WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

 

  На правах рукописи

Фастыковский Андрей Ростиславович

Развитие научных основ и разработка совмещенных

методов обработки металлов давлением, обеспечивающих экономию материальных и энергетических ресурсов

Специальность 05.16.05 – Обработка металлов давлением

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени

доктора технических наук

Новокузнецк, 2011

Работа выполнена на кафедре «Обработка металлов давлением и металловедение» в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Сибирский государственный индустриальный университет» (СибГИУ).

Научный консультант:  доктор технических наук, профессор

  Перетятько Владимир Николаевич

Официальные оппоненты:  доктор технических наук, профессор

Песин Александр Моисеевич

доктор технических наук, профессор

Беляев Сергей Владимирович

доктор технических наук, доцент

Базайкин Владимир Ильич

Ведущая организация: ФГБОУ ВПО “Московский государственный технический университет им. Н.Э. Баумана”

       Защита состоится «28»  февраля  2012 г. в  10  часов в аудитории  3п на заседании диссертационного совета Д212.252.01 при Сибирском государственном индустриальном университете по адресу: 654007, г. Новокузнецк Кемеровской области, ул. Кирова 42, факс: (3843) 465792; e-mail: ds21225201@sibsiu.ru

       С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный индустриальный университет».

       Автореферат разослан «  »  2011г.

       Ученый секретарь диссертационного

совета Д212.252.01  Нохрина О.И.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы: Одной из приоритетных задач, стоящих перед черной металлургией, является повышение эффективности производства за счет разработки и внедрения новых технологий.

  В системе рыночных отношений большое значение уделяется вопросам снижения материальных и энергетических затрат, повышения технологической гибкости, улучшения качества готовой продукции и расширения сортамента, что в конечном счете повышает конкурентоспособность на внутреннем и внешнем рынках.

  Одним из путей комплексного решения указанных проблем при производстве прокатной продукции является разработка совмещенных методов обработки металлов давлением (ОМД), более полно использующих возможность сил трения в очаге деформации при прокатке. Термин “совмещение” подразумевает, помимо основных, выполнение дополнительных функций за счет использования скрытых возможностей. Таким образом, совмещенные методы ОМД, благодаря более полному использованию сил трения в очаге деформации прокатной клети, выполняют дополнительные операции, такие как деформирование в неприводной клети, продольное разделение неприводным делительным инструментом, деформирование через матрицу, обеспечение работы системы очаг деформации – валковая арматура.  На необходимость изучения вопроса использования возможностей  сил трения для снижения материальных и энергетических затрат процесса прокатки указывали А.И. Целиков, И.М. Павлов, А.П. Чекмарев, В.Н. Выдрин и другие видные ученые, относя эту проблему к ключевым вопросам обработки металлов давлением. В последнее время в работах С.М. Жучкова, А.П. Лохматова, Н.Н. Довженко, С.Б. Сидельникова, С.В. Беляева и др.  наметились возможные пути решения этой важной проблемы. Однако в материалах по данному направлению отсутствует системный подход в разработке рациональных технологических режимов, не достаточно изучена перспективность и область возможного использования приема перевода реактивных сил трения в активное состояние при совмещении методов ОМД. Остаются без ответа такие важные вопросы, относящиеся к научным основам, как связь степени использования активных и реактивных сил трения с распределением зон скольжения и прилипания в очаге деформации при прокатке; разработка методик количественной оценки величины продольной силы, обеспеченной переводом реактивных сил трения в активное состояние; методика расчета основных технологических параметров. Отсутствие математических моделей совмещенных методов ОМД затрудняет определение области осуществимости, выбор эффективных с точки зрения экономии материальных и энергетических затрат режимов деформирования, расчет технологического оборудования. Многие нерешенные технические и технологические вопросы сужают область использования совмещенных методов ОМД, затрудняют их внедрение в производство. Из выше приведенных аргументов можно сделать следующее заключение, что создание методик, математических и компьютерных моделей для оптимизации режимов деформирования, расчетов технологических параметров, разработка комплекса технических и технологических решений для управления, совершенствования и расширения возможностей совмещенных методов ОМД являются своевременными и актуальными.

  Работа выполнена в соответствии с Государственной программой “Основы политики Российской Федерации в области развития науки и технологий на период до 2010 года и дальнейшую перспективу” от 30 марта 2002 г. и перечнем “критических технологий Российской Федерации”, разделы “Технологические совмещаемые модули для металлургических мини-производств”, “Компьютерное моделирование”, Федеральной целевой программы “Исследования и разработки по приоритетным направлениям развития научно-технологического комплекса России на 2007–2012 годы” от 6 июля 2006 г., разделы “Технологии производства программного обеспечения”, “Технологии создания и обработки кристаллических материалов”, а также согласно планам госбюджетных и хоздоговорных работ ФБГОУ ВПО “Сибирский государственный индустриальный университет.”

Цель диссертационной работы:

Развитие научных основ совмещенных методов обработки металлов давлением и разработка комплекса технических и технологических решений, обеспечивающих экономию материальных и энергетических ресурсов.

       Основные задачи:

  1. Научное обоснование использования продольной силы, являющейся следствием перевода реактивных сил трения в активное состояние, при совмещении методов ОМД.
  2. Развитие научных основ совмещенных методов ОМД, включающих теоретически и экспериментально обоснованные зависимости для определения продольной силы, протяженности зон скольжения и прилипания на контактной поверхности в очаге деформации, математическую и компьютерную модель для расчета энергосиловых параметров процессов горячей прокатки и совмещенных методов ОМД.
  3. Разработка теоретически и экспериментально обоснованных математических и компьютерных моделей совмещенных методов ОМД: прокатка в приводной – неприводной клети, прокатка-разделение неприводным делительным инструментом, прокатка-прессование, работа системы очаг деформации – валковая арматура, позволяющих оценить область осуществимости, найти эффективные с точки зрения экономии материальных и энергетических ресурсов условия деформирования.
  4. Расширение области использования методов прокатки в приводной-неприводной клети, прокатки – разделения неприводным инструментом за счет разработки новых технических и технологических решений, снимающих ограничение по использованию рассматриваемых методов ОМД только в непрерывных группах клетей и определить условия, при которых решения реализуются.
  5. Совершенствование совмещенных методов ОМД, разработка новых технических и технологических решений, технологий, обеспечивающих снижение материальных и энергетических затрат.
  6. Внедрение результатов теоретических и экспериментальных исследований по совмещенным методам ОМД в практику производства.

Методы исследований: При исследованиях использовались методы тензометрии с элементами сбора и обработки информации на компьютере по программе Power Graph 2.1, методы теории подобия и моделирования процессов ОМД, метод математического планирования эксперимента, методы компьютерного моделирования, современные компьютерные технологии исследования и мониторинга промышленных процессов, уникальные методики разработанные автором (а.с. № 1180097, № 1233971).

  Достоверность и обоснованность полученных результатов, выводов и рекомендаций подтверждаются большим объемом экспериментального материала, полученного в лабораторных и промышленных условиях с применением современных методик, корректным использованием современных математических методов; согласованным сравнительным анализом  аналитических и экспериментальных результатов и зависимостей; адекватностью разработанных математических и компьютерных моделей; применением современных методов статистической обработки результатов; сопоставлением полученных результатов с данными других исследователей; эффективностью предложенных технических и технологических решений, подтвержденных результатами промышленных испытаний и внедрением в производство. Достоверность и новизна технических решений подтверждена свидетельствами на изобретения и патентами.

