - отключающий клапан; 7 - винтовой
конвейер в бункере рукавного фильтра; 8 - дымовая труба;
9 - газоходы грязного газа; 10 - газоходы чистого газа
> 5 мкм - 5
Насыпной вес пыли, т/м
· 0,35-0,65
В 2008-20 Югг УкрГНТЦ «Энергосталь» выпол¬
нен комплекс работ «под ключ» по установке газоо¬
чистки с рукавным фильтром ФРИР-7000 газоаспира-
ционной системы ГАС-5 в цехе производства ферро¬
сплавов ОАО «Никопольский завод ферросплавов»,
обеспечивающей газоудаление от зонта и леток за¬
крытой печи РПЗ-48 № 4, разливочной машины № 3,
загрузочных конвейеров шихты и других пылевыде-
ляюпіих источников. Газоочистка обеспечивает оста¬
точную концентрацию ныли в пределах 5 мг/м
·.
В настояпіее время по проекту УкрГНТЦ «Энер¬
госталь» сооружаются системы сухих газоочисток с
рукавными фильтрами ФРИР-7000 за двумя рекон¬
струируемыми открытыми ферросплавными неча-
ми мопіностью 25 MBA для выплавки марганцевых
ферросплавов на ТОО «Таразский металлургический
завод» (ТОО «ТМЗ») республики Казахстан (рис. 3).
УкрГНТЦ «Энергосталь» поставляет на ТОО «ТМЗ»
рукавные фильтры и другое технологическое обору¬
дование газоочисток, также систему АСУ ТП.
Изготавливаются 2 фильтра ФРИР-8500 для
очистки газов реконструируемых нечей 27,6 МВА в
цехе № 4 ОАО «Запорожский завод ферросплавов».
В связи с осупіествляемым в настояпіее время и
планируемым в перспективе переводом большого ко¬
личества закрытых ферросплавных печей на работу
в открытом режиме, а также строительством новых
ферросплавных цехов и печей опыт УкрГНТЦ «Энер¬
госталь» по разработке и внедрению газоочисток с
фильтрами с импульсной регенерацией типа ФРИР за
открытыми ферросплавными нечами является акту¬
альным и востребованным.
Библиографический список
1. Эксплуатация рукавных фильтров на заводах
черной металлургии / В.И. Казюта, С.Б. Старк,
Ю.Д. Глебов и др. // БНТИ Черная металлургия.
- 1988.-Вып. 7.-С. 15-30.
2. Очистка организованных и неорганизованных
выбросов ферросплавного производства в ткане¬
вых фильтрах / Н.В. Моцарь, П.А. Мипіенко, В.И.
Казюта и др. // БНТИ Черная металлургия. - 1983.
-№ Ю.-С. 44-45.
3. Erksen Е. Совершенствование процесса пыле¬
улавливания и повышение экономичности рукав¬
ных фильтров при очистке отходяпіих газов фер¬
росплавных печей. Запіита воздушного и водного
бассейнов от выбросов металлургических заво¬
дов // Экспресс-информация. Сер. Обш,еотрасле-
вые вопросы. Черметинформация. - 1987. - Вып.
2.-С. 9-11.
4. Касимов А.М., Ровенский АИ, Максимов Б.Н Пы-
легазовые выбросы при производстве основных видов
ферросплавов. -М.: Металлургия, 1988. -109 с.
5. Швец М.Н. Улавливание и очистка технологиче¬
ских газов и неорганизованных выбросов электро¬
сталеплавильных печей // Экология и здоровье че¬
ловека. Охрана водного и воздушного бассейнов.
Утилизация отходов: сб. научн. статей XI Между-
нар. научн.-техн. конф. / УкрГНТЦ «Энергосталь».
В 2-х т. Том 2. -Харьков: Курсор, 2003. - С. 170-176.
6. Унифицированный рукавный фильтр с им¬
пульсной регенерацией типа «ФРИР» для сухо¬
го обеспыливания технологических и аспираци-
оппых газовых выбросов / А.В. Ерохин, Г.В. Ви-
тер, А.Н. Подоляка и др. // Металлург и горноруд.
пром-сть.- 1998.-№2.-С. 130-132.

Поступила 07.09.2010

110

Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



A





ИНФОРМАЦИЯ

ИНФОРМАЦИЯ



Центральная государственная научно-

I
тл
техническая библиотека горно-металлургического
комплекса Украины


Новые поступления в фонд библиотеки

МЕТАЛЛУРГИЯ
669.01 Б43 Белов Н.А. и др. Атлас микроструктур промышленных силуминов / Н.А. Белов, С.В. Савченко, В.Д. Белов. - М.: МИСиС,
2009. - 204 с.
669.15 Г12 Гаврилюк В.П.. Марковский Е.А. Литые железохромистые сплавы. - К.: ФТИМС, 2001. - 260 с.
669.14 Г52 Гладышев С.А.. Григорян В.А. Броневые стали. - М: Интермет Инжиниринг, 2010. - 334 с.
669.14 Г52 Гладштейн Л.И. и др. Слоистое разрушение сталей и сварных соединений / Л.И. Гладштейн. П.Д. Одесский. И.И. Ведяков . -
М.: Интермет Инжиниринг, 2009. - 252 с.
669.01 Г93 Губенко С.И.. Парусов В.В. Деформация металлических материалов. - Дн-ск: Арт-ПРЕСС, 2006. - 310 с.
669 С-30 бгоров С.Г.. Червоний І.Ф. Моделювання процесів чорноі і кольоровоі металургм . - Запоріжжя: ЗДІА, 2010. - 233 с.
621.74 Е94 Ефимов В.А.. Эльдарханов А.С. Технологии современной металлургии. - М.: Новые технологии, 2004. - 782 с.
669.2/.8 К61 Колобов ГА. и др. Цветная металлургия : Физико-химические и технологические основы : Монография / ГА. Колобов. С.Г
Гришенко. В.И. Пожуев. - Запорожье: ЗГИА, 2010.-331 с.
669.15Л68 Лободюк В.А.. Эстрин Э.И. Мартенситные преврашения . - М.: Физматлит, 2009. - 352 с.
669 М61 Минаев А.А. Совмещенные металлургические процессы . - Донецк: УНИТЕХ, 2008. - 550 с.
621.97 0-23 Обработка материалов давлением : Сборник научных трудов № 1 (22). - Краматорск: ДГМА, 2010. - 210 с.
621.97 0-23 Обработка материалов давлением : Сборник научных трудов № 2 (23). - Краматорск: ДГМА, 2010. - 290 с.
669.2/.8 П53 Полупроводниковый кремний: теория и технология производства : Памяти д.т.н. проф. Фалькевича Эдуарда Семеновича
посвящается / Ю.Н. Таран и др. - Запорожье: ЗГИА, 2004. - 344 с.
669.18 П83 Протасов А.В. и др. Оборудование для внепечной обработки стали / А.В. Протасов. Н.В. Пасечник. Б.А. Сивак . - М.: Интермет
Инжиниринг, 2010. - 414 с.
669.187 С54 СойФер В.М. Выплавка стали в кислых электропечах . - М.: Машиностроение, 2009. - 480 с.
669 С77 Старк С.Б. Газоочистные аппараты и установки в металлургическом производстве . - 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Металлургия,
1990.-397 с.
621.78 Т35 Термическая обработка рельсов с нагрева токами высокой частоты fTB4H Д.В. Сталинский. Д.К. Нестеров. А.С. Рудюк. В.Е.
Сапожков . - Харьков: УкрГНТЦ «Энергосталь», 2009. - 395 с.
621.762 Г35 Терновой Ю.Ф. и др. Полуфабрикаты и изделия из распыленных металлических порошков : Монография / Ю.Ф. Терновой.
Н.Н. Пашетнева. С.А. Воденников. - Запорожье: ЗГИА, 2010. - 181 с.
669 Т38 Технічна теплофізика та промислова теплоенергетика : Збірник на%кових праць : Вип. 2 / НМетАУ . - Дн-ськ: Нова ідеологія,
2010.-268 с.
669. ІФ94 Фундаментальные и прикладные проблемы черной металлургии : Сборник научных трудов : Вып. 20/ ИЧМ им. 3. И. Некрасова.
- К.: Візіон, 2009. - 406 с.
621.74 Ч-49 Чернышев Е.А. и др. Литейные дефекты. Причины образования. Способы предупреждения и исправления : Учебное
пособие / Е.А. Чернышев. А.И. Евстигнеев. А.А. Евлампиев. - М.: Машиностроение, 2008. - 280 с.
621.771Ш37 Шевелкин С.Д. Качество плоского проката - интегральный показатель технической оснашенности. организации
производственного процесса, идеологии и уровня управления
·теория, опыт практика): Посвящается 50-ти летию завода и коллективу
прокатного цеха . - Артемовск: АЗОЦМ, 2010. - 250 с.
621.74 Э53 Эльдарханов А.С. и др. Процессы Формирования отливок и их моделирование / А.С. Эльдарханов. В.А. Ефимов. А.С.
Нурадинов . - М.: Машиностроение, 2001. - 208 с.
ГОРНОЕ ДЕЛО
622.6 Г46 Гидротранспортные системы горнодобывающих предприятий / Л.А. Пучков и др.. - 2-е изд., стереотип. - М.: МГГУ, 2008. - 145 с.
622.271 К32 Квагинидзе B.C. и др. Эксплуатация карьерного оборудования : Учебное пособие / B.C. Квагинидзе. В.Ф. Петров. В.Б.
Корецкий. - 2-е изд., стереотип. - М.: Мир горной книги, 2009. - 586 с. - ( Освоение северных территорий; № 3 ).
622 К32 Квагинидзе B.C. и др. Восстановление металлоконструкций горно-транспортного оборудования : Учебное пособие / B.C.
Квагинидзе. В.Ф. Петров. В.Б. Корецкий . - М.: Мир горной книги, 2007. - 499 с. - ( Освоение северных территорий; № 1 ).
УДК 622.7 Н74 Новое в технологии и технике переработки минерального сырья : Сборник трудов. - Кривой Рог: Механобрчермет, 2009.
- 137 с.
622.271 Ш46 Шемякин С.А. и др. Ведение открытых горных работ на основе совершенствования выемки пород / С.А. Шемякин, С.Н.
Иванченко, Ю.А. Мамаев. - М.: Горная книга, 2008. - 316 с.
МАШИНОСТРОЕНИЕ
621.81 Б24 Барановський I.B.. Таровик М.Г Деталі машин. Прикладна механіка і основи проект%ванн. - Краматорськ: ДДМА, 2010. - 56 с.
621В12 Важке машинобудування. Проблеми та перспективи розвитку : Матеріали VIII МіжнародноТ науково-технічноТ конференцм . -
Краматорськ: ДДМА, 2010. - 126 с.
621.87 Ml6 Маковський О.М. Елементи констр%кціТ та розрах%нк% вантажопідйомних машин : Монографія . - Краматорськ: ДДМА, 2010. - 204 с.

Наш адрес: г. Днепропетровск, ул. Дзержинского,23, ГУ «ЦГНТБ ГМК Украины»
Т.: (80562) 46-12-91; (8056) 374-42-18, 770-23-12, 744-87-26
e-mail:bibliot@ukr.net; www.cantb.dD.ua

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

111












































УПРАВЛЕНИЕ ОТХОДАМИ:
ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ
промышленная выставка-ярмарка обо¬
рудования и технологий по сбору, пере¬
работке, транспортировке, рециклингу,
утилизации, обезвреживанию и захо¬
ронению отходов производства и по¬
требления


ВОЗДУХООЧИСТКА
выставка оборудования и техни¬
ческих средств по защите атмосфер¬
ного воздуха от стационарных и пере¬
движных источников загрязнения


ПРИРОДООХРАННЫЕ УСЛУГИ
И ОБОРУДОВАНИЕ
выставка экологического и правового
сопровождения проектов, контрольно-
измерительного и лабораторного обору¬
дования, средств обеспечения экологи¬
ческой и промышленной безопасности



ОРГАНИЗАТОР ГЕНЕРАЛЬНЫЙ ИНФОРМАЦИОННЫЙ ПАРТНЕР
Научііо-ііраі%іический журпа.!
ТВЕРДЫЕ К О Л О Г М Я








112








© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



ТРЕБОВАНИЯ К СТАТЬЯМ, НАПРАВЛЯЕМЫМ В РЕДАКЦИЮ
Уважаемые авторы! Для ускорения подготовки очередных номеров журнала редакция обращается с просьбой ко всем
авторам передавать статьи в электронном виде на носителях в виде CD-R или CD-RW матриц, либо на флешке. Возможна
также передача материалов в редакцию по электронной почте. Отправка в редакцию статей в электронном виде не исключает
необходимости предоставления сопроводительного письма от организации и подписанного авторами одного экземпляра
статьи.
В редакцию следует предоставлять статью, отпечатанную четкими черными буквами на белой бумаге формата А4 (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 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 цисЬровой сЬотокамеры
· 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
Редакция обращается с просьбой при подготовке статей учитывать требования Постановления Президиума ВАК Украины №7-
05/1 от 15.01.2003 "ПРО ПІДВИЩЕННЯ ВИМОГ ДО ФАХОВИХ ВИДАНЬ, ВНЕСЕНИХ ДО ПЕРЕЛІКІВ ВАК УКРАІНИ" (Бюл. ВАК №1,
2003), которыми предписывается:
3. Редакційним колегіям організувати належне рецензування та ретельний відбір статей до друку. Зобов'язати /х приймати
до друку у виданнях, що виходитимуть у 2003 році та у лодальші 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 публікацій, в яких започатковано розв'язання даноі проблеми і на які спираеться автор, виділення невирішених раніше
частин загальнбі проблеми, котрим присвячуеться 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 напрямку.
4. Спеціалізованим ученим радам при прийомі до захисту дисертаційних робіт зараховувати статті, подані до друку починаючи
3 лютого 2003 року, як фахові лише за %мови дотоимання вимог до них, викладених у п. 3 даноУ постанови ..."

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

Редакция журнала «Металлургическая и горнорудная промышленность»
Тел. (0562) 46-12-95, отв. секретарь (056) 744-81-66. Е-таіі: metinfo(a)metinform.dp.ua; mgp@inetaliournal.com.ua.


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

Единственное в Украине специализированное издание, освещающее все
проблемы горно-металлургического комплекса!

т
Продолжается подписка на журнал
"/ЙЕМ/1/1>
·РГИЧЕСК<4Я И Г0РН0Р?
·
·Н«4Я ПРО/ЙЫШ/ІЕННОСТЬ" на 20/1 г.
Стоимость 1 экз. журнала - 370 грн.; 1 комплекта на год - 2220 грн.
Стоимость эл. варианта на год - 1440 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 !



© Металлургическая и горнорудная промышленность/2010 О 6



113



Перечень статей, опубликованных в журнале "Металлургическая и
горнорудная промышленность" в 2010 г.
Наименование статей, авторы № стр.
Виталию Антоновичу Сацкому - 80 лет 2 10
ГриневА.Ф. ЖУРНАЛУ-50ЛЕТ 2 1
Грищенко С.Г., Власюк B.C. Состояние мировой металлургии в новых реалиях экономического кризиса (по материалам
67 сессии Комитета по стали Организации экономического сотрудничества и развития 1 4
Казаченко В.И. ПРОФСОЮЗ НА СТРАЖЕ ИНТЕРЕСОВ МЕТАЛЛУРГОВ И ГОРНЯКОВ 4 1
КАТУНИН В. В. Мировое и региональное производство стали и его вероятные перспективы 6 1
Конкурентоспособность. Пути повышения эффективности производства горно-металлургического комплекса Украины 1 1
Куцину Владимиру Семеновичу - 60 лет 2 11
МЕТАЛЛУРГИ СОВЕТУЮТСЯ 3 1
Підсумки роботи металургійного та гірничого комплексів за I півріччя 2010 року та стан виконання ДержавноТ програ-
ми розвитку та реформування гірничо-металургійного комплексу на період до 2011 року 5 1
Рудыка В.И., Малина В.П., Булгаков Е.И. Не растерять, а приумножить достигнутое 4 3
С.Г ГРИЩЕНКО - 60 лет 3 11
Харахулах B.C., Лесовой В.В., Мельник В.М. Состояние сталеплавильного производства на предприятиях объединения
«Металлургпром» и перспектива его развития до 2015 года 3 4
ЖУРНАЛУ - 50 лет
Кривченко Ю.С. ГП «Укргипромез» - разработчик высокоэффективных, конкурентоспособных проектов 2 22
Мазур В.Л. Металургія УкраТни: стан, конкурентоспроможність, перспективи 2 12
Плискановский С.Т. Подготовка востребованного специалиста 2 17
Сталинский Д.В. Новые разработки УкрГНТЦ «Энергосталь» для предприятий горно-металлургического комплекса 2 24
Харлашин П.С. Роль фундаментальных исследований в решении актуальных проблем производства чёрных металлов 2 19
ММЗ - 25 лет
Деревянченко И.В., Кучеренко О.Л., Репин И.В., Кирилюк Ю.Н., Шумахер Э.Э. ASIS - современная ресурсосберегающая
технология 1 15
Деревянченко И.В., Сычков А.Б., Жигарев М.А., Перчаткин А.В., Кучеренко О.Л., Парусов В.В., Парусов О.В. Производ¬
ство катанки качественного сортамента в условиях ОАО «Молдавский металлургический завод» 1 9
Парусов Э.В., Парусов В.В., Парусов О.В., Сагура Л.В., Сивак А.И., Сычков А.Б. Влияние качественных характеристик
высокоуглеродистой катанки на свойства канатной проволоки 1 17
Сычков А.Б., Кучеренко О.Л., Репин И.В., Стовпченко А.П., Пройдак Ю.С., Камкина Л.В., Стогний Ю.Д. Влияние химиче¬
ского состава стали C82D, микролегированной ванадием, на появление мартенситных участков 1 20
Юдин А.В. Металлургическому заводу из Приднестровья - 25 лет 1 6
ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Большаков В.И., Лебедь В.В. Исследование газораспределения в верхней части доменной печи 3 12
Буга И.Д., Носоченко О.В, Ивко В.В., Антонов Ю.Г, Гирин Ю.В., Крыжановский А.С., Панченко О.А., Ермоленко А.В.,
Тростян В.И. Способ производства агломерата на агломерационной машине 5 19
Буга И.Д., Романенко В.И., Дащенко А.А., Ефимов О.А., Панченко О.А. Технология использования техногенных отходов
при производстве агломерата в условиях ОАО «Днепровский меткомбинат» 5 17
Губин ГВ., Ярош Т.П., Марасанова О.В. Исследование газодинамических характеристик начального периода процесса агло¬
мерации шихты с высоким содержанием железорудных концентратов 2 34
Замуруев В.М., Попов В.Е., Ивлев В.П., Храпко А.В., Дидевич А.В.. ГГютюнник Ю.М.ІОсвоение технологии доменной
плавки при работе без использования природного газа с вдуванием пылеугольного топлива 5 14
Кривенко С.В., Русских В.П., Томаш А.А. Улучшение структуры агломерата изменением интенсивности горения топлива шихты 2 36
Куберский С.В., Зборщик A.M., Довгалюк Г.Я., Акулов В.В., Винник К.В. Десульфурация чугуна в 300-т заливочных ковшах
кислородно-конвертерного цеха 4 9
Лялюк В.П., Дмитренко К.А., Колесник А.А., Оторвин П.И., Пинчук Д.В., Костенко Г.П. Товаровский И.Г., Кассим Д.А. Вли¬
яние шихтовых и технологических факторов на температуру выпускаемого из доменной печи чугуна 1 23
Лялюк В.П., Шеремет В.А., Кекух А.В., Листопадов B.C., Оторвин П.И., Тараканов А.К., Кассим Д.А. Опыт использования
высококачественного окускованного железорудного сырья в доменной плавке 6 6
Лялюк В.П., Шеремет В.А., Кекух А.В., Оторвин П.И., Тараканов А.К., Кассим Д.А. Исследование влияния реакционной
способности кокса на показатели работы доменных печей 5 3
Новохатський О.М., Михайлюк Г.Д., Карпов А.В., Манаков В.П. Оцінювання фракційного складу матеріалів аглодомен-
ного виробництва звуковим способом 5 7
Плискановский С.Т., Большаков В.И. Основные направления совершенствования технологии и оборудования аглодоменно-
го производства 2 28
Романенко В.И., Крупий В.Г., Антонов Ю.Г, Марченко А.И., Руденко Ю.Р., Лебедь Ю.К., Карпенко Н.Л. Оценка эффективно¬
сти повышения температуры доменного дутья в условиях ОАО «Днепровский меткомбинат» 6 15
Семакова В.Б., Русских В.П., Пилюгин Е.И., Семаков В.В. Возможности совершенствования оценки прочностных характе¬
ристик агломерата 6 12
Тогобицкая Д.Н., Можаренко Н.М., Белькова А.И., Степаненко Д.А. Аналитическая оценка свойств доменных шлаков, обе¬
спечивающих устойчивую работу печи в нестационарных условиях 4 13
Шатоха В.И., Коробейников Ю.Ю. Исследование структуры гранул окомкованной агломерационной шихты методом трех¬
мерной рентгеновской томографии 2 30
Шатоха В.И., Коробейников Ю.Ю., Камкина Л.В., Колбин Н.А. Применение метода 3D томографии для анализа пористо¬
сти железорудного агломерата. Часть 1. Влияние основности агломерата и соотношения руда/концентрат в шихте на
пористость 5 10
Шатоха В.И., Коробейников Ю.Ю., Камкина Л.В., Колбин Н.А. Применение метода 3D томографии для анализа пористости
железорудного агломерата. Часть 2. Характеристики открытой и закрытой пористости 6 9
КОКСОХИМИЧЕСКОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Лялюк В.П., Шеремет В.А., Кекух А.В., Оторвин П.И., Писарь С.А., Учитель А.Д., Ляхова И.А., Кассим Д.А. Организация
рационального дробления угольной шихты - путь к повышению качества кокса для доменной плавки 2 48
Лялюк В.П., Шеремет В.А., Кекух А.В., Оторвин П.И., Писарь С.А., Учитель А.Д., Ляхова И.А., Кассим Д.А. Оценка степе¬
ни однородности угольной шихты 4 18
Рудыка В.И. Стратегия повышения конкурентоспособности проектных решений института «Гипрококс» на мировом рынке ин¬
жиниринговых услуг 2 43
Старовойт А.Г. Перспективы внедрения технологии выплавки чугуна с применением пылеугольного топлива 2 41
Шеремет В.А., Лялюк В.П., Оторвин П.И., Листопадов B.C., Писарь С.А., Учитель А.Д., Ляхова И.А., Кассим Д.А. Повыше¬
ние качества кокса для доменной плавки путем увеличения насыпной массы угольной шихты 1 27
СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Большаков В.И., Шевченко А.Ф., Вергун А.С., Маначин И.А., Двоскин Б.В., Башмаков A.M., Лю Дун Ие Современный

JJ4

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



комплекс внедоменной десульфурации чугуна в большегрузных заливочных ковшах 5 25
Буга И.Д. Паренчук И.В., Троцан А.И., Белов Б.Ф., Носоченко О.В. Анализ рафинировочных процессов ковшевой обработ¬
ки стали 3 16
Дюдкин Д.А., Кисиленко В.В. Современная технология внепечной обработки стали порошковой проволокой 2 66
К 75-ЛЕТИЮ Д.А. ДЮДКИНА 3 16
Казачков Е.А. Структура расплавленных шлаков и их физические свойства (110-летию П. Герасименко посвящается) 6 28
Кашакашвили Г.В. Способ выплавки стали с глубинной продувкой через сталевыпускное отверстие газовоздушной или га¬
зокислородной смесями 2 73
Кривченко Ю.С., Степаненко А.Н., Богдан В.Н., Малик А.А., Карамзин А.А., Король В.Н., Рожков Д.А. Модернизация сталепла¬
вильного производства в ОАО «Енакиевский металлургический завод» 2 71
Найдек В.Л., Якобше Р.Я., Баранова В.Н. Проблемы внепечной обработки и непрерывной разливки стали в Украине 3 24
Охотский В.Б. Аналитический обзор сталеплавильных процессов (110-летию П. Герасименко посвящается) 6 19
Охотский В.Б. Дешева рибка - погана юшка (100-летию Н.А. Вороновой посвящается) 5 22
Охотский В.Б. Информационное обеспечение сталеплавильного производства 2 53
Охотский В.Б. Неметаллические включения в стали при раскислении. Теория 4 22
Охотский В.Б. Событие и журнал (50-летию журнала посвящается) 2 59
Охотский В.Б. Удачный дуплет 1 34
Охотский В.Б., Чуйко М.В. Менеджмент раскисления и легирования кислородно-конвертерной стали 3 21
Приходько Э.В. Моделирование расплавов и процессов их взаимодействия при выплавке стали на основе теории направ¬
ленной химической связи 6 25
Смирнов А.Н. Пятьдесят лет непрерывной разливке стали в Украине 3 27
Смирнов А.Н., Дюдкин Д.А. Мировые тенденции развития технологии производства и разливки стали 2 55
Смирнов А.Н., Писмарев К.Е., Куберский С.В. Эффективность отсечки печного шлака при переливе стали из ковша в ковш 1 32
Смирнов А.Н., Подкорытов А.Л. Современные сортовые МНЛЗ: перспективы развития технологии и оборудования 2 61
Хагеманн Р., Петцольд Л., Шеллер П.Р. Процесс растворения оксидных неметаллических включений в шлаке 4 24
Харлашин П.С., Коломийцева Ю.С., Григорьева М.А., Бакланский В.М. Кинетика десульфурации и ресульфурации при
выплавке низкосернистой стали на стадии окислительного рафинирования 4 27
Харлашин П.С., Яценко А.Н., Бакст В.Я., Бакланский В.М. Изменение уровня жидкости при донной продувке неассимили-
руемым газом 2 75
ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
Бузыкин Е.С. ЭСПК ИНТЕРПАЙП СТАЛЬ: будущее строится сегодня 2 88
Гасик М.И. Инновационные технологии выплавки электростали для производства элементов подвижного состава и сталь¬
ных магистралей железнодорожного транспорта 2 82
Гасик М.И. Электрометаллургическое производство ферросплавов и электростали на пути расширения внедрения инновацион¬
ных технологий 2 78
Гасик М.И., Овчарук А.Н., Поляков О.И., Цыбуля Е.И., Кутузов С.В., Буряк В.В. Исследование химико-абразивного изно¬
са периклазохромитовой футеровки трубчатых вращающихся печей при производстве термоантрацита 1 41
Гасик М.М.,Панченко А.Н. Моделирование жаростойкости сталей для колосников конвейерных машин обжига железоруд¬
ных окатышей 5 32
Гасик М.И., Поляков О.И., Цыбуля Е.И., Кутузов С.В., Буряк В.В. Механизм износа периклазохромитовых изделий в про¬
цессе службы в трубчатых вращающихся печах для прокаливания антрацита 4 30
Деревянко И.В., Жаданос А.В. Математическое моделирование теплоэнергетических процессов производства карбида
кремния в печи Ачесона 5 29
Кривенко В.В., Овчарук А.Н., Таран А.Ю., Филев А.С., Олейник Т.А., Харитонов В.Н. Исследование химического и мине¬
ралогического составов марганцевых руд месторождений Средней Азии 1 37
Куцин B.C., Ольшанский В.И., Филиппов И.Ю., Дедов Ю.Б. Внедрение технологии сепарации шлака на Никопольском
заводе ферросплавов 6 41
Овчарук А.Н., Таран А.Ю., Руденко В.К. Выплавка ферросиликоалюминия из вторичных материалов абразивного производства 3 37
ОТЧЕТ об участии в работе Двенадцатого Международного ферросплавного конгресса ИНФАКОН-ХІІ 4 35
Панченко А.И., Сальников А.С., Скрипка Л.М., Жаданос А.В., Гасик М.И. Математическая модель управления корректи¬
ровкой химического состава подшипниковой электростали на установке ковш-печь 6 31
Панченко А.Н. Технология электроплавки стали для колосников обжиговых конвейерных машин в дуговых печах и исследо¬
вание их литой микроструктуры 6 36
Поляков О.И. Исследования электрических режимов работы дуговых электропечей методом круговых диаграмм по экспе¬
риментальным данным 1 45
Приходько Э.В., Тогобицкая Д.Н., Петров А.Ф., Хамхотько А.Ф., Греков С.В. Прогнозирование физико-химических свойств
шлаков производства марганцевых ферросплавов 3 33
ТЕЛЬНЫЙ С.И. - к 120-летию со дня рождения 4 36
ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
70-річний ювілей В. Т. Калініна 5 45
Исмаилов Н.Ш., Дышин О.А. Оптимальные физико-механические свойства формовочной смеси на основе полного фактор¬
ного эксперимента 3 42
Калинин В.Т., Хрычиков В.Е., Кривошеев В.А., Меняйло Е.В. Теория и практика модифицирования чугуна ультра- и на-
нодисперсными материалами 5 41
Калинин В.Т., Хрычиков В.Е., Кривошеев В.А., Селиверстов В.Ю., Доценко Ю.В., Кондрат А.А. Прогрессивные техноло¬
гии комплексного легирования и модифицирования чугунов для литья деталей горно-металлургического оборудования 1 51
Кирия ГШ., Иванова Л.Х., Шляпин И.В. Влияние энергоинформационного воздействия на структуру и свойства чугуна 3 45
Матвеева М.О. Влияние хрома и титана на структуру и свойства отливок из белых чугунов 1 54
Меняйло Е.В. Методы устранения усадочных дефектов в нижних шейках чугунных прокатных валков 6 44
Репях С.И. Влияние наполнителя модельного состава на трещиноустойчивость выплавляемых моделей отливок 5 37
Репях С.И. Трещиноустойчивость выплавляемых моделей отливок 4 37
Хрычиков В.е., Семенова ТВ., Лесовой В.В. Литейное производство Украины на пороге новых испытаний 2 90
Шапран Л.А., Иванова Л.Х., Хитько А.Ю. Иследование эксплуатационных свойств роликов зоны вторичного охлаждения МНЛЗ 2 93
Щеглова Т.С., Кирия ГШ., Иванова Л.Х. Паротермическое оксидирование внутренних поверхностей изложниц 2 95
ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Гридин А.Ю., Огинский И.К., Данченко В.Н., Фр.-В. Бах Экспериментальная установка валковой разливки-прокатки тонких
полос 5 46
Данченко В.Н. Развитие процессов обработки металлов давлением 2 99
Данченко В.Н., Ашкелянец А.В., Шрамко А.В. Исследование влияния режимов деформирования при свободной осадке
цилиндрических заготовок на степень их овализации 6 47
Данченко В.Н., Головко А.Н., Беляев С.М., Шапер М., Новак М. Прессование и водовоздушное охлаждение прессован¬
ных профилей из сплава АІ SilMgMn 2 102
Данченко В.Н., Дыя X., Шрамко А.В. Выбор технологической схемы многопереходной штамповки заготовок железнодорож¬
ных колес 1 58
Делюсто Л.Г., Шахтарин В.Н. Совершенствование конструкции прокатных клетей с использованием электромагнитного поля 3 55
Должанский A.M., Куцова В.З., Аюпова Т.А. Определение предельной степени технологической деформируемости метал¬
лов при прокатке клиновидных образцов 3 52
© Металлургическая и горнорудная промышленность/2010 0 6 775