  Научная новизна работы заключается:

       – научно обосновано использование продольной силы при совмещении методов ОМД и предложены зависимости для ее определения, отличающиеся учетом формы калибра. Установлена связь продольной силы с зональностью в очаге деформации и получены, отсутствующие в литературе теоретические зависимости, позволяющие определять протяженность зон на контакте при обычном процессе прокатки и при совмещении методов ОМД;

       – уточнена и оформленная в компьютерную программу (свидетельство на программу для ЭВМ № 2007610475) методика А.И. Целикова для расчета энергосиловых параметров  обычных процессов горячей прокатки и совмещенных методов ОМД, что стало возможным благодаря учету протяженности зон скольжения и прилипания на контактной поверхности в очаге деформации;

– впервые теоретически обоснована и подтверждена экспериментально возможность деформирования в неприводных валках и продольного разделения неприводным инструментом вне непрерывных групп клетей за счет использования энергии движущейся полосы, получены зависимости для определения условий реализации решения и места расположения неприводного инструмента;

– разработана математическая и компьютерная модели (свидетельство на программу для ЭВМ № 20066112893) для определения области осуществимости прокатки в приводной - неприводной клети, поиска эффективных условий деформирования, расчета силовых параметров, выбора рациональной компоновки оборудования, базирующиеся на полученных зависимостях по определению допустимого расстояния, обеспечивающего продольную устойчивость, определения условий при которых процесс может быть реализован вне непрерывных групп клетей, продольного усилия, необходимого при деформировании в двух неприводных и многовалковых неприводных калибрах, отличающиеся учетом условий деформирования, конструктивной особенностью калибров;

       – разработана математическая модель прокатки – разделения неприводным делительным инструментом, позволяющая оценить область осуществимости, найти эффективные с точки зрения экономии материальных и энергетических ресурсов режимы деформирования. Математическая модель основана на полученных зависимостях для определения продольной силы, обеспеченной калибрами, формирующими сочлененный профиль, продольного усилия необходимого при разделении неприводным инструментом одним из известных способов (передавливание, разрыв, резание), допустимого расстояния, обеспечивающего продольную устойчивость при разделении и условий при которых возможно разделение вне неприводных групп клетей;

       – разработана математическая модель с целью определения области осуществимости процесса прокатки – прессования, поиска энергоэффективных режимов деформирования и рациональной компоновки оборудования, отличающаяся учетом конструктивных особенностей калибров, места размещения матрицы относительно линии, соединяющей центры валков, возможностью определения максимального коэффициента вытяжки в системе валок-матрица. Установлено, что при реализации процесса прокатки – прессования в каждом конкретном случае есть вполне определенное место размещения матрицы, обеспечивающее максимальный коэффициент вытяжки при минимальных затратах энергии, определить которое можно с использованием разработанной математической модели;

       – впервые предложены научно обоснованные критерии работоспособности системы очаг деформации – валковая арматура и методика их количественной оценки, учитывающая конструктивные особенности валковой арматуры, ее размещение относительно бочки валка, решаемые в процессе работы задачи.

       Практическая значимость работы состоит в следующем:

       – разработаны режимы технологии получения сортовых профилей с применением неприводных клетей, предложена новая технология бескалибровой прокатки с промежуточными неприводными клетями, приведены рекомендации по применению неприводных клетей для совершенствования технологии литья-прокатки, все это стало возможным благодаря использованию математической  модели прокатки в приводной – неприводной клети, реализованной в компьютерной программе (свидетельство на программу для ЭВМ № 20066112893);

– предложены новые методики и устройства (а.с. № 1180097, № 1233971) для исследования протяженности зон на контактной поверхности в очаге деформации, позволяющие расширить область знаний по протяженности зон скольжения и прилипания на контактной поверхности в очаге деформации при прокатке;

       – разработан комплекс технических решений (а.с. № 1375369, пат.  № 2185903, пат. № 2221653), расширяющий область практического использования методов прокатки в приводной – неприводной клети, прокатки – разделения неприводным инструментом, что стало возможным благодаря использованию зависимостей для определения условий деформирования и места положения неприводного инструмента вне непрерывных групп клетей;

– на основании экспериментальных исследований с использованием математической модели совмещенного метода прокатки-разделения неприводным инструментом разработана новая технология, позволяющая снизить материальные и энергетические затраты, улучшить качество готовой продукции, основанная на использовании принципа разделения сочлененной заготовки резанием в потоке стана (пат. № 2201819);

– разработаны рекомендации по энергоэффективному ведению процесса, рациональной компоновки оборудования, запатентован комплекс новых устройств (а.с. № 1194578,  № 1450214, № 1690882,  № 1669603), с использованием, которых предложена новая технология получения штрипсовой ленты под порошковую проволоку из сортовой заготовки, разработаны рекомендации для совершенствования технологии литья-прессования, все это стало возможным при использовании экспериментальных данных и математической модели прокатки-прессования;

– разработана методика оценки вероятности инцидентов в системе очаг деформации – валковая арматура, основанная на использовании зависимостей по определению продольной силы и критериев работоспособности рассматриваемой системы, позволяющая уменьшить материальные затраты за счет сокращения времени непредвиденных простоев и брака;

– разработана компьютерная программа (свидетельство на программу для ЭВМ № 2007610475), позволяющая осуществлять инженерные и исследовательские расчеты энергосиловых параметров горячей прокатки, оперативно без значительных материальных затрат определить оптимальные, с точки зрения энергозатрат и рациональной загрузки оборудования режимы деформирования.

Реализация результатов работы заключается в следующем:

– при внедрении технологии прокатки-разделения неприводным делительным инструментом в условиях непрерывного мелкосортного стана 250-1 сортопрокатного цеха ОАО “ЗСМК” с использованием разработанных методик, математической модели определена область осуществимости процесса, установлены предельные значения коэффициента вытяжки в 15 клети, формирующей сочлененный профиль, допустимая толщина перемычки, компоновка оборудования, обеспечивающая продольную устойчивость, решения по технологии ведения процесса защищены патентом № 237938; разработана новая конструкция делительного инструмента, защищенная патентом на полезную модель № 53597. Это позволило на арматурных профилях №10, №12, №14 снизить в среднем энергозатраты на 23 кВтч/т, за счет повышения производительности на 31 % снизить материальные затраты, освоить в условиях непрерывного мелкосортного стана 250-1 новый профиль – арматуру №8. Годовой экономический эффект (в ценах 2010 года) составил 43,6 млн. руб., долевая часть 8,7 млн. руб. в год;

–внедрена в промышленности на непрерывных мелкосортных станах 250-1, 250-2, проволочном стане 250, входящих в состав сортопрокатного цеха ОАО “ЗСМК”, и станах 500, 450 цеха сортового проката ОАО “НКМК”, разработанная методика оценки вероятности инцидентов в системе очаг деформации – валковая арматура, что позволило снизить материальные затраты и получить годовой экономический эффект (в ценах 2004 года) по ОАО “ЗСМК” 374 тыс. рублей, по ОАО “НКМК” (в ценах 2005 года) 505 тыс. рублей в год;

–  в условиях непрерывного среднесортного стана 450 ОАО “ЗСМК” апробирована технология прокатки с использованием неприводных клетей вместо приводных при прокатке с коэффициентом вытяжки меньше 1,1. Установлен факт экономии электроэнергии 0,75 кВтч/т при замене одной приводной клети на неприводную;

– результаты диссертационной работы внедрены в учебном процессе при чтении лекций, в курсовом и дипломном проектировании, при написании трех учебных пособий, допущенных учебно-методическим объединением по образованию в области металлургии для преподавания студентам высших учебных заведений, и удостоенных “Золотой медали” Кузбасской ярмарки, Новокузнецк, 2008 г. и диплома лауреата Всероссийской выставки учебно-методических изданий “Золотой фонд отечественной науки”, Москва, 2011 г.

Положения, выносимые на защиту:

  1. научные основы использования совмещенных методов ОМД: экспериментальные и теоретические результаты по определению продольной силы, протяженности зон скольжения, прилипания на контактной поверхности, методика расчета энергосиловых параметров рассматриваемых методов ОМД;
  2. результаты теоретических и экспериментальных исследований совмещенного метода прокатки в приводной – неприводной клети, математическая и компьютерная модели, технологические решения по использованию неприводных клетей для увеличения вытяжной способности сортовых станов, освоению бескалибровой прокатки;
  3. результаты экспериментальных исследований, теоретические зависимости, обобщенные в математической модели прокатки – разделения неприводным инструментом, новый способ продольного разделения резанием, технология и режимы при продольном разделении непрерывным инструментом в потоке сортового стана;
  4. новые технические и технологические решения, расширяющие область использования прокатки в приводной – неприводной клети, прокатки – разделения неприводным инструментом;
  5. материалы экспериментального исследования метода прокатки – прессования, теоретические зависимости для определения энергоэффективных режимов деформирования, комплекс новых устройств, технология и аппаратно технологическая схема производства штрипсовой ленты из сортовой заготовки;
  6. методика оценки вероятности инцидентов в системе очаг деформации – валковая арматура, рассматриваемую как совмещенный метод ОМД и базирующуюся на знании продольной силы и разработанных критериев работоспособности, позволяющая сократить время непредвиденных простоев и брак.

  Апробация работы. Основные положения диссертации доложены и обсуждены на 17 всероссийских и 12 международных конференциях: всероссийская научно-практическая конференция “Металлургия на пороге 21 века: достижения и прогнозы” (Новокузнецк, 2000);  всероссийская научно-практическая конференция “ Моделирование, программное обеспечение и наукоемкие технологии в металлургии” (Новокузнецк, 2001); материалы юбилейной рельсовой комиссии (Новокузнецк, 2002); межрегиональная научно-практическая конференция “Моделирование и развитие процессов обработки металлов давлением” (Магнитогорск, 2002); пятая, шестая, седьмая всероссийские научные конференции “Краевые задачи и математическое моделирование” (Новокузнецк, 2002, 2003, 2004); всероссийская научно-практическая конференция “Металлургия: реорганизация, управление, инновации, качество” (Новокузнецк, 2003); всероссийская научно-практическая конференция “Металлургия: технологии, реинжиниринг, управление, автоматизация” (Новокузнецк, 2004);  вторая, третья международные  научно-практические конференции “Организационно-экономические проблемы повышения эффективности металлургического производства” (Новокузнецк, 2005, 2008); всероссийская научно-практическая конференция “Металлургия: новые технологии, управление, инновации и качество” (Новокузнецк, 2005);  всероссийская научно-практическая конференция “Моделирование, программное обеспечение и наукоемкие технологии в металлургии” (Новокузнецк, 2006); всероссийская научно-практическая конференция “Металлургия: технологии, управление, инновации, качество” (Новокузнецк, 2007); 1я международная научно-практическая конференция “Человек: наука, техника и время” (Ульяновск, 2008); всероссийская научно-практическая конференция “Металлургия: технологии, управление, инновации и качество” (Новокузнецк, 2008); всероссийская научная конференция “Научное творчество XXI века” (Красноярск, 2009); XVI международная научная конференция “Высокие интеллектуальные технологии и инновации в образовании и науке” (Санкт-Петербург, 2009); VI международная научно-практическая конференция “Исследование, разработка и применение высоких технологий в промышленности” (Санкт-Петербург, 2009); II всероссийская научно-практическая конференция “Инновационные технологии в технике и образовании” (Чита, 2009); международная научно-практическая конференция “Современные направления теоретических и прикладных исследований ‘2009” (Одесса, 2009); VII всероссийская научно-практическая конференция “Конкурентоспособность предприятий и организаций” (Пенза, 2009); IV всероссийская конференция-семинар “Научно-техническое творчество: проблемы и перспективы” (Самара, 2009); международная научно-практическая конференция “Научные исследования и их практическое применение. Современное состояние и пути развития ‘2009” (Одесса, 2009); международная научно-практическая конференция “Стратегия антикризисного управления экономическим развитием Российской федерации” (Пенза, 2009); международная научно-техническая конференция “Прогрессивные методы и технологическое оснащение процессов обработки металлов давлением” (Санкт-Петербург, 2009); IV международная научно-техническая конференция “Современные методы и технологии создания и обработки материалов” (Минск, 2009); V международная научно-практическая конференция “Научно-технический прогресс в металлургии” (Темиртау, 2009); I международная конференция “Современные проблемы информатизации в системах моделирования, программирования и телекоммуникаций” (Москва, 2009); II всероссийская научно-практическая конференция “Актуальные вопросы развития современной науки, техники и технологий” (Москва, 2010), а также обсуждались на технических совещаниях с сотрудниками ОАО “ЗСМК”, ОАО “НКМК” (г. Новокузнецк), ОАО “ЧМК” (МЕЧЕЛ) в Челябинске.

  Публикации. По материалам диссертации опубликовано 91 печатная работа, в том числе 25 из перечня рецензируемых научных журналов, монография, три учебных пособия (с грифом УМО), а также 7 авторских свидетельства, 5 патентов, 2 свидетельства на программу для ЭВМ.

  Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, списка литературы из 246 наименований и 6 приложений. Содержит 417 страниц машинописного текста (376 страниц без приложений), включая 171 рисунок, 28 таблиц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1 Анализ современного уровня развития

совмещенных методов обработки металлов давлением

  В данном разделе проведен анализ имеющихся в информационных источниках материалов по совмещенным методам ОМД, использующим продольную силу, обеспеченную переводом реактивных сил трения в активное состояние для повышения эффективности формоизменения за счет экономии материальных и энергетических ресурсов.

В результате проведенного анализа литературных и патентных материалов установлено следующее:

– в настоящее время у нас в стране и за рубежом активно разрабатываются совмещенные методы ОМД. Наиболее известны работы В. Aвитцур, Р. Грцуб, Я.М. Охрименко, В.Н. Щербы, Н.Н. Довженко, С.Б. Сидельникова, В.Н. Корнилова, С.М. Жучкова, Ю.В. Горохова, С.В. Беляева и др., в которых заложены основы новых технологий;

– аналитический обзор состояния работ по использованию сил трения в очаге деформации позволил классифицировать известные совмещенные методы ОМД и выявить наиболее перспективные направления исследований. Перспективность изучения совмещения методов ОМД обусловлена, с одной стороны, весьма широкими возможностями применения и высоким ожидаемым эффектом, с другой стороны малой изученностью вопроса в практическом и теоретическом плане;

– обзор области использования совмещенных методов ОМД показал, что они находятся на начальном этапе разработки и далеко не все возможности в техническом и технологическом плане исследованы и применены на практике;

– анализ литературы позволил установить, что в теоретическом плане совмещенные методы ОМД мало изучены, а немногочисленные материалы затрудняют их промышленное использование. Определены наиболее перспективные в плане развития и возможной экономии материальных и энергетических ресурсов совмещенные методы: прокатка в приводной–неприводной клети, прокатка – разделение неприводным инструментом, прокатка – прессование, работа системы очаг деформации – валковая арматура.

  Выводы литературного анализа позволили определить основные направления исследований и сформулировать задачи диссертационной работы.

Научные основы использования возможностей сил трения в

очаге деформации при прокатке для реализации совмещенных

методов обработки металлов давлением

Процесс прокатки реализуется благодаря использованию сил трения на контакте металла с вращающимися валками, которые втягивают полосу в сужающееся пространство, обеспечивая формоизменение. Согласно классическим представлениям теории прокатки на установившейся стадии процесса в очаге деформации присутствуют зона отставания, где силы трения со стороны валков направлены по ходу прокатки, являясь активными, и  зона опережения, где силы трения направлены в противоположную сторону движения металла, создавая реактивное действие и снижая эффективность процесса прокатки (рисунок 1). Момент прокатки складывается из момента активных сил трения (Макт) и момента реактивных сил (Мреак):

  ,  (1)

где bср – средняя ширина, мм; – угол захвата, рад; R – радиус валков, мм; s – сопротивление деформации, МПа; – нейтральный угол, рад; у – коэффициент трения на установившейся стадии процесса.