Капланов В.И., Чумаков В.П., Коренко М.Г. Производство плющенных лент: состояние, проблемы, перспективы 2 108
Максименко О.П., Романюк Р.Я. Оценка устойчивости процесса прокатки по эпюрам контактных напряжений 2 110
Николаев В.А., Васильев А.А. Запорожская государственная инженерная академия Взаимосвязь деформационных и кине¬
матических параметров прокатки 6 52
Николаев В. А., Жученко С. В. Формирование межвалкового контакта в клети кварто 4 44
Николаев В.А., Матюшенко Д.А. Оперативные способы снижения продольной разнотолщинности полос 1 61
Сталінський Д.В., Вакула Л.А. Сучасний рівень технологи безперервного валкового лиття-прокатки тонких стрічок та вибір
оптимального варіанту суміщеного агрегату для умов Украіни 5 52
Огинский И. К. Взаимосвязь деформационных и кинематических параметров прокатки 6 49
Огинский И.К. Прилипание при прокатке, его происхождение и физическое назначение 5 57
Тумко А.Н., Логозинский И.Н., П#ресаденко О.В., Сальников А.С., Голубицкий Ф.А. Исследование технологических схем
производства профильных осевых заготовок для подвижного состава железных дорог 4 40
Чумаков В.П. Интенсификация процесса прокатки на блюминге 5 61
ШрамкоА.В., Голубева Л.В., Данченко В.Н.,Ашкелян#цА.В.,Дыя X. Исследование причин образования зажимов при многопе¬
реходной штамповке полнопрофильных заготовок железнодорожных колес 4 50
ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Б#с#днов С.В. Ориентация на клиента стратегия современной преуспевающей компании 2 119
Бойко В.В., Кузьменко С.В. От ЮТЗ до ООО «ИНТЕРПАЙП НИКО ТЬЮБ» - этапы развития 2 121
Вахруш#ва B.C., Дергач Т.А., Панченко С.А., Терещенко А.А. Разработка технологических мероприятий по повышению
коррозионной стойкости труб из ферритно-аустенитных сталей 5 64
Вышинский В.Т, Рахманов С.Р., Журавлёв А.В., Воронько В.Г. Влияние особенностей поворотно-подающих механизмов ста¬
нов ХПТ на стабильность геометрических параметров труб 4 58
К 90-летию И. З.Шифрина (1920-1998) 5 72
Литвяк В.Г, Фрейдлин В.И., Поливода В.Ф. Техничес-кое переоснащение трубопрокатного цеха в условиях действующего
производства в ОАО «Таганрогский металлургический завод» 3 60
Мушегян В.О., Туренков Н.М., Блощинский Г.П. Создание технологии получения молибденовых труб из слитков
электронно-лучевой плавки в Украине 5 69
Опрышко Л.В., Полтава И.И. Опыт производства котельных горячекатаных труб из непрерывнолитой заготовки 4 53
Панченко С.А., Беликов Ю.М., Терещенко А.А., Чигиринский Ю.В., Борисенко Ю.Н. Особенности технологии холодной
прокатки труб с ужесточенными допусками по толщине стенки 1 68
Тутберидзе А.И. Особенности деформации металла в валках автоматстана в начальный момент захвата гильзы 3 63
Фролов Я.В. Влияние параметров режима деформации на механические свойства металла при холодной пильгерной про¬
катке труб 1 71
Шепель ГГ., БурякТН., Ярошенко Н.В., Симоненко О.А., Терещенко А.А. Использование непрерывнолитой заготовки для про¬
изводства труб из коррозионностойких сталей 1 65
Шепель ГГ., Сокуренко В.П., Литвинский Я.И., Калинин И.В., Ксаверчук Л.П. Производство труб в Украине и современные
тенденции его развития 2 115
МЕТИЗНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Гурьянов Г.Н. Методика расчёта оптимального угла рабочего конуса волоки при волочении круглого сплошного профиля ... 6 58
Должанский A.M., Ломов И.Н., Ермакова О.С., Жадан А.А. Современные тенденции изменений в метизной отрасли Украины
(взгляд со стороны) 2 123
Должанский A.M., Очеретная Н.Н. Обеспечение знакопеременного кручения проволоки выбором высоты ее съема с тягово¬
го барабана при волочении 4 63
МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Алимов В.И., Егоров Н.Т., Максаков А.И. Совершенствование процесса сорбитизации проволочной заготовки с отдельного
нагрева 2 135
Бабаченко А.И., Кононенко А.А., Сафронов А.Л., Клиновая О.Ф. Влияние структурного состояния железнодорожных колес
на их чувствительность к концентраторам напряжений 3 82
Брюханов А.А., Стоянов П.П., Шапер М., Родман М., Хепке М., Родман Д., ІЗильберг Ю.В.І Анизотропия механических
свойств листов магниевого сплава АЦ31 в результате деформации знакопеременным изгибом 3 75
Вакула Л.А., Краснопольский В.М., Фомин В.И., Бекетов И.В. Влияние последеформационной паузы на структуру и свойства
ускоренно охлажденных подшипниковых сталей 4 70
Гурьянов Г.Н., Смирнов С.В. Комбинированный способ упрочнения дисперсионно - твердеющего сплава ЭП - 543У в прово¬
лочных пружинах 6 69
Давыдов И.е., Ракова И.В., Луцкий М.Б., Луценко В.А., Боровик П.В. Получение требуемого уровня механических свойств
листов с использованием тепла прокатного нагрева 4 78
Куцова В.З., Котова Т.В., Путнокі О.КЭ., Іванченко В.Г. Вплив прокатки при субкритичних температурах на формування
структури, текстури, розподіл елементів та властивості низьковуглецевих листових сталей 5 73
Левченко Г.В., Дёмина Е.Г, Нефедьева Е.Е., Буга И.Д., Антонов Ю.Г, Мединский ГА. Влияние деформированного состо¬
яния заготовок на однородность микроструктуры железнодорожных осей 3 70
Луценко В.А., Голубенко Т.Н., Евсюков М.Ф., Анелькин Н.И., Щербаков В.И. Исследование особенностей структурообра-
зования в прокате из хромомолибденовой стали при энергосберегающей термической обработке 1 77
Назаренко В.Р. Булатна сталь для металургійноі та гірничодобувноі промисловості 5 80
Парусов В.В.,Парусов О.В., Чуйко И.Н., Сычков А.Б. Научные и технологические аспекты производства высококачествен¬
ной катанки 2 139
Спиваков В.И., Орлов Э.А., Литвиненко П.Л., Ноговицын А.В. Исследование кинетики превращения аустенита и формиро¬
вания бейнитной структуры при деформационно-термическом упрочнении листов из малоперлитной стали Х70(Х65)
для труб газопроводов 1 74
Сталинский Д.В., Рудюк А.С., Азаркевич А.А., Восковец Ю.А. Ганошенко И.В. Совершенствование сортамента и техноло¬
гии производства железнодорожных рельсов 6 66
Ткаченко Ф.К., Ткаченко І.Ф., Ганошенко І.В., Володарський В.В., Носоченко О.О., Ткаченко К.І. Стан та перспективи
підвищення якості товстолистового прокату високоміцних зварювальних сталей в умовах ВАТ «МК «Азовсталь» 2 130
Узлов И.Г. Научные положения и технологические решения производства и использования эффективной металлопродукции 2 126
Узлов К.И. Научные положения технологических решений управления структурообразованием высокопрочных колесно-
бандажных сталей 6 61
Узлов К.И., Борисенко А.Ю., Хулин А.Н., Сухомлин В.И. Анализ характера разрушения промышленных изделий из высоко¬
прочных бейнитных чугунов в зависимости от структурного состояния их матрицы 4 73
Узлов И.Г., Евсюков М.Ф., Узлов К.И., Дементьева Ж.А. Анализ структурообразования микролегированной колесно-бандажной
стали и построение диаграммы превращения аустенита при непрерывном охлаждении для выбора рациональной техно¬
логии ее термического упрочнения 4 66
Узлов И.Г., Нестеренко A.M., Узлов К.И., Кныш А.В. Оценка влияния структурных факторов колесно-бандажных сталей на их
конструкционную прочность при эксплуатации 3 67
Узлов И.Г, Сидоренко О.Г, Федорова И.П., Сухой А.П., Шеремет ВА, Кекух В.А., Лясов В.Г, Мамаев А.В. Эффективность приме¬
нения многосекционных установок термического упрочнения арматурного проката 3 79
Шипицын С.Я., Бабаскин Ю.З., Бабиченко М.В., Короленко Д.Н., Золотарь Н.Я., Короленко В.П. Азотируемая штам-
повая сталь 5 77
77(5 © Метоллургическоя И горнорудная промышленность/2010 0 6



ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛЛОВ
Амбражей М. Ю., Чигиринец Е. Э., Гальченко Г. Ю., Ивченко А.В. Влияние технологических факторов производства на
коррозионную стойкость холоднодеформированного арматурного проката 4 83
Власова Е.В., Карасик Т.Л. Исследование покрытий, полученных из водных растворов фосфатов 5 89
Губенко С.И., Пинчук С.И., Белая Е.В. Системное исследование механизма износа поверхности катания железнодорож¬
ных колес 1 80
Дергач ТА, Северина Л.С., Бездетный И.А., Юрков С.К. Методика испытаний на стойкость к коррозионному растрескиванию
трубной заготовки и труб из коррозионностойких сталей и сплавов 3 85
Пинчук С.И. Повышение качества противокоррозионной защиты металлоконструкций 2 146
Пинчук С.И., Грещик A.M., Белая Е.В., Ковзик А.Н. Исследование закономерностей катодного восстановления железа из
отработанных травильных растворов 6 72
Пінчук С.Й., Грещик A.M., Левко О.М., Ковзік A.M. Вилучення порошку заліза із відпрацьованих сірчанокислих травильних
розчинів 4 81
Пинчук С.И., Проскуркин Е.В. Коррозионная стойкость труб с диффузионным цинковым покрытием и расширение обла¬
стей их применения 5 84
ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
70-ЛЕТИЕ АКАДЕМИКА НАНУ ГГ ПИВНЯКА 5 102
Бабец Е.К. Перспективы развития подземных горных работ в Кривбассе 4 90
Вольфсон П.М. Влияние объема камерной выемки на суммарное извлечение не разубоженной руды при системе подэтаж-
ного обрушения 6 80
Вольфсон П.М., Щербатюк Г.Я., Моргун А.В., Леончиков И.А. Оценка промышленных испытаний оптимальных параметров
элементов днища блока на шахте «Юбилейная» 1 85
Дядечкин Н.И., Бабец Е.К., Штанько Л.А., Касьяненко Н.А. Подземная выемка руды с закладкой выработанного про¬
странства неконсистентным материалом 5 92
Ефремов Э.И. Особенности и методы взрывного разрушения обводненных горных пород 2 153
Ляшенко В.И., Дудченко А.Х., Чистяков Е.П. Научно-технические основы повышения безопасности подземной разработки
урановых месторождений 2 164
Ляшенко В.И., Мельник ГВ., Малоок А.В. Повышение сейсмической безопасности при производстве взрывных работ под го¬
родской застройкой 6 74
Перегудов В.В., Грицина А.Е., Драгун Б.Т. Современное состояние и перспективы развития железорудной промышленности
Украины 2 148
ПройдакА.Ю., Поляков О.И., ГасикМ.И., ОлейникТА., Харитонов В.Н., Скляр Л.В., Кушнирук Н.В., Олейник М.О. Исследова¬
ния минерального состава фосфоритов Малокамышеватского месторождения и разработка технологии их обогащения .. 3 92
Сиротюк С.В., Ляш С.И., Чепурной В.И., Плужник Ю.А. Разрушение напряженных пород колонковым зарядом, располо¬
женным перпендикулярно плоскости забоя горизонтальной выработки 5 99
Сиротюк С.В., Чепурной В.И. Ляш С.И., Плужник KD.A. Исследование геодинамического состояния скального горного масси¬
ва за плоскостью забоя горизонтальных выработок 4 93
Четверик М.С., Бабий Е.В., Икол А.А., Терещенко В.В. Перспективы применения крутонаклонных конвейеров при
циклично-поточной технологии горных работ на карьерах Кривбасса 5 94
Штанько Л.А. Технологические аспекты разработки месторождений железных руд 1 89
Швыдкый А.В. Исследование факторов, влияющих на точность определения магнитных свойств минералов 3 98
Швидкий Н.И., Тыщук В.Ю. Разработка способов и средств защиты атмосферы от загрязнений при открытой разработке же¬
лезорудных месторождений Кривбасса 2 159
ПРОИЗВОДСТВО ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ
Демедюк Б.И., Сапрыкин В.Н., Кульбида Е.П. К вопросу расчета тепловых параметров рабочих органов пресса для охлаж¬
дения алюминиевых шлаков 4 96
Кожанов В.А., Попов В.А., Мушик Е.Е. Пути повышения конкурентоспособности и эффективности производства металлопро¬
дукции из лома и отходов цветных металлов 2 168
Козловский К.П., Чернюк О.В., Козловская И.К. Исследование технологии подготовки к плавке лома ЭС в корпусах и ко¬
жухах из алюминиевых сплавов 5 103
Лупинос С.М., Прутцков Д.В., Петрунько А.Н. Разработка технологии получения хлормагниевых расплавов из природно¬
го карбоната магния 4 98
Саргсян Л.е., Оганесян A.M. Исследование обжига халькопиритового концентрата меди методом термогравиметрическо¬
го и дифференциально-термического анализа 3 89
ОГНЕУПОРНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Владимиру Васильевичу Примаченко - 70 лет 2 173
Примаченко В.В., Мартыненко В.В., Бабкина В.В., Солошенко Л.Н., Щербак Л.М. Влияние диспергирующих добавок на
свойства корундовой бетонной смеси и на служебные характеристики футеровок, выполненных с ее использованием ... 4 87
Примаченко В.В., Мартыненко В.В., Закарян O.K. Состояние и перспективы обеспечения высококачественными отечествен¬
ными огнеупорами предприятий ГМК украины 2 173
МАШИНОВЕДЕНИЕ
Бельмас I.B., Білоус О.І., Конох Ю.М. Деформування ступінчастого канату на шківі підйомноТ машини 3 109
Білоус О.I., Колосов Д.Л. Використання плоского тягового органу для підняття робототехнічного комплексу 3 112
Білоус О.I., Колосов Д.Л. Напружений стан гумовоі оболонки стрічки на барабані конвесра подачі шихти в доменну піч .... 4 113
Бобровицкий В.И., Седуш В.Я., Сидоров В.А., Седуш B.C. Совершенствование структуры и функций ремонтных служб ме¬
таллургических предприятий 4 107
Большаков В.И. Создание новых технологий и оборудования - основа развития горно-металлургического комплекса 2 178
Большаков В.И. О влиянии расположения лотка БЗУ в колошниковом пространстве на показатели работы доменной печи 6 83
Большаков В.И., Дракин Г.В., Прокопенко П.Г. Усовершенствованный уравнительный клапан загрузочного устройства до¬
менной печи 3 106
Большаков В.И., Листопадов И.Б. Исследование реакции комплекса систем пильгерстана на технологическое возмущение 5 108
Большаков В.И., Черевик Ю.И., Башмаков A.M. Создание современного оборудования установок глубокой десульфура-
ции чугуна 1 92
Большаков В.И., Черевик Ю.И., Подобедов Н.И., Башмаков A.M., Исследование динамических нагрузок привода фурмы в
установках десульфурации чугуна 4 103
Еронько С.П. Разработка отечественного конкурентоспособного оборудования для дозированного перелива стали 2 180
Еронько С.П., Ошовская Е.В., Бедарев С.А., Мечик С.В. Исследование энергосиловых параметров привода манипулятора
для ввода отсечных элементов в выпускной канал кислородного конвертера 5 112
Еронько С.П., Ошовская Е.В., Бедарев С.А., Романова Г.С., Федяев Д.И. Исследование и расчет энергосиловых параме¬
тров системы поворотного затвора для отсечки шлака при выпуске стали из кислородного конвертера 3 102
Засельский В.И., Швед С.В. Исследования работы грохота в режиме «биений» при вращении валов вибровозбудителя с
жесткой кинематической связью 1 97
Иоффе A.M., Мазур И.А. Конструкция и исследование режимов работы запорного седельного гидроклапана с пневмати¬
ческим приводом 5 117
Лясов В.Г., Панишко С.А., Гуляев В.В., Макаренко А.А. Восстановление прокатных валков с применением высокоэффек¬
тивных порошковых проволок 1 95
Пополов Д.В. Исследование процесса спекания агломерационной шихты, подготовленной подпрессовкой 6 87
© Металлургическая И горнорудная промышленность/2010 0 6 777