Рисунок  1 – Схема сил, действующих в двухзонном очаге деформации при

прокатке

При постоянных ширине, радиусе валков, сопротивлении деформации, коэффициенте трения, угле захвата момент прокатки будет зависеть от нейтрального угла, изменение которого при прочих равных условиях возможно только при реализации совмещенных методов ОМД. При изменении нейтрального угла от до 0 (реактивные силы трения переходят в активные) момент прокатки увеличивается, достигая максимального значения, что позволяет подвести в очаг деформации большую мощность, использовав ее для дополнительной обработки заготовки. Разностью между максимальным значением момента (=0) и моментом, соответствующим нейтральному углу при установившейся стадии процесса, является дополнительный момент (Мдоп), который, в свою очередь, находится как произведение продольной силы (Q1) на радиус валка:

        ,  (2)

      .  (3)

       Возможности и перспективы совмещенных методов ОМД зависят от величины продольной силы, обеспеченной переводом реактивных сил трения в активное состояние. Поэтому для успешной реализации совмещенных методов ОМД в первую очередь необходимо оценить перспективность использования продольной силы, найти зависимости для ее определения, учитывающие не только условия деформирования, но и форму калибров, изучить влияние использования продольной силы при совмещении методов ОМД на протяженность зон на контактной поверхности в очаге деформации и получить отсутствующие в литературе зависимости для их определения. Изменение протяженности зон скольжения и прилипания при использовании продольной силы приводит к изменению энергосиловых параметров процесса прокатки, что требует дополнительного изучения. Решение поставленных вопросов позволяет заложить научные основы, необходимые для практической реализации совмещенных методов ОМД.

  Для оценки перспективности применения продольной силы при совмещении методов ОМД предложен показатель возможностей очага деформации (КN):

,  (4)

  где Nф – мощность формоизменения, Вт; Nу – мощность, которую могут обеспечить силы трения, Вт; з –  коэффициент трения при захвате; h0, h1, hср –начальная, конечная и средняя толщина полосы соответственно, мм.

В результате проведенных аналитических исследований (рисунок 2) установлено, что наиболее полно силы трения на контакте используются при /з=1, однако и в этих условиях КN=170 – 200 %, то есть переводя реактивные силы трения в активное состояние, можно обеспечить полезный момент прокатки (полезную мощность) в 1,7–2,0 раза больше, чем необходимо на деформирование, и использовать его для совмещения методов ОМД. С уменьшением /з значение показателя КN увеличивается, достигая в исследуемом диапазоне величины 280%. При прокатке в прямоугольном калибре показатель КN в 1,2 – 1,35 раза больше, чем при прокатке в гладких валках в сопоставимых условиях, что объясняется увеличением активной площади очага деформации за счет боковых стенок калибра. Такой большой невостребованный потенциал процесса прокатки дает основание считать совмещенные методы ОМД перспективными.

На следующем этапе изучения вопроса была поставлена и решена задача по определению продольной силы при начальных условиях: , , , ,  . Граничные условия, отображающие взаимодействие деформируемого тела с окружающей средой, оговариваются следующими допущениями: на установившейся стадии процесса прокатки на полосу действуют внешние силы заднего натяжения (подпора) (Q0) и переднего подпора, результирующая внешних сил полностью уравновешивается продольной силой (Q1), в очаге деформации действуют средние нормальные (рср) и касательные (ср) давления, на участке скольжения действует закон трения Кулона-Амонтона .

Рисунок 2 – Зависимость показателя возможностей  очага деформации от отношения /з и коэффициента трения при прокатке в гладких валках и

прямоугольном калибре 

Ввиду важности рассматриваемого вопроса для большей объективности с целью выбора метода решения, максимально учитывающего влияние различных факторов, задача по определению продольной силы при прокатке полосы прямоугольного сечения в гладких валках была решена тремя независимыми методами:

– методом баланса мощностей:

; (5) 

– решением дифференциального уравнения равновесия элементарного объема в симметричном очаге деформации:

  (6)

– решением уравнения равновесия сил в очаге деформации:

  , (7)

  где ld – длина дуги захвата, мм; b0, b1 – начальная и конечная ширина, мм; b – уширение, мм; h – абсолютное обжатие, мм.

       Графический анализ полученных зависимостей (рисунок 3) показал, что все решения дают близкие результаты, а следовательно, они верны, и выбор того или иного метода обусловлен простотой решения и возможностью учета максимального количества факторов. Данным критериям лучше всего подходит метод решения уравнения равновесия сил в очаге деформации, используя который, были получены зависимости для случаев прокатки в вытяжных калибрах:

а) в прямоугольном калибре:

  , (8)

  где bк – ширина дна калибра, мм; Gк – коэффициент заполнения калибра при прокатке; φк – угол наклона стенки калибра (выпуск), град;

б) в ромбическом и квадратном калибрах:

,  (9)

в) в овальном и круглом калибрах:

  ,  (10)

где rл – радиус овала, мм; 1, 2 – углы, описывающие овал (для круга 1=0о, 2=90о).

в) в закрытом полосовом калибре:

,  (11)

  где hк – высота калибра, мм.

Рисунок 3 –  Зависимости продольной силы от угла захвата и коэффициента

трения, рассчитанные ( ) - по формуле 5;(  ) - по формуле 7;

(----) - по формуле 6)

       Отдельно необходимо остановиться на определении продольной силы при деформировании в калибрах, формирующих сочлененный профиль для последующего продольного разделения неприводным инструментом. Рассмотрены наиболее часто применяемые при формировании сочлененного профиля калибры (начальные и граничные условия те же, что в случае вывода зависимостей 2 – 8), полученные зависимости величины продольной силы, учитывающие условия деформирования и геометрические параметры калибров, имеют вид:

для гладких валков с гребнями:

  ,  (12)

  где hГ, bГ – соответственно высота и ширина гребня, мм; β – угол при вершине гребня, град; nГ – число гребней;

для сочлененного прямоугольного калибра:

; (13)

для сочлененного ромбического (квадратного) калибра:

, (14)

  где ω – угол при вершине ромба, град;

для сочлененных круглых или овальных калибров:

  .  (15)

  Практическая реализация совмещенных методов ОМД невозможна без всестороннего экспериментального изучения факторов, влияющих на величину продольной силы и оценки достоверности полученных теоретических зависимостей. С этой целью была создана установка на базе лабораторного стана 150, с помощью которой экспериментально изучено влияние факторов h0/D, степени деформации, коэффициента трения (у), угла захвата () на величину продольной силы (Q1) при прокатке полосы прямоугольного сечения в гладких валках. Значения изучаемых факторов выбирали с учетом моделирования условий сортовой прокатки. Полученные результаты по влиянию величины h0/D, степень деформации () обработаны с использованием метода математического планирования эксперимента и приведены в виде уравнения регрессии (16), данные по влиянию у и графически показаны на рисунке 4. Установлено, что из рассмотренных

Рисунок 4 – Экспериментальные и теоретические зависимости продольной силы от коэффициента трения и угла захвата

( - по формуле (7); · - по формуле (5); - экспериментальные данные)

факторов наиболее существенно на продольную силу влияет коэффициент трения,  с ростом которого изучаемый параметр увеличивается:

.  (16)

Изучено влияние прокатки в вытяжных калибрах на величину продольной силы. Результаты исследований приведены на рисунке 5. Установлено, что при прокатке в сопоставимых  условиях продольная сила в калибрах больше, чем при прокатке полосы прямоугольного сечения в гладких валках за счет большей активной площади калибра. Экспериментально изучено влияние формы калибра, формирующего сочлененный профиль, и угла захвата на величину продольной силы, а также оценена достоверность теоретических зависимостей (рисунок 6). Установлено, что при формировании сочлененного профиля в калибре величина продольной силы на 23 % больше,  чем при использовании гладких валков с выступом. Сопоставление экспериментальных результатов, полученных при прокатке на гладких валках в прямоугольном калибре и в системе квадрат–ромб (рисунок 7), показало, что в прямоугольном калибре с выпуском 20о показатель величины активных сил трения (1 /s), а следовательно, и продольная сила больше ввиду большей площади контакта. 

Рисунок 5 – Экспериментальные результаты по изучению прокатки

в прямоугольном калибре и в гладких валках на величину продольной силы        

Экспериментальный материал использовался для проверки точности полученных теоретических зависимостей, оценивающих величину продольной силы. В результате проверки установлено, что расчетные величины продольной силы хорошо согласуются с данными экспериментов (ошибка аппроксимации 6 – 8 %).

Рассмотрение вопроса использования совмещенных методов ОМД было бы не полным без изучения протяженности зон на контактной поверхности в очаге деформации. Несмотря на важность вопроса в теоретическом и практическом планах, большое внимание к проблеме со стороны таких видных ученых, как А.И. Целиков, А.П. Чекмарев, В.С. Смирнов, И.М. Павлов, О.Г. Музалевский, И.Я. Тарновский, Д.И. Пирязев, В.П. Северденко, Н.М. Санько и др., в литературе отсутствует теоретическое решение данной задачи, позволяющее определить протяженность зон скольжения и прилипания на контактной поверхности в очаге деформации при прокатке. Решая совместно уравнения равновесия сил и моментов  в  очаге деформации на  установившейся  стадии  процесса  при  допущении, 

Рисунок 6 – Экспериментальные и теоретические данные по величине

продольной силы, создаваемой клетью, формирующей сочлененный профиль

Рисунок 7 – Экспериментальные зависимости  показателя активных сил трения от формы калибра и коэффициента вытяжки

что в очаге деформации действуют средние контактные силы трения и нормальные напряжения, , , , , уширение в основном происходит в зоне отставания, а в зоне опережения – отсутствует, получены зависимости, позволяющие определить углы, характеризующие протяженность зон опережения (γоп), прилипания (γпр), отставания (γот) на контактной поверхности в очаге деформации применительно как к классической прокатке, так и к совмещенным методам ОМД:

;         ;  (17)

; (18) 

, (19) 

  где Qр – результирующая внешних сил, н; – коэффициент положения плеча равнодействующей.

  Для проверки достоверности полученных теоретических зависимостей, определения связи сил трения с расположением зон скольжения и прилипания создана оригинальная установка (а.с. № 1233971), позволяющая регистрировать в динамике при помощи скоростной киносъемки смещения металла на контактной поверхности в очаге деформации при прокатке (рисунок 8, а).  Используя разработанную методику и установку с привлечением аппарата математического планирования эксперимента, получены статистически достоверные зависимости, показывающие влияние параметров h0/D, b0/ld, степени деформации (), моделирующих условия сортовой прокатки на углы, характеризующие протяженность зон скольжения и прилипания на контактной поверхности в очаге деформации: 

 

  а б

Рисунок 8 – Установка для регистрации перемещений на контактной

поверхности очага деформации при прокатке и кадры кинограммы (а), а также  график зависимости продольной силы от протяженности зон (б)

  ; (20) 

;  (21) 

,  (22)

       где D – диаметр валков, мм.

Изучено изменение продольной силы от углов, характеризующих протяженность зон скольжения и прилипания (рисунок 8, б). Установлено, что с уменьшением протяженности зон опережения и прилипания продольная сила увеличивается, достигая максимального значения, когда в очаге деформации остается только зона отставания. Экспериментальные данные согласуются с предложенными теоретическими зависимостями (17 – 19).

Полученная информация по протяженности зон скольжения и прилипания представляет большой практический интерес и является научной основой для разработки методики расчета энергосиловых параметров классических процессов прокатки и совмещенных методов ОМД.

Изучением энергосиловых параметров процесса прокатки занимались многие видные ученые, из которых следует особо отметить Т. Кармана, Е. Орована, А.И. Целикова, С. Экелунда, А.П. Чекмарева, В.С. Смирнова, А.А. Королева,  Г. Валквиста, Э.А. Гарбера, Б.В. Кучеряева и др. Однако, несмотря на большое количество материала по данному вопросу, практически неизученным остается процесс прокатки с подпором. Развитие совмещенных методов ОМД вызывает необходимость изучения этого вопроса в теоретическом и практическом плане. По мнению большинства исследователей из всего многообразия известных теоретических моделей для определения усилия прокатки наилучшие результаты дает модель, предложенная А.И. Целиковым. Однако отсутствие в литературе  зависимостей для определения протяженности зон скольжения и прилипания на контактной поверхности в очаге деформации при прокатке не позволило использовать все возможности модели. Как известно, при нахождении усилия прокатки по методике А.И. Целикова условия трения на контакте описываются коэффициентом n′σ,, который изменяется в широких пределах (от 1 до 6) и определяет точность  расчетов энергосиловых параметров. Предложено решение для уточненного определения коэффициента n′σ с учетом протяженности зон скольжения и прилипания на контакте при классическом процессе прокатки, развивающее теорию А.И. Целикова в виде:

;  ; ;  (23)

  ; (24)

  ;  ; (25)

  ; , (26)

       где hоп, hот – высота полосы на границе между зонами опережения и прилипания, отставания и прилипания, мм.

  Знание протяженности зон на контакте позволяет обоснованно определить момент прокатки (Мпр) и мощность, затраченную на деформирование (Nпр), для различных условий, в том числе и для совмещенных методов ОМД. Расчетные формулы имеют вид:

  , ,  (27)

       где vв – скорость прокатки, м/с.

  При реализации совмещенных методов ОМД изменяется соотношение протяженности зон на контакте, что влияет на величину коэффициента n′σ, изменяя зависимости (23 – 26) до вида:

  ;  ;  (28) 

  ;, (29)

  где – коэффициенты, учитывающие соответственно заднее и переднее натяжение (подпор); K – сопротивление чистому сдвигу, МПа.

  Разработанная уточненная методика для расчета энергосиловых параметров прошла всестороннюю проверку в лабораторных условиях, а также при сопоставлении расчетных данных с экспериментальным материалом, имеющемся в литературе, и в сравнении с известными, наиболее часто используемыми на практике, методиками. На рисунке 9 приведены результаты сопоставления экспериментального материала, полученного в промышленных условиях при замере усилия прокатки в черновой группе клетей непрерывного широкополосного стана 2000 ОАО “Северсталь” (*) (рисунок 9). Как следует из приведенного материала, наиболее близкие расчетные значения получены с использованием предлагаемой методики (ошибка не превысила 6 – 8 %). Разработанная методика оформлена  в  компьютерную модель, выполненную в среде Borland Delphi 7, объемом 3,5 Мбайт дополнительно снабженную  базой данных из 73 аналитических зависимостей для определения сопротивления деформации, из которых 39 получены автором (свидетельство на программу для ЭВМ № 2007610475) и позволяет проводить расчеты энергосиловых параметров обычных процессов и совмещенных методов ОМД. 

       Экспериментально изучено влияние степени использования продольной силы при  реализации совмещенного  метода  прокатки  в приводной – непри- водной клети на энергосиловые параметры приводной клети. Установлено, что при увеличении загрузки неприводной клети (увеличении степени использования продольной силы) увеличивается усилие прокатки и необходимая  мощность в

       * Коновалов, Ю.В. Расчет параметров листовой прокатки: Справочник/  Ю.В. Коновалов, А.Л. Остапенко, В.И. Пономарев. М.: Металлургия, 1986. – 428.

приводной клети, но изменение данных характеристик неравнозначно. При таком же обжатии в неприводной клети, как в приводной, усилие в приводной клети увеличивается на 15 %, мощность на 87 %, таким образом, энергозатраты сокращаются на 13 %.        

Рисунок 9 – Оценка точности предлагаемой методики для определения

усилия прокатки в сопоставлении с результатами промышленного

эксперимента, приведенного в литературе (*), и другими известными

методиками        

       Выполненная теоретическая часть работы позволила разработать научные основы совмещенных методов ОМД и показала, что величина продольной силы на установившейся стадии процесса прокатки велика, использование ее для совмещения методов ОМД перспективно и позволит повысить эффективность производства за счет экономии материальных и энергетических ресурсов. Разработка совмещенных методов ОМД, основанных на использовании продольной силы, открывает новые перспективы для обработки металлов давлением, так как совмещение в данном случае не является аддитивной суммой составляющих методов. Совмещение позволяет снять ограничения, свойственные каждому методу в отдельности, и получить дополнительные преимущества, и поэтому вызывает необходимость изучения и поиска новых технических и технологических решений. Определены наиболее удачные варианты совмещения методов ОМД: прокатка в системе приводная-неприводная клеть, прокатка-разделение неприводным делительным инструментом, прокатка-прессование, работа системы очаг деформации – валковая арматура.