Походня и.к., Кот#льчук А.С. Прогресс черной металлургии и производства сварочных материалов в КНР 2 185
Рабер Л.М., Червинский А.Е. Пути совершенствования технологии выполнения и диагностики фрикционных соединений на
высокопрочных болтах 4 109
Савченко А.Г, Мушенков Ю.А., Колесник Э.А. Уменьшение контактных давлений на подшипники карданной передачи про¬
катных станов 6 85
Сидоров В.А. Анализ режимов работы столов качания сортовых МНЛЗ 6 90
Учитель А.Д., Засельский В.И., Швед С.В. Промышленные исследования технологических показателей грохотов, работа¬
ющих в режиме «биений» 2 189
ТЕПЛОТЕХНИКА
Гичёв Ю.А., Перцевой В.А. Тепловые и газодинамические режимы эксплуатации устройств струйной отсечки шлака 2 201
Грес Л.П., Каракаш Е.А., Флейшман Ю.М., Кривченко Ю.С., Литвяк В.Г., Жариков А.Н., Гусаров А.С., Выбиванец О.А. Раз¬
работка новых высокотемпературных доменных воздухонагревателей с купольным отоплением 2 196
Губинский В.И., Ерёмин А.О., Тряпичкин М.Г Опыт использования объёмно-регенеративного способа сжигания топлива в
нагревательных колодцах прокатного производства 2 192
Ерёмин А.О., Сибирь А.В. Качество нагрева металла в камерных печах при высокотемпературном подогреве воздуха в ма¬
логабаритных регенераторах 6 94
Коротченков В.М., Воробьев В.А., Городнянский Р.Б. Применение регенераторов с шариковой насадкой на нагреватель¬
ных колодцах цеха Блюминг-1 1 100
Косолап Н.В., Куземко Р.Д. Исследование движения частиц порошка в высокотемпературной зоне доменной печи 2 209
Смирнов А.Н., Подкорытов А.Л., Епишев М.В. Эффективность снижения тепловых потерь в промковше 4 115
Спирин Н.А., Щипанов К.А., Лавров В.В., Косаченко И.Е. Разработка и программная реализация комплекса математиче¬
ских моделей для управления пуском доменной печи 4 119
Сысоева Т.Е., Абраменков Ю.Я. Анализ работы топливосжигающих устройствсекционной печи 2 204
Харлашин П.С., Чемерис О.Н., Яценко А.Н., Романов О.И., Гаврилова В.Г. Исследование процессов теплопередачи в
конвертере при с()акельном торкретировании футеровки 2 199
Штепа В.П., Соловий А.В., Козерема М.М., Малич Н.Г. Прогнозирование полезной работы и кпд проектируемой машины.....3 115
ЭКОНОМИКА
Довбня С.Б. Эффективное управление - ключевой фактор стратегичес-кой конкурентоспособности металлургических
предприятий 2 213
Гвоздева Т.М., Кивник А.А. Влияние структуры капитала на эффективность инвестиционного проекта 1 102
Майорченко В.Н., Калюжний В.В. Вплив фінансовоі кризи на розвиток чорноі металургіТ Украіни 2 216
Майорченко В.Н., Романенко А.А., Сиротенко В.Л., Давыденко Л.С., Дорошенко Н.В., Морщавко Л.В. Анализ состоя¬
ния технического переоснащения, модернизации и внедрения новейших технологий энергосбережения на предприя¬
тиях ГМК Украины 4 131
Преснякова В.В., Бень Т.Г. Усовершенствование методов логистического анализа производственных запасов металлур¬
гических предприятий. Сообщение I (АВС-анализ) 5 122
Сталинский Д.В., Каневский А.Л., Литвиненко В.Г., Лесовой В.В. Энергоемкость производства продукции на металлурги¬
ческих предприятиях Украины 4 126
СТАНДАРТИЗАЦИЯ
Вахрушева B.C., Левченко Л.М., Малыш А.Д., Ярошенко Н.В. Особенности национальных стандартов гармонизирован¬
ных с международными по определению твердости металлических материалов 6 104
Островский и.п., Абросимова Т.Н., Гринев А.Ф., Польский Г.Н., Потемкин О.В., Богдан Д.А. Повышение конкурентоспо¬
собности трубной продукции, внедрение систем управления качеством 2 225
Островский И.П., Абросимова Т.Н., Сокуренко В.П., Гринев А.Ф. Потёмкин О.В., Богдан Д.А. 20-летие службы стандартов
ISO серии 9000 на трубных заводах Украины. Новые научные подходы к совершенствованию системы управления
качеством 6 99
Сокуренко В.П. Проблемы ГМК по техническому регулированию в условиях участия Украины в ВТО 2 223
К 90-летию Я.Е. Осады 6 106
АВТОМАТИЗАЦИЯ
Дмитренко Е.В., Коваленко А.А., Коваленко А.В., Тонконог А.В., Сокуренко В.П., Морозов П.Э., Скрипниченко А.И.,
Иванова И.А., Ищенко Е.В., Ободан В.Я. Автоматизированная система прослеживания, учета и контроля качества
сварных труб среднего сортамента в ОАО «ИНТЕРПАЙП НМТЗ» 2 231
Крячко А.П. Автоматизация производства в современных условиях 2 229
Любин А.Е., Шульман З.А. Диагностика технического состояния кожуха доменной печи 3 123
Муравьева И.Г. Новые возможности автоматизированного контроля и управления ходом доменной печи 3 126
Салий С.Ф., Новицкий А.В. Опыт внедрения ERP-системы GrossBee XXI в ОАО «Дружковский метизный завод» 3 119
Ткаченко Г.И., Пирогов А.В., Мохнатый А.В., Кузьмин В.В., Хижняк В.Я. Исследования привода передвижения моста кра¬
на при работе в режимах противовключения 4 122
ЭКОЛОГИЯ
Бобылев В.П. Концепция экологизации действующих и вновь создаваемых производственных процессов в структуре мно¬
гоотраслевых промышленных центров 2 236
Буга И.Д., Романенко В.И., Антонов Ю.Г, Носочен-ко О.В., Моцный В.В., Руденко Ю.Р. Освоение технологии про¬
мышленного использования огарка колчеданного - представителя техногенных отходов производства в условиях
ОАО «Днепровский меткомбинат» 5 125
Голинько В.И., Чеберячко С.И. Влияние конструкции полумаски одноразовых респираторов на их основные показатели......3 132
Гузь Б.А. Неразрушающий метод количественного разделения источников шума машин и оборудования 2 244
Кравец О.А., Долгополов И.С., Тучин В.Т., Чернышов А.В., Неведомский В.А. Экспериментальное исследование кинетики
сушки брикетов из отсевов ферросплавного производства 4 135
Сталинский Д.В., Литвиненко В.Г., Каневский А.Л., Андреева Т.А. Особенности и прогнозирование эмиссии парниковых га¬
зов на металлургических предприятиях Украины 2 239
Сталинский Д.В., Швец М.Н. Очистка отработанных газов открытых ферросплавных печей 6 107
Титкова С.А., Пиниэлле М.М., Титков Г.А., Галкин Ю.А. Разработка и опыт промышленной эксплуатации системы оборотно¬
го водоснабжения технологических газоочисток доменных печей ОАО «Енакиевский металлургический завод» 3 130
Чеберячко С.И., Чеберячко Ю.И. К вопросу выбора средств индивидуальной защиты органов дыхания для условий горноруд¬
ных предприятий 2 247
Шеремет В.А., Максименко Л.Г., Рудой М.С. Внедрение природоохранных мероприятий в ОАО «АрселорМиттал Кривой Рог» 1 105
ИНФОРМАЦИЯ
XVIII Международная научно-практическая конференция и выставка-ярмарка «Казантип-ЭКО-2010» 4 142
К 80-летию со дня рождения Владимира Иосифовича Губинского 5 128
На соискание [Государственной премии Украины в области науки и техники 2010 года Вторичные ресурсы металлургии ..3 138
Парунакян В.Э., Агарков В.Я., Красулин А.С., Примак А.Ф. Применение энергосберегающей транспортной технологии для по¬
вышения эффективности обслуживания предприятий 4 138
Перепелиця І.Г. Працюемо на майбутне (к 55-літтю бібліотеки) 1 107
Рецензия на книгу Сойфер В.М. Выплавка стали в кислых электропечах 2 253
Рецензия на монографию Ф.К. Клименко, С.И. Зыбайло «Научные открытия ученых СНГ» 3 136


118


© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6



Contents

KATUNIN V. V. World and regional steelmaking and
probable prospects 1
BLAST-FURNACE PRACTICE
Lyalyuk V. P., Sheremet V. A., Kekuh A.V., Listo-
padov V. C., Otorvin P. I., Tarakanov A. K.,
Kassim D. A. Experience of using high-grade
agglomerated iron-ore raw materials in blast¬
furnace smelting 6
Shatokha V. I., Korobeynikov Yu. Yu., Kamkina L. V.,
Kolbin N. A. Application of 3D tomography meth¬
od for analysis of iron-ore sinter porosity. Part 2:
Characteristics of open and closed porosity 9
Semakova V. В., Russkikh V. P., Pilyugin E. I.,
Semakov V. V. Methods to improve estimation
of sinter strength characteristics 12
Romanenko V. I., Krupiy V. G., Antonov Yu. G.,
Marchenko A. I., Rudenko Yu. R., Lebed' Yu. K.,
Karpenko N. L. Assessment of efficiency of tem¬
perature increase in blast-furnace air at OJSC
"Dneprovsky Iron & Steel Integrated Works
named after F. Dzerzhinsky" 15
STEELMAKING
Okhotskiy V. B. Analytical review of steelmaking pro¬
cesses (devoted to 110-year-jubilee of P. Gerasi-
menko) 19
Prikhod'ko E. V. Modeling of melts and processes of
their interaction when steelmaking on the basis
of directed valence theory 25
Kazachkov E. A. Structure and physical properties
of molten slag (devoted to 110-year-jubilee of P.
Gerasimenko) 28
ELECTROMETALLURGY
Panchenko A. I., Sarnikov A. S., Skripka L. M.,
Zhadanos A.V., Gasik M. I. Mathematical
model of roller-bearing electric steel chemical
composition control on the ladle-furnace 31
Panchenko A.N. Steel electric smelting technology
for furnace bars of roasting conveyor machines
in arc furnaces and investigation of their cast mi-
crostructure 36
Kutsin V. S., Olshanskiy V. I., Filippov I. Yu., Dedov
Yu. B. Implementation of slag separation tech¬
nology at Nikopol Ferroalloy Plant 41
FOUNDRY
Menyailo E.V. Methods of shrinkage defects elimina¬
tion in the bottom necks of cast iron rolls 44
ROLLING
Danchenko V. N.,AshkelyanetsA. V., ShramkoA. V.
Investigation of effect of deformation regimes at
free upset of cylindrical sample on its elongation
extent 47
Oginskyy Y. K. Relationship of deformation and kine¬
matic parameters of rolling 49
Nikolaev V. A., Vasilyev A. A. Analysis of parameters
of strip asymmetrical cold rolling 52
HARDWARE MANUFACTURE
Guryanov G. N. Calculation procedure of optimum
angle of drawing die's working cone when
drawing round solid profile 58