3 Совмещенные методы обработки металлов давлением

3.1 Разработка совмещенного метода ОМД прокатки

в приводной-неприводной клети

  Вопрос использования возможностей очага деформации для интенсификации процесса прокатки посредством совмещения методов ОМД давно интересовал исследователей. К первым работам в этой области можно отнести исследования В.С. Лиханского, В.Н. Гриневцего, С.М. Жучкова, Л.В. Кулакова, А.П. Лохматова, предложивших устанавливать между клетями непрерывных групп не-приводные клети. Данное направление представляет большой практический интерес, так как позволяет за счет неприводных клетей снизить металлоемкость основного прокатного оборудования, затраты на монтаж и эксплуатацию, и таким образом обеспечить экономию материальных ресурсов. Отсутствие привода упрощает конструкцию главной линии прокатной клети, повышает ее надежность, технологическую гибкость, снижаются затраты энергии, появляется возможность использования более простых конструктивно неприводных многовалковых калибров и т. д. Однако практическое применение неприводных клетей  затруднено, с одной стороны, ограниченностью использования только в непрерывных группах, с другой – отсутствием научных основ данного метода обработки, что существенно затрудняет проектирование режимов деформирования, подбор оборудования. К одному из основных вопросов, требующих решения, можно отнести определение условий деформирования в неприводных валках. Эта задача решалась с использованием теории  энергетического взаимодействия прокатываемой полосы и валков. Рассмотрено уравнение энергетического баланса для случая деформирования в двух гладких валках одинакового диаметра за счет продольной силы со стороны приводной клети с использованием допущений,  что в очаге деформации действуют средние контактные нормальные и касательные давления, . Площадь поперечного сечения в зонах скольжения  определяли с использованием известной в литературе экспоненциальной зависимости , заменив ею длину окружности. Уравнение энергетического баланса рассматривали в виде:

NФ+NTP+NX–N2±N3=0,  (30)

где Nx – мощность сил сопротивления вращению, Вт; Nтр – мощность трения, Вт; N2 – мощность, передаваемая продольной силой для  деформирования в неприводных валках, Вт; N3 – мощность подпора “плюс” или натяжения “минус”, создаваемая клетью, расположенной за неприводными валками, Вт.

  После решения уравнения (30) получена зависимость для определения величины продольного усилия (Qн), необходимого для деформирования полосы прямоугольного сечения в неприводных гладких валках:

  , (31)

  где h1, h2 – высота полосы до и после деформирования в неприводных валках, мм; μ1, ld, и λ1 –  коэффициент трения, длина дуги захвата и коэффициент вытяжки в неприводных валках; 1 – угол захвата в неприводных валках, рад; b1 – уширение в неприводных валках, мм; S0  – площадь поперечного сечения до деформирования в неприводных валках, мм2; Q3 – подпор “плюс”, натяжение “минус”, создаваемые клетью, расположенной за неприводными валками, Н.

  Применение неприводных клетей открывает новые перспективы использования многовалковых калибров. В связи с этим были рассмотрены варианты деформирования трехгранной и шестигранной полосы в трехвалковом неприводном калибре с использованием тех же допущений, что и при получении зависимости (30):

  , (32)

  где b – ширина грани калибра, мм;

и квадрата в четырехвалковом неприводном калибре:

  .  (33)

  Как следует из полученных зависимостей (31 – 33), величина Qн складывается из двух составляющих: первая часть расходуется на изменение формы, вторая – на преодоление трения на контакте. Как показали расчеты, затраты на преодоление трения составляют 7 – 12 % от затрат на формоизменение.

  Эксперименты по изучению условий деформирования в неприводных клетях проводили на специально созданной установке, оборудованной двумя сменными неприводными клетями (двухвалковой и с трехвалковым калибром), запись результатов и их обработку проводили с использованием компьютера с пакетом программ Power Graph 2.1. В результате проведенных экспериментов (рисунок 10) установлено, что использование неприводных многовалковых калибров требует на 10 – 20 % большего продольного усилия для деформирования, чем в неприводных двухвалковых. Сопоставление расчетных значений продольного усилия, необходимого для деформирования в неприводных клетях, с экспериментальными значениями показало хорошую сходимость результатов (ошибка аппроксимации 12 %).

Рисунок 10 – Зависимость напряжения подпора, необходимого для

деформирования в неприводных клетях, от коэффициента

вытяжки () и количества неприводных валков

При практическом использовании совмещенного метода прокатки в приводной–неприводной клети необходимо оценить допустимое расстояние между клетями, обеспечивающее условие продольной устойчивости полосы (lmax). Для этой цели воспользовались известной формулой Эйлера. Полученное решение имеют вид:

  при  ,  (34)

  где Е – модуль упругости первого рода, МПа; 2 – напряжение подпора, МПа; i2min – минимальный радиус инерции сечения, мм2; k – коэффициент приведения длины.

  Проведенные эксперименты позволили установить, что величина lmax зависит от продольного усилия и минимального радиуса инерции сечения заготовки. Невыполнение условия устойчивости усложняет ведение процесса, вызывая необходимость использования дополнительных устройств, повышающих устойчивость искусственным путем. В работе предложено оригинальное техническое решение, повышающее продольную устойчивость полосы (а.с. № 1375369).

  Было предложено новое технологическое решение, защищенное патентом на “Способ прокатки” № 2185903, позволяющее расширить возможности совмещенного метода прокатки в приводной–неприводной клети, за счет снятия ограничения по ведению процесса только в непрерывных группах клетей. Сущность решения заключается в том, что деформирование заднего конца полосы в неприводной клети предлагается осуществлять, используя энергию движущейся полосы.  Получены зависимости для определения условий, при которых процесс возможен:

;  ,  (35)

  где λmax – максимально возможный коэффициент вытяжки в неприводной клети заднего конца полосы, обеспеченный запасом потенциальной энергии; ρ – удельный вес, Н/мм3; L –  длина полосы, мм; q – ускорение свободного падения, мм/с2; l – расстояние от оси приводных валков до оси неприводных, мм.

  Изучена экспериментально и теоретически возможность деформирования в неприводной клети за счет энергии движущейся полосы.

       Процесс прокатки в приводной–неприводной клети реализуется преимущественно на непрерывных станах, что вызывает необходимость изучения скоростных условий. С использованием оригинальной установки, позволяющей сравнивать горизонтальную составляющую окружной скорости приводных валков со скоростью выхода полосы из неприводных валков, изучен процесс опережения в системе приводная–неприводная клеть. Установлено, что при деформировании в рассматриваемой системе опережение больше, чем в аналогичных условиях при прокатке в два пропуска, причем при суммарном коэффициенте  вытяжки  меньше 1,6 расхождение  в пределах  ошибки  при  больших значениях вытяжки его необходимо учитывать. Изучены особенности уширения в приводной–неприводной клети. Экспериментально доказано, что суммарная величина уширения при прокатке в приводной–неприводной клети меньше, а коэффициент вытяжки больше, чем при прокатке в один проход с такой же величиной деформации, что делает процесс более эффективным.

  Разработанные теоретические положения обобщены в математическую и компьютерную модели совмещенного метода прокатки в приводной–неприводной клети. В модели впервые учитывается влияние формы калибров на величину продольной силы, которую могут обеспечить приводные клети, расположенные перед и за неприводной, и на величину продольного усилия, необходимого для деформирования в неприводной клети; допустимое расстояние, обеспечивающее продольную устойчивость; допустимое расстояние между приводной и неприводной клетью, позволяющее использование последней вне неприводных групп клетей. Компьютерная модель оформлена в среде Borland Delphi 7, объемом 3,7 Мбайт, снабжена базой данных из 73 аналитических зависимостей для определения сопротивления деформации, из которых 39 получены автором. Для наглядности использована масштабная анимация совмещенного метода прокатки  в приводной–неприводной клети (свидетельство на программу для ЭВМ № 2006612893). Использование разработанной модели позволяет определить область осуществимости совмещенного метода прокатки в приводной–неприводной клети в конкретных условиях, рациональные режимы деформирования, компоновку оборудования.