METAL SCIENCE & HEAT TREATMENT
Uzlov K. I. Scientific statements of technological so¬
lutions related to control of structure formation
in high-strength wheel-tire steel 61
Stalinskiy D. V., Rudyuk A. S., Azarkevich A. A.,
Voskovets Yu. A., Ganoshenko I. V. Improve¬
ment of range of sizes and railway rail produc¬
tion technique 66
Guryanov G. N., Smirnov S.V. Combined method of
precipitation-hardening alloy ЭП - 543 strength¬
ening in elastic wires 69
ANTICORROSIVE PROTECTION OF METALS
Pinchuk S. I., Greshchik A. M., Belaya E. V., Kovzik
A. N. Investigation of regularities of iron cathodic
reduction from waste etch solutions 72
ORE MINING
Lyashenko V. I., Melnik G. V., Malook A.V. Seismic
safety improvement when blasting for urban de¬
velopment 74
Volfson P. M. Effect of pillar mining volume on clean
ore total extraction at sub-level caving 80
SCIENCE OF MACHINES
Bolshakov V. I. Effect of bell-free loading device's
tray lay-out in top area on blast-furnace opera¬
tion parameters 83
Savchenko A. G., Mushenkov Yu. A., Kolesnik E. A.
Contact pressure relief on universal drive bear¬
ings of rolling mills 85
Popolov D. V. Investigation of repressed burden sin¬
tering process 87
Sidorov V. A. Analysis of operating regimes of contin¬
uous-casting machine's oscillation tables 90
HEAT ENGINEERING
Yeryomin A. O., Sibir' A. V. Quality of metal heat¬
ing in chamber furnaces at high-temperature air
heating in small-size regenerators 94
STANDARDIZATION
Ostrovskiy I. P., Abrosimova T. N., Sokurenko V. P.,
Grinev A. F., Potyomkin O. V., Bogdan D. A.
20-year-anniversary of ISO 9000 at pipe plants
of Ukraine. New scientific approaches to ad¬
vancement of Quality Management System 99
Vakhrusheva V. S., Levchenko L. M., Malysh A.
D., Yaroshenko N. V. Features of national stan¬
dards harmonized with international standards
of metallic material hardness measurement 104
To90-year-jubilee ofYa. E. Osada 106
ECOLOGY
Stalinsky D. V., Shvets M. N. Gas purification of
open ferroalloy furnaces 107
INFORMATION
New books in Central State Scientific and Techni¬
cal Library Ill
Guidelines for paper preparation 113

© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6

119



Содержание

КАТУНИН В. В. Мировое и региональное производ¬
ство стали и его вероятные перспективы 1
ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Лялюк В.П., Шеремет В.А., Кекух А.В., Листопадов
B.C., Оторвин П.И., Тараканов А.К., Кассим Д.А.
Опыт использования высококачественного оку-
скованного железорудного сырья в доменной
плавке 6
Шатоха В.И., Коробейников Ю.Ю., Камкина Л.В.,
Колбин Н.А. Применение метода 3D томогра¬
фии для анализа пористости железорудного
агломерата. Часть 2. Характеристики открытой
и закрытой пористости 9
Семакова В.Б., Русских В.П., Пилюгин Е.И.,
Семаков В.В. Возможности совершенствования
оценки прочностных характеристик агломерата .. 12
Романенко В.И., Крупий В.Г., Антонов Ю.Г, Марченко
А.И., Руденко Ю.Р., Лебедь Ю.К., Карпенко Н.Л.
Оценка эффективности повышения температу¬
ры доменного дутья в условиях ОАО «Днепров¬
ский меткомбинат» 15
СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Охотский В.Б. Аналитический обзор сталеплавиль¬
ных процессов (110-летию П. Герасименко по¬
свящается) 19
Приходько Э.В. Моделирование расплавов и про¬
цессов их взаимодействия при выплавке ста¬
ли на основе теории направленной химической
связи 25
Казачков Е.А. Структура расплавленных шлаков и их
физические свойства (110-летию П. Герасимен¬
ко посвящается) 28
ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ
Панченко А.И., Сальников А.С., Скрипка Л.М.,
Жаданос А.В., Гасик М.И. Математическая мо¬
дель управления корректировкой химического
состава подшипниковой электростали на уста¬
новке ковш-печь 31
Панченко А.Н. Технология электроплавки стали для
колосников обжиговых конвейерных машин в
дуговых печах и исследование их литой микро¬
структуры 36
Куцин B.C., Ольшанский В.И., Филиппов И.Ю.,
Дедов Ю.Б. Внедрение технологии сепарации
шлака на Никопольском заводе ферросплавов 41
ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Меняйло Е.В. Методы устранения усадочных дефек¬
тов в нижних шейках чугунных прокатных валков 44
ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Данченко В.Н., Ашкелянец А.В., Шрамко А.В. Ис¬
следование влияния режимов деформирования
при свободной осадке цилиндрических загото¬
вок на степень их овализации 47
Огинский И. К. Взаимосвязь деформационных и ки¬
нематических параметров прокатки 49
Николаев В.А., Васильев А.А. Взаимосвязь дефор¬
мационных и кинематических параметров про¬
катки 52
МЕТИЗНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Гурьянов Г.Н. Методика расчёта оптимального угла
рабочего конуса волоки при волочении кругло¬
го сплошного профиля 58

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМООБРАБОТКА
Узлов К.И. Научные положения технологических
решений управления структурообразованием
высокопрочных колесно-бандажных сталей .... 61
Сталинский Д.В., Рудюк А.С., Азаркевич А.А.,
Восковец Ю.А. Ганошенко И.В. Совершен¬
ствование сортамента и технологии производ¬
ства железнодорожных рельсов 66
Гурьянов Г.Н., Смирнов С.В. Комбинированный
способ упрочнения дисперсионно - твердеюще¬
го сплава ЭП - 543У в проволочных пружинах .. 69
ПРОТИВОКОРРОЗИОННАЯ ЗАЩИТА МЕТАЛЛОВ
ПинчукС.И., ГрещикА.М., Белая Е.В., КовзикА.Н.
Исследование закономерностей катодного
восстановления железа из отработанных тра¬
вильных растворов 72
ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
Ляшенко В.И., Мельник Г.В., Малоок А.В. Повыше¬
ние сейсмической безопасности при производ¬
стве взрывных работ под городской застройкой 74
Вольфсон П.М. Влияние объема камерной выем¬
ки на суммарное извлечение не разубоженной
руды при системе подэтажного обрушения 80
МАШИНОВЕДЕНИЕ
Большаков В.И. О влиянии расположения лотка
БЗУ в колошниковом пространстве на показа¬
тели работы доменной печи 83
Савченко А.Г, Мушенков Ю.А., Колесник Э.А.
Уменьшение контактных давлений на подшип¬
ники карданной передачи прокатных станов ... 85
Пополов Д.В. Исследование процесса спекания
агломерационной шихты, подготовленной под-
прессовкой 87
Сидоров В.А. Анализ режимов работы столов кача¬
ния сортовых МНЛЗ 90
ТЕПЛОТЕХНИКА
Ерёмин А.О., Сибирь А.В. Качество нагрева метал¬
ла в камерных печах при высокотемператур¬
ном подогреве воздуха в малогабаритных ре¬
генераторах 94
СТАНДАРТИЗАЦИЯ
Островский И.П., Абросимова Т.Н., Сокуренко В.П.,
Гринев А.Ф., Потёмкин О.В., Богдан Д.А.
20-летие службы стандартов ISO серии 9000
на трубных заводах Украины. Новые науч¬
ные подходы к совершенствованию системы
управления качеством 99
Вахрушева B.C., Левченко Л.М., Малыш А.Д.,
Ярошенко Н.В. Особенности национальных
стандартов гармонизированных с междуна¬
родными по определению твердости металли¬
ческих материалов 104
К 90-летию Я.Е. Осады 106
ЭКОЛОГИЯ
Сталинский Д.В., Швец М.Н. Очистка отработан¬
ных газов открытых ферросплавных печей 107
ИНФОРМАЦИЯ
Новые поступления в фонд ЦГНТБ 111
Международный экологический Форум (Санкт-
Петербург) 112
Требования к статьям 113

120
© Метоллургическоя и горнорудная промышленность/2010 О 6






Регион
1998 г.
2000 г.
2002 г.
2004 г.
2006 г.
2008 г.
2009 г.
2010 г.*

ЕС-27**
191,1
193,4
188,2
202,5
207,0
198,0
139,1
173,3

Другие страны Европы
16,8
17,0
19,3
24,0
28,2
31,3
28,8
32,0

СНГ
74,0
98,5
101,2
113,4
119,9
114,2
97,4
105,5

Северная Америка
129,9
135,4
122,9
134,0
131,8
124,5
82,3
112,4

Южная Америка
36,1
39,1
40,9
45,9
45,3
47,4
37,8
43,5

Африка
12,8
13,8
15,8
16,7
18,8
16,7
14,8
16,7

Ближний Восток
9,1
10,8
12,5
14,3
15,4
16,0
16,6
18,8

Азия
297,9
331,9
394,9
510,1
676,2
747,6
776,3
884,3

Океания
9,7
7,8
8,3
8,3
8,7
8,4
6,0
8,1

Мир, всего
777,Z
847,7
904,1
1 069,1
1 251,2
1 304,2
1 199,2
1 394,5

*оценка по 9 месяцам
**в составе ЕС в 1998-2000 гг. -15 стран, а в 2007-2010 гг. - 27 стран.


Регион
1998 г.
2007 г.
2008 г.
2009 г.
2010 г.

ЕС-27
24,6
15,5
15,2
11,6
12,4

Другие стра¬
ны Европы
2,2
2,3
2,4
2,4
2,3

СНГ
9,5
9,2
8,8
8,1
7,6

Северная
Америка
16,7
9,8
9,5
6,9
8,0

Южная
Америка
4,6
3,6
3,6
3,2
3,1

Африка
1,6
1,4
1,3
1,2
1,2

Ближний
Восток
1,2
1,2
1,2
1,4
1,3

Азия
38,3
56,4
57,3
64,7
63,6

Океания
1,2
0,6
0,6
0,5
0,6


Регион
1998 г.
2000 г.
2002 г.
2004 г.
2006 г.
2007 г.
2008 г.
2009 г.

ЕС-27
179,1
181,9
175,2
188,3
207,9
219,9
198,6
125,9

Другие страны Европы
17,5
19,6
23,7
21,4
34,7
41,3
28,7
23,7

СНГ
32,8
45,3
43,5
53,5
61,2
70,6
62,4
47,9

Северная Америка
166,4
172,1
154,6
167,0
178,1
157,2
142,4
93,5

Южная Америка
30,7
30,3
27,4
33,7
37,2
43,2
46,6
34,5

Африка
16,4
17,2
21,9
22,9
28,2
28,9
32,7
35,2

Ближний Восток
18,2
22,1
29,2
34,8
41,2
49,1
52,2
47,8

Азия
292,7
344,2
419,4
533,4
643,3
721,0
716,9
778,9

Океания
9,2
7,2
9,0
10,2
10,1
10,3
10,3
7,4

Мир, всего
762,9
840,0
904,0
1065,1
1241,9
1341,4
1290,8
1194,8


Регион
1998-
2007 гг.
1998-
2009 гг.
2007-
2009 гг.

ЕС-27
40,8
-53,2
-94,0

Другие страны Европы
23,9
6,2
-17,6

СНГ
37,8
15,1
-22,7

Северная Америка
-9,2
-72,9
-63,8

Южная Америка
12,5
3,8
-8,7

Африка
12,5
18,8
6,3

Ближний Восток
30,9
29,6
-1,3

Азия
428,3
486,3
58,0

Океания
1,1
-1,8
-2,8

Мир, всего
578,5
431,9
-146,6


Страна
1998 г.
2000 г.
2002 г.
2004 г.
2006 г.
2007 г.
2008 г.
2009 г.

Китай
110,6
124,3
191,3
275,8
377,7
422,5
434,7
542,4

США
119,8
120,0
107,3
120,9
122,4
111,2
101,1
59,3

Индия
24,7
27,6
30,7
35,3
45,6
51,5
51,4
55,3

Япония
70,3
76,1
71,7
76,8
79,0
81,2
78,0
53,2

Южная Корея
24,7
38,3
43,7
47,2
50,2
55,2
58,6
45,4

Россия
18,5
21,7
22,5
27,7
33,4
38,2
35,9
25,1

Бразилия
14,5
15,8
16,5
18,3
18,5
22,1
24,0
18,5

Турция
12,1
12,7
12,3
16,2
18,2
20,3
17,9
18,0

Иран
6,6
9,6
11,3
14,5
14,6
16,1
15,6
16,3

Вьетнам
1,9
2,7
4,8
5,4
5,7
10,1
9,2
11,3

Египет
4,1
4,4
5,5
3,8
4,6
5,5
6,5
9,2

Саудовская Аравия
4,4
3,9
5,2
5,8
7,4
8,5
9,7
7,6

Алжир
1,6
1,9
2,5
3,3
4,0
4,1
5,2
5,7

ЮАР
4,0
4,0
4,9
4,9
6,0
6,0
6,1
4,1

Украина
5,4
4,9
5,5
5,8
6,7
8,3
6,8
4,0


Регион
1998 г.
2000 г.
2002 г.
2004 г.
2006 г.
2007 г.
2008 г.
2009 г.

ЕС-27
124,8
137,5
137,4
156,2
167,7
174,7
171,3
121,1

Другие страны Европы
11,0
11,0
8,2
17,9
14,4
12,5
25,2
22,2

СНГ
46,3
59,0
62,7
69,5
72,8
71,8
68,5
61,8

Северная Америка
17,7
18,7
18,3
21,6
23,7
24,6
27,9
19,7

Южная Америка
12,1
14,5
18,3
17,2
17,4
14,9
12,7
11,9

Африка
4,7
6,1
6,3
7,3
6,7
5,3
4,1
3,7

Ближний Восток
1,5
1,9
2,0
2,7
3,5
2,3
6,2
0,5

Азия
68,7
80,0
83,6
102,0
144,2
162,5
153,5
108,6

Океания
4,0
2,3
1,4
1,1
1,5
1,6
1,9
1,3


Регион
1998 г.
2000 г.
2002 г.
2004 г.
2006 г.
2007 г.
2008 г.
2009 г.