  Перспективы и возможность использования совмещенного метода прокатки в приводной–неприводной клети изучались в промышленных условиях на непрерывном среднесортном стане 450 ОАО “ЗСМК”. Был проанализирован сортамент, определены профили, в которых имеются пропуски с небольшой загрузкой оборудования, и где можно заменить приводные клети на неприводные. В потенциально перспективных и расположенных рядом с ними клетях была записана и проанализирована токовая нагрузка главных двигателей. Установлено, что при прокатке 49 % сортамента стана 450 ОАО “ЗСМК” используются пропуски с небольшой загрузкой оборудования (5 – 10 % от номинальной мощности двигателя), в которых можно приводные клети заменить на неприводные. Разработана технология, и проведена опытно-промышленная прокатка уголка № 9 по действующей калибровке с регистрацией токовой нагрузки главных двигателей черновой группы, при которой в первых трех клетях черновой группы реализован процесс прокатки в приводной–неприводной клети (привод второй клети отключен). Эксперимент показал возможность такой прокатки и факт экономии 0,75 кВт·ч/т электроэнергии при замене приводной клети на неприводную. 

  Основываясь на полученных результатах, разработана технология бескалибровой прокатки с  использованием неприводных клетей, что позволяет  преодолеть два главных сдерживающих момента: улучшить устойчивость полосы при прокатке, увеличить суммарный коэффициент вытяжки. Разработана математическая модель процесса бескалибровой прокатки с использованием неприводных клетей.

  Как показали проведенные исследования, рассматриваемый совмещенный метод прокатки в приводной–неприводной клети позволяет снизить затраты электроэнергии, повысить надежность оборудования (вероятность отказа агрегатов приводной клети составляет 23 %, неприводной клети – 5 %), при переводе действующих мелкосортных и проволочных станов на более крупную литую заготовку уменьшить материальные затраты на реконструкцию в 3,5 – 4 раза и при последующей эксплуатации оборудования в 1,5 – 2 раза. Так, расчеты, выполненные применительно к условиям непрерывного мелкосортного стана 250-2 ОАО “ЗСМК”, показали, что использование двух неприводных клетей вместо приводных при переходе на литую заготовку 150х150 мм позволит при закупке и монтаже оборудования сэкономить 24,13 млн. рублей, а при последующей эксплуатации – 4,76 млн. рублей в год (в ценах на 2010 г).

       Использование совмещенного метода прокатки в приводной–неприводной клети позволяет создавать компактные технологические линии, обеспечивающие высокий суммарный коэффициент вытяжки при относительно низких материальных затратах, что решает проблемы, связанные с внедрением литейно-прокатных комплексов для получения сортового проката.

3.2 Использование продольной силы при совмещении

методов  прокатки - продольного разделения

неприводным делительным инструментом

  Способ продольного разделения заготовки в процессе прокатки относится к энергосберегающим технологиям. Данное преимущество объясняется тем, что уменьшение поперечного сечения в два, а иногда три и более раза за счет разделения заготовки вдоль требует меньше энергозатрат и оборудования, чем традиционный способ поэтапного обжатия заготовки. Этим объясняется повышенный интерес как со стороны ученых, так и производственников к освоению и совершенствованию данного технологического приема.

  В настоящее время продольное разделение проката в потоке стана реализуется по двум схемам: одновременное формирование сочлененного профиля и продольное разделение в валках прокатного стана; формирование сочлененного профиля и последующее продольное разделение неприводным делительным инструментом.

  Разработчиками и исследователями первого варианта технологии прокатки-разделения являются специалисты Донецкого национального технического университета, НПО “Доникс” и металлургического комбината “Криворожсталь” В.М. Клименко, Г.М. Шульгин, В.Ф. Губайдуллин, В.А. Нечипоренко, В.П. Следнев, В.С. Солод и другие. В последнее время этим вопросом серьезно занимаются ученые уральской школы совместно с работниками ОАО “Амурметалл” В.К. Смирнов, Ю.В. Инатович, Г.П. Перунов, С.А. Хохлов и другие.

  Второй способ прокатки-разделения, известный в мировой практике под названием слиттинг–процесс, разработан фирмами  “Sheerness Steel Company” (Англия) и “Lake Ontario Steel Company” (Канада). Изучению и развитию этого способа посвящены труды специалистов института черной металлургии НАН Украины, Белорусского и Молдавского металлургических заводов: С.М. Жучкова, Э.В. Сивка, Л.В. Кулакова, А.Н. Бондаренко, А.П. Лохматова и других. Этот способ прокатки-разделения в настоящее время широко используется на современных мелкосортных станах у нас в стране и за рубежом.

  Второй способ разработан относительно недавно и представляет собой совмещенный метод ОМД, основанный на использовании продольной силы клети, формирующей сочлененный профиль для последующего продольного разделения полосы неприводным инструментом. В настоящее время совмещенному методу прокатки-разделения неприводным инструментом отдают предпочтение, так как при этом упрощается настройка оборудования, появляется возможность одновременно разделять до четырех перемычек, используемый для разделения инструмент имеет незначительную стоимость по сравнению с прокатной клетью. Однако, несмотря на перечисленные преимущества, внедрению данного процесса особенно на действующих производствах препятствует малая его изученность в теоретическом и экспериментальном плане, ограниченная область использования (только между клетями в непрерывных группах), небольшой выбор способов разделения – разрыв, реже – передавливание соединительной перемычки, низкое качество мест раздела, ограниченный сортамент получаемых изделий.

  Для устранения выявленных недостатков была проведена большая теоретическая и экспериментальная работа, направленная на разработку научных основ данного метода обработки.

  Теоретически и экспериментально изучены способы продольного разделения неприводным делительным инструментом. Получены зависимости, позволяющие определить величину продольного усилия, необходимого для разделения передавливанием перемычки, в следующем виде:

  ; (36)

;  , (37)

  где  rр – радиус делительных роликов, мм; hпер – толщина перемычки, мм; , р – углы между сочлененными профилями и при вершине делительного ролика, рад; h – приращение толщины при внедрении ролика в сочлененную заготовку, мм.

  При нахождении зависимости продольного усилия при разделении разрывом учитывали усилие, затраченное непосредственно на разрыв перемычки (Рраз) и изгиб разделяемых полос в месте разрыва (Ризг). Полученные зависимости имеют вид:

  ; ;  (38)

;  ;  ,  (39)

  где к – угол клина, разрывающего полосу, град; Кр – глубина внедрения делительного ролика, мм; с – относительное сужение; hзаг – толщина сочлененного профиля, мм.

  Анализ известных способов продольного разделения позволил выявить их достоинства и недостатки и на основании сделанных заключений предложить новые способ и технологию продольного разделения резанием неприводными дисковыми ножами (пат. № 2201816). Такое решение позволяет обеспечить стабильность процесса разделения, добиться хорошего качества реза без характерного заусенца и искажения профиля. Предложена зависимость для определения продольного усилия, необходимого при разделении резанием, в виде:

  ,  (40)

       где  k1, k2, k3 – коэффициенты, учитывающие твердость разрезаемого материала, повышение усилия резания при притуплении ножей, увеличение бокового зазора между дисковыми ножами при длительном их использовании; εн – коэффициент надреза.

  Решена задача по определению максимальной толщины перемычки (hmax), разделяемой резанием. Для большей объективности получены два независимых  решения. Одно решение получено при рассмотрении уравнения энергетического баланса из условий полного использования возможностей сил трения в очаге деформации:

; (41)

  ; , (42)

  где Nрез – мощность, необходимая для разрезания полосы, кВт; n′ – количество осуществляемых резов; nσ – коэффициент напряженного состояния; μ – параметр Лоде.

  Второе решение получено из условия равенства продольной силы, обеспеченной клетью, формирующей сочлененный профиль, продольной составляющей усилия резания неприводными дисковыми ножами:

  .  (43)

  Значения максимальной толщины перемычки (hmax), полученные с использованием зависимостей (42) и (43), отличаются на 8 % за счет того, что формула (42) дополнительно учитывает трение в месте контакта металла и диска, а также КПД процесса.