ЕС-27
112,8
126,0
124,3
142,0
168,6
184,9
171,8
107,9

Другие страны Европы
11,7
13,6
12,7
15,3
20,9
23,3
22,6
17,1

СНГ
5,1
5,9
5,1
9,7
14,1
18,2
16,7
12,3

Северная Америка
54,2
55,5
49,9
54,6
69,9
49,2
45,8
30,9

Южная Америка
6,7
5,7
4,9
5,0
9,3
9,8
11,9
8,6

Африка
8,3
9,5
12,4
13,5
16,2
15,4
20,0
24,0

Ближний Восток
10,6
13,2
18,7
23,2
29,3
35,0
42,3
31,7

Азия
63,5
92,4
108,0
125,3
111,3
121,5
122,7
111,2

Океания
3,5
1,7
2,1
2,9
3,0
3,1
3,8
2,7


Регион
2000Г
2003Г
2006Г
2007Г
200вг
200"Г
2(M0if

Северная
Америка
-8,5
-4,7
-8,0
-4,6
-1,9
-1,2
-1,6

Западная
Европа
1,7
-0,1
-0,2
0,3
6,2
5,1
5,4

Восточ¬








ная
1,6
1,5
-0,4
-2,1
-1,4
0,8
1,5

Европа








СНГ
7,2
9,1
7,0
5,0
5,0
6,2
6,2

прочие
страны
4,5
5,5
8,4
9,8
12,0
12,2
8,4

Европы








Азия
2,2
0,9
10,5
17,9
12,0
2,8
5,2

Прочие








страны
-4,7
-8,0
-11,7
-17,9
-29,6
-22,4
-20,3

мира








* оценка


Регион
2000Г
2003Г
2006Г
2007Г
2008Г
2009г
2(M0if

Северная
Америка
-6,5
-1,2
-4,5
-1,4
-1,3
-0,6
-1,0

Западная
Европа
-1,5
-3,0
-4,2
-4,2
-3,2
-0,3
-1,7

Восточная
Европа
-0,1
0,0
-1,6
-2,9
-2,8
-1,5
-2,0

СНГ
9,2
8,1
7,9
7,5
5,9
7,5
7,7

Азия
0,9
-5,4
4,6
3,3
1,6
-0,6
5,7

Прочие
страны
мира
-0,9
-1,6
-2,5
-4,9
-3,3
-6,8
-7,8

* оценка


Показатель
май
июнь
июль
август
сентябрь

Производство
стали
71,22
53,77
51,74
51,0
47,9

Экспорт
4,94
5,62
4,55
2,8
3,01


Регион
2007 г.
2008 г.
2009 г.
2010 г.*
2011 г.*

ЕС-27
100
91,1
59,3
69,6
73,6

Другие стра¬
ны Европы
100
90,1
78,9
94,7
103,6

СНГ
100
88,2
63,4
80,0
88,9

НАФТА
100
91,9
58,0
74,2
80,7

Ю. и Ц.
Америка
100
106,7
80,8
111,8
122,1

Африка
100
116,6
125,3
122,3
131,0

Ближний
Восток
100
109,4
98,8
109,9
114,7

Азия и
Океания
100
101,7
110,8
120,9
125,9

Мир, всего
100
98,6
92,0
103,8
109,3

Мир без
Китая
100
96,3
72,8
86,3
92,2

Мир
без Азии
100
94,6
67,7
81,8
88,0

* прогноз И/S/A


Показатель
2009 г.
2010 г.
(про¬
гноз)
Изм.
2010 Г./2009 г., %

Видимое потре¬
бление
514,4
570
+11

Производство
568
620-630
+10

Экспорт
24,6
42-45
в 1,7 раза

Импорт
17,6
18-20
+2


Показатель
2008 г.
2009 г.
2010 г.*

Производство стали
33,71
26,5
33,16

Внутренние продажи
21,79
16,34
21,1

Экспорт
9,18
8,63
11,0

Импорт
2,65
2,33
4,15

Внутренне потребление
24,04
18,57
24,98

* оценка



Периоды

Показатели
18.02.77-
24.09.80-
7.08.83-
19.09.89-
17.08.97-
01.12.08-
01.04.09-
01.06.09-
29.05.10-


23.02.77
4.11.80
31.10.83
10.12.89
31.08.97
31.12.08
30.04.09
30.06.09
04.06.10

Номер периода
1
2
3
4
5
6
7
8
9

Длительность периода, сут.
6
42
86
83
15
31
30
30
7

Производительность, т/сут.
6012
5232
5195
4945
3586
4798
4785
4803
5108

Приведенная производительность, т/сут.

6048
5971
5536
5083
6867
6498
6289
6638

Расход кокса, кг/т
474
594
550
543
646
546
457
462
471

Приведенный расход кокса, кг/т

535
488
500
483
375
365
390
372

Расход антрацита, кг/т
0
0
0
0
0
0
35
42,3
35,3

Интенсивность (К+А), кг/м
· х сут
1055
1151
1058
994
858
970
872
898
958

Дутье: расход, м'/мин
4915
4894
4483
4355
4388
5048
4654
4616
4741

давление, кПа (изб.)
335
340
330
313
197
270
272
259
244

температура, °С
1095
959
1012
1083
868
839
934
920
881

Расход природного газа, м
·/т
79
88
100,6
88,4
73,2
65,3
64
66,4
62

Содержание кислорода в дутье, %
26,5
25,9
28,3
27,2
25,0
25,1
25,2
25,9
27,0

Колошниковый газ: давление, кПа (изб.)
190
190
178
172
67
117
114
120
135

температура, °С
210
175
173
148
158
265
205
200
198

содержание %: СО
нет св.
25,3
25,8
нет св.
нет св.
23,6
23,7
23,7
20,3

СО,
17,9
18,3
18,7
18,2
17,4
16,9
17,9
17,3
17,6

Н.
нет св.
7,1
7,6
нет св.
нет св.
6,9
5,6
5,6
5,8

Анализ чугуна, %: Si
0,79
0,80
0,81
0,88
1,11
0,88
0,91
0,75
0,72

Мп
0,66
0,62
0,45
0,61
0,33
0,32
0,33
0,28
0,48

S
0,042
0,034
0,034
0,032
0,025
0,015
0,015
0,02
0,016

Р
0,056
0,036
0,038
0,045
0,039
0,065
0,076
0,066
0,094

Уловленная колошниковая пыль, кг/т
18
37,5
40
27,9
25,8
14,5
12,9
14
16

Текущие простои, %
0,23
2,36
1,52
1,74
2,8
2,14
2,14
1,82
0

Тихий ход, %
0
2,26
1,93
1,56
1,0
0,09
0
0
0

Выход шлака, кг/т
380
397
449
397
388
467
444
431
374

Содержание Fe во всей шихте, %
55,1
53,76
53,46
55,56
56,39
53,85
54,31
54,01
53,96

Рудная нагрузка на кокс, кг/кг
3,14
2,76
3,27
3,29
2,71
3,32
3,86
3,7
3,45

Расходы, кг/т: железная руда
0
0
0
0
0
2,1
4,7
3,7
0

агломерат ЮГОК
0
0
149
0
0
0
0
0
0

агломерат МП*
0
0
0
0
0
140
0
0
0

агломерат ГОК № 1
0
0
0
0
0
140
2,1
3,7
777

агломерат ГОК № 2
1075
1247
1254
1233
1053
1465
1638,3
1577,1
796

окатыши
655
444
585
551
695
0
0
0
0

шлак обогащенный
0
0
0
0
0
0
41,8
41,5
38,0

скрап металлический
0
0
0
0
0
0
52,7
50,5
54,0

МОЖ"
0
0
0
0
0
41,6
39,4
46,5
37,0

известняк
0
27,4
47
41
70
22,5
8,4
25,7
18,6

Анализ шлака, %: ЗіО
·
37,7
38,7
37,8
38,4
40,5
38,7
40,1
40
42,1

АІ
·Оз
7,5
7,9
7,4
8,8
7,1
8,5
7,8
7,1
6,6

CaO
47,1
48,6
48,0
45,5
49,1
47,4
48,5
48,7
49,4

МпО
0,8
0,6
0,1
0,18
0,22
0,17
0,29
0,3
0,45

MgO
4,6
2,8
3,2
5,3
4,3
5,4
5,3
5,2
5,3

FeO
0,38
0,31
0,31
0,28
0,26
0,47
0,37
0,29
0,26

S
2,2
2,2
2,0
2,0
2,0
0,7
0,8
0,7
1,03

Основность шлака, ед.
1,25
1,26
1,24
1,2
1,21
1,22
1,21
1,22
1,17

Качество кокса, %: зола
10,1
10,5
10,7
10,3
10,7
13,5
13,3
12,3
13,4

сера
1,73
1,46
1,67
1,56
1,34
0,77
0,8
0,91
0,94


88,0
88,0
87,9
87,3
87,0
86,7
84,3
85,3
82,5


5,9
6,4
6,5
6,6
7,1
8,8
9,3
8,9
9,1

+80 мм
4,1
4,0
8,9
7,3
9,8
16,4
10,1
11,3
5,6

-25 мм
2,2
2,5
2,6
3,1
3,4
4,7
5,9
5,5
8,4

CSR
нет св.
нет св.
нет св.
нет св.
нет св.
46,2
40,2
39,8
40,0

CRI
нет св.
нет св.
нет св.
нет св.
нет св.
38,4
41,9
41,2
43,0

Фракция -5 мм, %: агломерат ЮГОК
-
-
14,8
-
-
-
-
-
-

агломерат МП
-
-
-
-
-
20,4
-
-
-

агломерат ГОК №1
-
-
-
-
-
14,5
13,2
13,4
14,8

агломерат ГОК №2
10,5
8,6
9,5
7,4
9,0
5,3
4,7
4,3
8,6

окатыши
6,1
5,3
5,2
6,2
5,1
-
-
-
-

Средневзвешенная фракция -5 мм, %
6,5
7,7
8,6
7,0
7,4
7,3
4,7
4,3
11,7















л





/
л
20/80




/






/



·



/














/.
Л





///

S0/50




/






I





J







\






\
80/20




/ >

Л:-:::::




/






fj






Am =Am /Am xlOO, %,







Аглофабрика
X ,
+5
p
·5
Р".5
А ,
+5
Ф
Pz
к
S
к
sp

НТМК:
Гороблагодатская
58,4
12,6
20
80,0
42,3
43,6
51,0
27,8

Высокогорская
64,5
10,1
13,5
86,5
33
55,8
58,0
37,4

Лебяжинская
63,1
10
18,2
81,8
30
55,4
56,8
38,5

Мундыбашская
54,5
19,6
21,2
78,8
37
47,4
43,8
26,4

КМК:
Абагурская Nq 1
53,5
15,2
20,2
79,8
33
51,5
45,4
29,3

Абагурская Nq 2
72,3
10,4
15,4
84,6
42
46,4
64,8
35,5

ЗСМК
70,7
18,1
13,3
86,7
33,2
55,7
57,9
37,2

ЧусМЗ
58,6
12
18,6
81,4
36
49,9
51,6
31,6

ЮГОК
60
24,9
29,7
70,3
29
48,4
45,1
31,0

ОХМК
КачГОК
65,5
10,1
23,7
76,3
29
52,5
58,9
40,5

ОХМК
КачГОК
70,3
9,5
13,2
86,8
38
51,3
63,6
37,6

ММК им. Ильича
64,8
14,1
25,3
74,7
20,6
58,2
55,7
43,3

Среднее значение
63,0
13,9
19,4
80,6
33,6
51,3
54,4
34,7

Показатели
Коэффициенты парной линейной корреляции


-0,388
1,000
0,562
-0,562
-0,209
-0,180
-0,718
-0,463


-0,484
0,562
1,000
-1,000
-0,537
-0,136
-0,600
-0,133

Ф
0,027
-0,209
-0,537
0,537
1,000
-0,762
0,116
-0,588

Pz
0,308
-0,180
-0,136
0,136
-0,762
1,000
0,296
0,772

к
S
0,920
-0,718
-0,600
0,600
0,116
0,296
1,000
0,733


к =к -Х /100,%, (5)


Месяц
Среднее

Покэзэт#ль









Покэзэт#ль
01
02
03
04
05
06
07
значение

Производство чугуна, т/сут.
2879
2869
3065
2992
2801
2746
2859
2888

Расход:









- кокса, кг/т
485
470
474
476
513
506
488
488

- природного газа, м
·/т
67
66
65
68
72
72
73
69

- кислорода, м
·/т
41
49
58
65
68
68
78
61

- агломерата, кг/т
1369
1273
1376
1411
1705
1722
1652
1626

- окатышей, кг/т
361
452
268
276
294
184
169
286

- железной руды, кг/т
9
25
14
8
7
11
2
12

- металлодобавки, кг/т
0
21
21
29
20
12
19
22

- известняка, кг/т
10
2
10
15
8
5
5
8

Интенсивность горения кокса, кг/м
· сут
1004
971
1047
1026
1032
999
1004
1012

Дутье:









- расход, м
·/мин
2797
2733
2754
2756
2755
2730
2753
2754

- давление, ати
2,59
2,59
2,52
2,54
2,52
2,55
2,51
2,55

- температура, °С
1050
1093
1104
1096
1131
1131
1120
1104

- содержание кислорода, %
23,2
23,7
24,7
25,0
24,9
24,8
25,6
24,6

Колошниковый газ:









- давление, ати
1,25
1,24
1,18
1,20
1,18
1,19
1,18
1,20

- температура, °С
289
283
284
275
292
305
305
291

Состав агломерата, %:









- Fe
54,41
53,87
57,77
55,74
54,68
53,68
54,21
54,92

- FeO
11,04
10,66
10,89
10,66
11,29
10,84
10,65
10,86

-CaO
12,79
13,33
9,86
11,60
12,20
13,11
12,79
12,23

-SiO
·
8,48
8,43
6,93
7,96
8,76
9,35
8,85
8,39

-aiA
0,64
0,69
0,73
0,72
0,74
0,67
0,69
0,70

- MgO
1,40
1,38
1,09
1,06
1,18
1,30
1,16
1,22

Состав чугуна, %:









- Si
0,75
0,72
0,80
0,76
0,74
0,76
0,73
0,75

- Mn
0,14
0,17
0,31
0,25
0,28
0,24
0,39
0,25

- S
0,018
0,019
0,020
0,022
0,022
0,023
0,023
0,021

- P
0,036
0,037
0,042
0,040
0,040
0,041
0,042
0,040

Состав шлака, %:









- CaO
47,98
47,70
46,78
47,58
47,94
48,24
48,23
47,78

-SiO
·
38,69
38,84
38,18
38,88
38,98
39,07
39,09
38,82

-AIA
5,64
5,81
7,13
6,29
5,82
5,37
5,58
5,95

- MgO
5,99
5,86
5,90
5,33
5,28
5,41
4,93
5,53

- основность CaO / SiO„ ед.
1,24
1,23
1,23
1,22
1,23
1,24
1,24
1,23


Показатель
Периоды работы

Показатель
Опытные

Показатель
Базовый
Вар-т 1
Вар-т 2
Вар-т 3
Вар-т 4

Температура горячего дутья, °С
1050
1100
1150
1200
1250

Содержание кислорода в дутье, %
23,0
23,0
23,0
23,0
23,0

Расход природного газа, м
·/т
60
70
80
90
100

Расход скипового кокса, кг/т
492
455
438
422
406

Теоретическая температура горения, °С
2105
2085
2070
2055
2040

Увеличение производительности, %

6,0
8,0
9,8
11,5


























Ч--




















·>0

Химсостав металла, %
Интегральные параметры и средние заряды Э.

С
Мп
S
Р
d
tga
Т'
Zc
Zmn
Zs

3,98
0,4
0,066
0,052
2,385
0,0928
1,365
-2,815
0,233
0,091

3,32
0,39
0,06
0,034
2,434
0,0921
1,339
-2,892
0,141
0,010

1,57
0,37
0,06
0,022
2,601
0,0901
1,252
-3,149
-0,168
-0,262

0,38
0,33
0,05
0,02
2,763
0,0885
1,175
-3,389
-0,457
-0,518

4,05
0,63
0,065
0,04
2,381
0,0929
1,372
-2,810
0,239
0,097

3,14
0,52
0,05
0,036
2,449
0,0919
1,333
-2,916
0,112
-0,015

1,16
0,52
0,04
0,027
2,652
0,0895
1,231
-3,225
-0,259
-0,343

0,4
0,34
0,035
0,011
2,760
0,0885
1,176
-3,385
-0,452
-0,514

3,98
0,43
0,041
0,035
2,385
0,0928
1,365
-2,815
0,233
0,091

3,16
0,4
0,046
0,043
2,447
0,0919
1,332
-2,912
0,117
-0,011

1,48
0,37
0,038
0,015
2,612
0,0899
1,246
-3,165
-0,187
-0,279

0,11
0,31
0,027
0,011
2,808
0,0881
1,153
-3,454
-0,536
-0,589


Состав шлака, %
Модельные параметры и средние заряды Э

SiO,
CaO
MgO
FeO
Fe,0,
MnO
P 0
d
Де
Р
Zsi
Zca
Zmn

32,6
33,9
6,6
7,1
1,5
17,1
0,316
3,284
-3,602
0,750
-2,997
0,698
-1,836

32,2
44,9
4,8
5,0
1,4
11,6
0,408
3,131
-3,084
0,756
-2,813
0,843
-1,640

25,8
44,6
9,2
7,4
3,1
8,3
0,792
3,160
-2,999
0,787
-2,848
0,815
-1,678

21,1
49,2
9,5
7,9
5,8
5,8
0,72
3,133
-2,790
0,812
-2,815
0,841
-1,642

32,4
38,2
6,8
5,5
1,2
13,7
0,35
3,210
-3,343
0,753
-2,909
0,768
-1,742

31,5
43,4
8,5
3,4
1,6
10,1
0,41
3,135
-3,055
0,761
-2,818
0,839
-1,645

25,0
46,4
9,6
5,4
2,4
8,7
0,69
3,142
-2,904
0,794
-2,826
0,832
-1,654

18,6
47,0
8,2
10,4
6,8
8,3
0,72
3,205
-2,961
0,823
-2,903
0,772
-1,736

34,1
32,8
3,6
10,7
2,0
16,7
0,35
3,284
-3,701
0,738
-2,997
0,698
-1,836

34,5
39,5
4,5
6,1
1,6
13,6
0,16
3,189
-3,348
0,742
-2,884
0,787
-1,715

26,5
42,1
5,1
11,8
4,6
10,4
0,59
3,212
-3,231
0,779
-2,911
0,766
-1,744

21,1
52,4
4,7
8,1
5,6
7,4
0,62
3,101
-2,719
0,810
-2,775
0,872
-1,600








Sip/-, sip/-

4

+ бх
· „ - 2x., „ }

X = E ( X + 2x )




Марка
С
Si
Мп
Сг
S
Р
Ni
Си
Ni+Cu

стали
С
Si
Мп
Сг
не более

ШХ15
0,95-1,05
0,17-0,37
0,2-0,4
1,30-1,65
0,02
0,027
0,30
0,25
0,50

ШХ15СГ-В
0,95-1,05
0,40-0,65
0,9-1,2
1,30-1,65
0,02
0,027
0,30
0,25
0,50


L L L




( S


(кЛ

регр




S
у'

к

V ост
у'
$-і /


-т,

=
·
·


·[Мп\ = Ь
·-т
·„,

t

- удельная масса введенного ферросили-




A[C] = d,\C\
·_
·+d
·-m +d,-m
·

+ d
·
· + d,

(10)

[VoSi]

ФСб5
·д " удель-

ФхтоА
·
· " удель-

удельная масса высокоуглеродистого

ФМн78А,

где Cj, Cj, Сз, С4, Cj - коэффициенты уравнения,

ентов уравнения (10): = 10,4; 12,5,
·
·3 = 3,2,

марганца (кг/т),
·фсвъ " удельная масса ферроси-
·d4 ~ vs
·d6
·d
·
·

критического = 2,01, то этот коэффициент урав¬

масса высокоуглфодистого ферромарганца (кг/т),

[%'
·']мнс
· [ Чфсб5 ' содержание кремния в фер-

А[С] d
·\C\
·
·
·+d
·
·m
·
·

росиликомарганце и ферросилиции при легировании

+ d
·
· Мф XSOOA
·
· '
·ФМнІЯА
·
·

(11)

(11) значимо, а коэффициенты равны: d
·= -0,84,

<
·2=0,01, <із = 0,0027, d
·= 0,009, d
· = 0,006, d
· =

= 0,3,
·
·5 = 1,0. Так как значение t-статистики

для коэффициентов С3, С4, меньше критического

ванности г
· = 0,78.




Прогнозируемый
параметр
Математическая модель

А[Сг]
А\Сг] = а-т

А[Мп]
L ІМнСПе
·, ·-

А [Л ]
А\8і] = с,-тМнСП
·,-
· +с,-тФС65
·,-
·

Д[С]
A[C] = · -b й?2
· + й?з
· +
+ '
·ФМнТ&Ау
·


ФХ800Лр„ )·

( т, ФХ800А (W. мониторинга химического состава подшипниковой электростали при об¬

СОСТОИТ из следующих подсистем: «про¬

работке на УКП на основе разработанных моделей

д[с] [Si]>y

АИС реализуется путем интеграции в существу¬

гноз по А

С]
·»; «расчет [5*/]
·»; «расчет [мп]
·»; «рас¬

промышленного компьютера с заложенными в него

Сг]
·»; «рекомендации по тС»; «рекоменда¬ разработанными математическими моделями.













Наименование
материала
Количество присаживаемого
компонента, кг

Наименование
материала
75Х28Н2СЛ
30Х14Г8Ю2Л

Низколегированный
лом
880
-

Низкоуглеродистая
заготовка
-
2560

Возвратные
материалы:

-

-40Х9С2Л
646
-

- 30Х14Г8Ю2Л
460
-

-Х18Н9
400
-

-40Х24Н12СЛ
500
-

Феррохром ФХ025
1370
850

Ферросилиций ФС65
60
19

Ферромарганец
ФМн88
-
365

Ферротитан ФТи35
-
30

Алюминий
4
130

Всего металлозавалки:
4320
3954





Hi


.$э точьз
&i
Cr
Fs
Ni
Be іг 0. %

or
1.3
24.:'2
"
·2."2
1.20
100

OIS
1.24
2
·.00
"1.49
1.2"
loa

01?
T.3I
22.85
"4.66
1.14
1ЭЭ

320
1.10
24.81
72.5Й
1.52
100





- г J 1, і і 1 [" i -


1 i ч и
·
·


I !
· -4ІІн|


№ точки
A1
Si
S
Cr
Mn
Fe
Ni
Всего,%

009
0
1.33
0
23.6
0
73.85
1.23
100

010
0
1.26
0
24.92
0
72.04
1.7S
100

Oil
1.33
0
32.45
2.09
64.13
0
0
100

012
0
0.47
17.71
11.63
37.87
32.31
0
100



·ЪвО
· fx'

IP]

IP]

FeO

ІІ
·/оРЬОъ-) _
· //
· fho




















пробы
Химический состав жидкого металла, %


пробы
С
Мп
Si
Сг
Ni
АІ
S
Р

1
0,4
1,02
1,36
27,4
2,45
-
0,027
0,023

2
5,51
1,18
1,64
26,9
2,39
0,028
0,024
0,023



-1




1 I


-t-













i-

Д-
















· i


Ей
! -
4-
i i. i : : :
---
·
·,

1
1 1.. 1 --1 ...
1 . , , , .


№ точки
N
A1
Si
Ti
Cr
Mn
Fe
Всего,%

001
0
3.04
1.28
0
13.81
5.85
76.02
100

002
4.S3
0.37
0.21
SI .51
7.86
0
5.22
100

003
19.73
80.27
0
0
0
0
0
100

005
18.86
81.14
0
0
0
0
0
100


--

· ; -
·


·;
r-:- i
·
·


|g;|t a
Ші.


Лз точки
N
0
A1
Si
3
Ti
Cr
Mn
Fe
Всего,
%

013
0
2.03
6 93
0.93
0.61
0
13 57
6.1
69.84
100

U14
7.54
0
0.53
0
0
70.57
5.63
1.42
14.31
100

015
7.45
0
0.74
0.12
0
70.82
4.66
1.54
14.67
100

016
0
4.13
11.14
1.09
0
0.66
10.42
4.72
67.85
100


" 15,88 + 0,6'11,77 ®

Марка стали

С
Мп
Si
Сг
Си
АІ
Ni
Ті
Р
S


Согласно
00
о
о
о




Ю
ю


ТУ У 322-228-
о
1
1
ю
CN1
1
О
со
1
1
1
со"
1
о
1
О
о"
о
о"

75Х28Н2СЛ
22-2000
О
о

CN1


CNl

V



Получено
-2550
-2550
-2550
СО
CN1
-2550
-2550
-2550
-2550
-2550
-2550

30Х14Г8Ю2Л
(опытная сталь)
Получено
-3126
-3126
CN
-3126
-3126
-3126
-3126
-3126
-3126
-3126


















































Наименование параметра
Значение

Фракция исходного сырья, мм
20-40

Производительность по исходному продукту,
т/ч
30

Содержание Мп в металлоконцентрате,
не менее, %
35*

Установленная мощность, кВт
30

Размеры, мм:
- длина
- ширина
- высота
6000
2720
3000

Полный вес с оборудованием, т
7,0

Аспирационные выбросы, мЗ/ч
500





фита (Т = 1230 °С и Т = 1125 °С) расчетные кри-


















·нар. н.
Dnap. в.


DoTB.
DoTB.


25 мм
15 мм
25 мм
15 мм

а = 15°
Dep. = 45,44 мм
Д Dep. = 0,46 мм
Dep. = 43,65 мм
Д Dep. = 1,09 мм
Dep. = 48,31 мм
Д Dep. = 0,72 мм
Dep. = 42,91 мм
Д Dep. = 0,74 мм

а = 45°
Dep. = 48,25 мм
Д Dep. = 0,29 мм
Dep. = 48,03 мм
Д Dep. = 0,91 мм
Dep. = 57,23 мм
Д Dep. = 0,35 мм
Dep. = 50,75 мм
Д Dep. = 0,44 мм





Y / Y от параметров прокатки. Область малых и




h,
мм
8
f
Н/мм
·
/
С,
ММ
Рер'
Н/мм
·
Р,
МН
h,
мм
8

S
t,
°С
и,
с'
Rc.
мм
а, рад
Y, рад

1,8
0,1
0,087
394,81
8,32
495,01
5,15
1,8
0,1
0,346
0,030
34,29
10,91
346
0,028
0,013

1,6
0,2
0,092
461,15
11,84
649,80
9,61
1,6
0,2
0,343
0,063
50,2
15,38
350
0,04
0,017

1,5
0,25
0,094
487,96
13,28
724,06
12,02
1,5
0,25
0,340
0,083
60,6
17,19
352
0,045
0,019

1,4
0,3
0,096
509,98
14,59
793,96
14,48
1,4
0,3
0,338
0,104
72,8
18,78
354
0,049
0,02

1,3
0,35
0,097
526,34
15,78
856,48
16,89
1,3
0,35
0,337
0,127
86,5
20,14
355
0,053
0,022

1,2
0,4
0,097
534,70
16,83
905,49
19,05
1,2
0,4
0,339
0,152
101,10
21,22
354
0,057
0,023





h, мм
8
fnx
fx
fnp

Sx/Sn
Пх'Пп
Рх'Рп-
Н/мм
·
Р ,
ср'
Н/мм
·
m
Н/мм
·

1,8
0,1
0,108
0,079
0,138
1,023
0,042
0,019
0,066
0,124
464
440
452
1,054
30,84
54,64

1,6
0,2
0,115
0,084
0,147
1,047
0,087
0,041
0,107
0,172
587
554
571
1,059
62,62
95,16

1,5
0,25
0,118
0,086
0,15
1,058
0,112
0,055
0,123
0,181
645
613
629
1,052
79.1
110

1,4
0,3
0,12
0,087
0,152
1,071
0.14
0,071
0,141
0,191
695
666
682
1,044
98.3
127

1,3
0,35
0,121
0,088
0,154
1,078
0,166
0,091
0,148
0,182
745
724
735
1,029
110
131

1,2
0,4
0,121
0,088
0,154
1,095
02
0,109
0,172
0,192
772
759
766
1,017
132
145

h, мм
8
ДЬ,/ДЬ,,
мм
мм
/А-
мм
Эх/Эп,
рад

Фх'Фп.
рад
Уу!Уп'
рад
t,
°С
и,

1,8
0,1
0,096
0,104
316
379
8.11
8,54
0,023
0,026
1,265
0,007
0,008
0.01
0,014
34,81
12,03

1,6
0,2
0,194
0,206
321
381
12,18
11,5
0,032
0,036
1,258
0.01
0,011
0,014
0,019
50,32
16,93

1,5
0,25
0,246
0,254
330
377
13,62
12,95
0,036
0,039
1,202
0,011
0,012
0,016
0,021
60,33
18,84

1,4
0,3
0,299
0,301
339
370
14.9
14,3
0.04
0,042
1,136
0,012
0,013
0,017
0,023
71,71
20,57

1,3
0,35
0,357
0,343
352
359
16
15,55
0,045
0,044
1,049
0,014
0,013
0,018
0,025
84,76
22,18

1,2
0,4
0,415
0,385
361
347
16,98
16,69
0,049
0,046
0,976
0,015
0,014
0,019
0,026
98,06
23,76





Пд = ; (6)

Пп


·.2f„,{
·-
·).R„. , (7)

Рср.н =
·ЛРн + РхУ
· -


· J X Jx

lcp,H=
·R-
·h. (13)

2-R
·-R.

h

h










(7
·1 =
·-(/-l)-(l + /-ctga), (2)













к
0,001
0,01
0,1
0,25
0,75
1,50

o
·„-0;f = 0,05
1,25
6,86
-0,5
6,86
-0,5
6,86
-0,5
6,86
-0,5
6,86
-0,5
6,83
-0,5

о = 200 МПа; f = 0,05
qO
1,25
6,22
-0,4
6,22
-0,4
6,23
-0,4
6,24
-0,4
6,27
-0,4
6,30
-0,4

= 400 МПа; f = 0,05
ц=1,25
5,52
0
5,52
0
5,53
0
5,56
-0,1
5,63
-0,1
5,72
-0,2

о =400 МПа; f = 0,05
qO
1,75
8,84
1,2
8,85
1,1
8,90
1,1
8,98
0,9
9,18
0,5
9,32
0

= 400 МПа; f = 0,10
ц=1,75
12,61
2,0
12,62
2,0
12,68
1,8
12,79
1,5
13,03
0,8
13,18
0


3




1,75 /




/1,50





//

"
·Тіо






волочения а ,, вычисленные только первым

тельно влияет на а . Таким образом, с облег-
















Норм.до¬
кумент/
Плавка №
Массовая доля элементов, %
[Н],
ррш

Норм.до¬
кумент/
Плавка №
С
Мп
Si
Р
S
Сг
Ni
Си
V
АІ
[Н],
ррш

52085
(БЛТ)
0,65
0,79
0,30
0,014
0,012
0,18
0,12
0,07
0,093
0,020
1,3

32501
(КПТ)
0,63
0,72
0,32
0,007
0,007
0,16
0,11
0,05
0,094
0,022
1,7

ТУ У 35.2-
23365425-
641:2009
0,60-
0,68
0,70-
0,90
не более
0,08-
0,15
0,013-
0,030
<2,0

ТУ У 35.2-
23365425-
641:2009
0,60-
0,68
0,70-
0,90
0,40
0,025
0,020
0,40
0,25
0,30
0,08-
0,15
0,013-
0,030
<2,0

ТУ У 35.2-
23365425
-600:2006
0,61-
0,69
0,70-
0,90
0,40
0,025
0,020
0,40
0,25
0,30
0,08-
0,15
0,013-
0,030
<2,0











Та%сі
\












\










All


L/

...







-l
Б,


L/




Ill



\
-l
Б,


%;.








IV
і
м,.












і
м,.












і
м,.


Т = 500 °С. II. Подстуживание: Т , = 500 °С; продолжи-

тельность подстуживания х = 45 ± 5 мин; Т = 420-450 °С. III.

= 880±10°С;$ = 7-10 °С/с; про-

аустенитизации

должительность закалки т = 150-200 ±5 с; Т = 315-360 °С.




Параметры, мм
Типы рельсов

Параметры, мм
Р65
UIC60
Р50

Ширина головки:




- по верху,
49,1
52,0
45,7

- по низу
75,0
74,3
72,0

Высота головки
45,0
51,0
42,0

Уклон низа головки
1:4
1:2,75
1:4

Радиус шейки
370,0
120,0
325,0

Толщина шейки
18,0
16,5
16,0

Высота шейки
105,0
89,5
83,0

Уклон подошвы
1:4
1:2,75и 1:14
1:4

Ширина подошвы, В
150,0
150,0
132,0

Высота рельса, Н
180,0
172,0
152,0

Отношение В/Н
0,833
0,872
0,868



ч





ч
ч
Р50
11






1
-




1
1
1





1
1
1
I



Категория
Длина строчек неметаллических
включений, мм, не более

Категория
Глинозема,нитридов
титана
Хрупкоразрушенных
сложных окислов

Категория
ДСТУ
4344
ГОСТ
Р 51685
ДСТУ
4344
ГОСТ
Р 51685

В
1,0
Не
допускаются
1,0
0,5

1(11)
2,0
0,5
4,0
4,0

II (Т2)
2,0
0,5
8,0
8,0

ІІІ(Н)
2,0
0,5
4,0
8,0





Марка стали
(шифр плавки)
Длина строчек неметаллических включений, мм

Марка стали
(шифр плавки)
Нитриды титана
Хрупкоразрушенные сложные окислы

Марка стали
(шифр плавки)
Головные рельсы
Донные рельсы
Головные рельсы
Донные рельсы

М76ФБ (1)
отсутствуют
отсутствуют
0,85-0,65-0,47
0,45-0,35-0,70

М76ФБ (2)
отсутствуют
отсутствуют
0,36-0,37-0,23
0,25-0,60-0,35

М76Т (3)
0,62-0,82-0,74
0,83-0,81-0,68
1,09-0,83-0,94
1,65-0,35-0,80















г

-
3


2

г

г
Y
1 1 1

1
Y
1 1 1























































/

















X




/







ч


/











/











10
20
40
60 80
100
120
140
160 180
200


Коли
ч#ство
элвктрич#ства,(А-ч )/л





W = т/= 51,6 / 24 = 2,15 кг/ч.

G = G
· / m = 300 / 51,6 = 5,8 кВт-ч / кг

к













Страны
Допустимая скорость колебаний, см/с
Частота колебаний грунта, Гц

Страны
минимальная
максимальная
минимальная
максимальная

Германия
0,3
5,0
<10
>50

США
1,25
5,0
<40
>40

Италия
0,3
5,0
<10
100

Испания
0,4
10,0
<15
>75

Франция
0,25
7,5
<10
>10

Португалия
0,25
6,0
<10
>40

Швеция
1,8
7,0
<40
>40

Англия
1,5
5,0
4
>40

Австралия
0,2
2,5
<40
>40

Индия
0,2
2,5
<24
>24

Бразилия
-
1,5
-
>40

Украина
0,2
5,2
<5
>20

Среднее
0,55
5,2
<17
>43



·
Г , , І

I
I
1=1
t=4















Дата и
время
взрыва
-1662
Масса
заряда, кг
Длина взрываемых
скважин на одно
замедление, м
-1662
-1662
Расстояние до
эпицентра взрыва от
точки измерения, м*
-1662

-1662


Дата и
время
взрыва
-1662
-2317
-2317

-2317
-2317

-2317
-1662
-1662
-2317
-2317

-2317

-1662

-1662


13.03.09 г.
15 ч 30 мин
1а-2-7т
522,0
83,2
22,5
18
4,5
25
67
290,0
236,0
374,0
0,218
30,0

30.03.09 г.
15 ч 30 мин
16-1-ІТ
308,0
61,6
20,0 13,2 6,8 0
67
327,0
188,0
377,0
0,054
35,0

10.04.09 г.
15 ч 30 мин
16-1-ІТ
462,0
96,4
30,0 21,0 9,0 25
67
327,0
188,0
377,0
0,054
40,0

27.04.09 г.
15 ч 15 мин
1а-2-1т
612,0
59,8
39,0 9,0 30,0 25
85
275,0
156,0
316,0
0,164
26,0

20.05.09 г.
15 ч 30 мин
1а-2-7т
398,0
129,4
27,0
19,5
7,5
25
85
300,0
250,0
390,0
0,2
37,0

29.05.09 г.
15 ч 30 мин
1а-1-1т
676,0
163,6
84,5
34,0
50,5
25
85
327,0
71,0
334,0
0,26
21,0

30.06.09 г.
15 ч 23 мин
1а-2-1т
428,0
201,4
50,0
42,5
7,5
25
85
285,0
155,0
324,0
0,215
25,0


Конструкция одноэтажных зданий
Частота собственных колебаний, Гц

Конструкция одноэтажных зданий
X
Y
Z

Одноэтажное жилое здание из саманного кирпича, обложенное
силикатным кирпичом на ленточном бутобетонном фундаменте.
В кирпичной кладке присутствуют трещины на всю вьюоту стены
(г Кировоград, пер. Матросова, 3)
12,5; 16,5; 32,0
8,5
18,0; 31,5

Из саманного кирпича, обложенное керамическим кирпичом на ленточном
бутобетонном фундаменте. В кирпичной кладке присутствуют мелкие
трещины (г Кировоград, ул. Криничеватая, 28)
8,5
8,5
24,5




























































-1518


5










-1518



































































































Высота
подэтажа
Габариты камеры
Высота слоя
обрушенной
руды, м
Извлечение чистой руды из очистного массива, в
том числе

Высота
подэтажа
Габариты камеры
Высота слоя
обрушенной
руды, м
из камер
(объем
камерной
выемки) в %
к запасу
очистного
массива
из обрушенного
массива,
выпускаемого под
пустыми породами
суммарное
к запасу
очистного
массива**,
%

Высота
подэтажа
высота
h, м
длина
Z, м
ширина
В, м
объем в
% к запасу
очистного
массива
Высота слоя
обрушенной
руды, м
из камер
(объем
камерной
выемки) в %
к запасу
очистного
массива
в %к
запасу на
выпуск
в % к
запасу
очистного
массива
суммарное
к запасу
очистного
массива**,
%

25
15
30
5
17*
22,5
17
52,3
43
60,4

25
15
30
7,5
25,2
15,34
25,2
26,2
19,6
44,8

25
15
30
10
33,9
13,4
33,9
18
12,22
46,13

30
20,5
20,2
5,65
17
27,5
17
52,3
43,4
60,4

30
20,5
20,2
8
24
19,9
24
24
18,24
42,24

30
20,5
20,2
10
30
16,5
30
17,8
12,45
42,45

35
24
20,2
7
17
32
17
52,3
43,4
60,4

35
24
20,2
10
25,6
22,3
25,6
24,5
17,4
43

35
24
20,2
12
30,7
20,7
30,7
21
14,5
45,2

40
27
25
6
17
37
17
25,3
43,4
60,4

40
27
25
10
28,5
23,6
28,5
21,4
15,3
43,8

40
27
25
15
39,3
14,96
39,3
15,3
9,25
48,55


'

·-П




в 12 12 6


36


где V - объем очистного массива, м
·.

h = h = h - h ,




' при пысо іе по.ч



















L80
1S7
194
201
208
215 111
229
236
243
250
R.MM.

L20
126
132
13S
144

162
IGS
174
180
<р,град


7,5
10
12.5
15
17.5 20
22.5
25
37,5
30
А.ШІ








Фракция, мм
Содержание, %

Фракция, мм
Перед барабанным окомкователем
Окомкованная аглошихта

Фракция, мм
Ординарная
Подпрессованная
Ординарная
Подпрессованная

-2141


70,4
5,42
9,16
7,02

+0,4...-1
11,7
8,79
38,9
10,62

+1...-3
4,2
37,52
18,15
36,13

+3...-5
4,1
10,29
8,35
10,32

+5...-10
6,8
21,98
14,88
20,63

+10
2,8
16,01
10,55
15,28

Средний диаметр частиц, мм

-
1,26
4,48
3,16
4,3

















Наименование параметра
Ед.
измер.
Шихта

Наименование параметра
Ед.
измер.
ординарная
подпрессованная

Масса навески
кг
3
3

Высота слоя
мм
300
340

Время спекания
мин
35
19

Максимальная температура

580
630

Разрежение при спекании
мм
вод. ст.
430
380

Масса агломерата
кг
2,1
2,275

Содержание фракции
0...-5 мм в агломерате
г
380
350

Масса уловленной пыли
г
2,3015
1,8632














FX +FX =FX +F X ,

а к С С
·
·

а к С С
·
·










д'Т

(
4

·
· л

д
_
пов

-2717


-2717











пов

где - секундный расход топлива, jс

Время между реверсом
печных газов, t , с
' рев'
Перепад температуры подогрева воздуха в регенераторах, ,°С/Тепловая мощность
горелки, %

Время между реверсом
печных газов, t , с
' рев'
1 период нагрева
2 период нагрева

Время между реверсом
печных газов, t , с
' рев'
начало
середина
конец
начало
середина
конец

60
20/100
28/100
38/100
37/96
12/36
5/13,5

120
50/100
62/100
82/100
75/95
26/35
10/14

180
80/100
94/100
125/100
116/96
39/34
15/14

240
90/100
125/100
167/100
144/93
52/35
20/14

300
108/100
153/100
204/100
169/88
64/34
28/14

420
155/100
207/100
274/100
270/98
94/37
35/14

600
230/100
280/100
372/100
313/90
140/38
57/15


Время
между
реверсом
печных
газов, t , с
Перепад температуры по сечению нагреваемого слитка, = ,
Время
нагрева
t , ч
нагр'
Степень
регенерации
''Ф

Время
между
реверсом
печных
газов, t , с
1 период нагрева
2 период нагрева
Время
нагрева
t , ч
нагр'
Степень
регенерации
''Ф

Время
между
реверсом
печных
газов, t , с
начало
середина
конец
начало
середина
конец
Время
нагрева
t , ч
нагр'
Степень
регенерации
''Ф

60
0
299
280
278
131
50
7,752
0,6874

120
0
299
280
279
131
50
7,755
0,6869

180
0
298
280
277
126
50
7,758
0,6861

240
0
297
280
275
128
50
7,764
0,6851

300
0
297
280
276
122
50
7,77
0,6837

420
0
296
280
277
126
50
7,786
0,6802

600
0
293
280
278
129
50
7,813
0,6732






1400


1200


1000

п



800

о.
ЙОО




Н
400


200


0
























At-


















-р -






























Метод измерения
твердости
Разработанный до
1992 г., ГОСТ
Гармонизированный
ДСТУ ISO
Дата
введения

по Бринеллю
9012-59
6506 части 1,2,3,4
ч. 1 с 01.01.09 г.
ч. 2, 3, 4
c01.01.10r.

по Виккерсу
2999-59
6507 части 1,2,3,4
ч. 1 с 01.01 09 г.
ч. 2, 3, 4
c01.01.10r.

Микротвердость
9450-76
6507-1
-

по Роквеллу
9013-59
6508 часть 1
с 01.01.09 г.

Твердость по Роквеллу
при малых нагрузках
22975-78
6508-1
-



Эталонные
стандартные
приборы
f Прямая 1

· 1поверкаі

Главные
стандартные
образцы

Приборы
эталонной
калибровки
_ГПрямая
·
1 поверкаі





Стандартные
образцы
твердости

Приборы для
определения
твердости
_[ Прямая
поверка














Л
·Нэкспо Td<4=:- "f*»™?»®.™

Николаев В.А., Васильев А.А., Васильев А.Г Кинематические и силовые параметры прокатки-волочения тонкихполос.......3 47



131414 14 141414 14"14014214>14@14H14J14N14P14d14h14r14t14’14”14Є14¬14®14К14Ш14Ъ14т14ф14ь14ю14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·14
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·14
·   "$&(.@B
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·15

Приложенные файлы

  • doc 5807305
    Размер файла: 8 MB Загрузок: 0

Добавить комментарий