  Для проверки достоверности полученных теоретических зависимостей, оценки преимущества предлагаемого способа разделения резанием проведены лабораторные эксперименты в условиях, сопоставимых с промышленными, результаты представлены на рисунке 11. Эксперименты подтвердили достоверность теоретических зависимостей для определения необходимого продольного усилия при разных способах разделения. Установлено, что из известных способов разделения меньше всего требуется продольное усилие при разделении резанием (в 2 раза меньше, чем при передавливании, и в 3,1 раза, чем при разрыве), это, в свою очередь, уменьшает энергозатраты, улучшает продольную устойчивость полосы. В плане качества мест раздела лучшие результаты также получены при разделении резанием, при этом профиль не искажается, и отсутствует заусенец. Экспериментально доказано, что при разделении разрывом величина продольного усилия зависит от толщины перемычки, площади и формы разделяемых сечений. Такая особенность связана с необходимостью изгиба разделяемых разрывом профилей при небольшом плече приложения нагрузки, что ограничивает использование данного способа разделения мелкими профилями. 

а  б

Рисунок 11 – Изучение способов продольного разделения неприводным

делительным инструментом: а) исследование влияния толщины разделяемой

перемычки на величину потребного продольного усилия; б) темплеты образцов, разделенных разными способами (сверху вниз исходное сечение, разделение

резанием, передавливанием, разрывом)

В работе предложены новые техническое и технологическое решения, защищенные патентом № 2221653, позволяющие за счет использования энергии движущейся полосы осуществлять продольное разделение неприводным делительным инструментом. Новое решение расширяет область использования прокатки-разделения неприводным делительным инструментом, снимая ограничение по применению процесса только между клетями в непрерывных группах, что, в свою очередь, снижает материальные затраты при производстве несимметричных профилей.  Определены условия реализации данного технического решения в виде:

  ; ,  (44)

  где lдоп – допустимое расстояние от линии, соединяющей центры валков, до роликов делительного устройства, гарантирующее разделение за счет энергии движения, мм.

Возможность разделения заднего конца полосы с использованием энергии движения, а также достоверность зависимостей (44) изучалась экспериментально. Проведенные исследования позволили рекомендовать зависимости (44) для определения условий продольного разделения при свободной прокатке, за чистовыми клетями при прокатке несимметричных профилей.

Для определения допустимого расстояния между прокатной клетью и неприводным делительным инструментом, обеспечивающим  продольную устойчивость полосы, предложена зависимость:

  (45)

       где Sсоч – площадь поперечного сечения сочлененного профиля, мм2.

  Полученные теоретические зависимости обобщены в математической модели прокатки-разделения неприводным делительным инструментом, учитывающей особенности разделения разными способами; величину продольной силы клети, формирующей сочлененный профиль; условия продольной устойчивости и возможность установки вне непрерывных групп клетей. Использование разработанной математической модели позволяет определить область осуществимости процесса в конкретных условиях, режимы деформирования при получении сочлененного профиля, обеспечивающие разделение одним из известных способов с максимальной эффективностью.

3.3 Разработка совмещенного метода ОМД

прокатки-прессования

  Разработанный относительно недавно совмещенный метод ОМД прокатки-прессования, сочетающий в себе достоинства одного и другого способов обработки металлов давлением, представляет большой практический интерес. Существенный вклад в изучение процесса прокатки-прессования внесли B. Авитцур, Р. Грцуб, у нас в стране этим вопросом активно занимаются Н.Н. Довженко, В.Н. Корнилов, С.Б. Сидельников, А.Г. Колесников, Н.А. Чиченев, С.В. Беляев и другие видные ученые. Однако многие нерешенные вопросы затрудняют широкое внедрение данного метода ОМД. Совмещенный метод прокатки-прессования основан на использовании изучаемой продольной силы, при помощи которой осуществляется формоизменение в матрице. В работе методом киносъемки, с последующей покадровой расшифровкой изучен механизм формирования очага деформации при размещении матрицы на различном расстоянии от линии, соединяющей центры валков. Доказано, что при  σ1/s<1 положение матрицы относительно линии, соединяющей центры валков, не влияет на процесс прокатки-прессования, при больших значениях σ1/s влияние существенно, что вызвано распрессовкой переднего конца и увеличением активной площади контакта.

  В работе при решении уравнения равновесия сил в очаге деформации впервые получены зависимости для определения продольной силы, отличающиеся учетом условия деформирования, конструктивных особенностей калибров, расположение матрицы относительно линии, соединяющей центры валков (начальные и граничные условия те же, что и при выводе зависимостей 5 – 12) в виде:

– прямоугольный калибр без выпусков, нарезанный в валках:

  ,  (46)

  На практике используются конструкции калибров с одной или двумя боковыми поверхностями, образованными неподвижными пластинами. С учетом этих вариантов получены решения:

– калибр имеет одну неподвижную боковую поверхность:

, (47)

  где x – расстояние от линии, соединяющей центры валков до матрицы, мм; μ2 – коэффициент трения на неподвижной боковой поверхности;

– обе боковые поверхности калибра образованы неподвижными пластинами:

.  (48)

  Для оценки эффективности режимов деформирования, оптимизации совмещенного метода прокатки-прессования предложено в качестве критерия использовать коэффициент вытяжки в системе валки – матрица. Для количественной оценки данного параметра получено решение с использованием известной формулы И.Л. Перлина:

; ,  (49)

где F0 – площадь поперечного сечения заготовки, мм2; f′ –  коэффициент трения на поверхности матрицы; φ′1 – угол конуса матрицы, град. 

Достоверность этих зависимостей и сделанных заключений была подвергнута проверке сопоставлением расчетных значений с экспериментальными данными по исследованию прокатки-прессования, полученными в институте инженерной механики Силезского технического университета (**) (рисунок 12), и в Сибирском федеральном университете (Красноярский университет цветных металлов и золота).

** Grzyb R., Misiolek Z. The experimental investigations on the Force Parameters and metal flow in the combined process of Rolling and Extrusion // Archiwum Hutnitwa. – 1983. – № 3. V. 28. –  P. 321 – 340.

Для проведения лабораторных экспериментов спроектирована и изготовлена установка, на которой исследовали влияние конструкции калибра, расстояния от матрицы (в эксперименте матрица заменена упором) до линии, соединяющей  центры валков,  на величину продольной  силы,  напряжения на  упоре, сопротивления неподвижных пластин, входящих в конструкцию калибра, коэффициента вытяжки, распределения момента между шпинделями. Основные экспериментальные результаты приведены на рисунке 13, а. Проведенные всесторонние исследования подтвердили правильность полученных теоретических зависимостей. Разработанный материал положен в основу математической модели метода прокатки-прессования, с помощью которой впервые стало возможным определить для конкретных условий область осуществимости процесса и эффективные режимы деформирования (рисунок  13, б).

Рисунок 12 – Сравнительный график экспериментальных результатов,

полученных в Силезском техническом университете (**)

а  б

Рисунок 13 – Экспериментальные результаты по влиянию конструкции калибра и места размещения матрицы на напряжение на матрице (1) и

коэффициент вытяжки () в системе валок – матрица (а), пример

определения области осуществимости и поиска оптимальных условий

ведения процесса (б) 

       Разработаны рекомендации и требования по выбору эффективных режимов ведения процесса, рациональной конструкции и компоновки оборудования, при использовании которых, создан комплекс новых технических решений (а.с. № 1194578, № 1450214, № 1690882, № 1669603).

Особый интерес заслуживает техническое решение по изобретению № 1669603, отличительной особенностью которого является возможность деформирования с большими значениями величины показателя уширения. Используя данную особенность, разработана технология, и спроектирована  технологическая линия  (рисунок 14) для получения плющеной ленты под порошковую проволоку из круглой заготовки диаметром 12 – 14 мм применительно к условиям ОАО “ЗСМК”. Ожидаемый экономический эффект 18 млн. рублей в год (в ценах 2010 г.).

Рисунок 14 – Технологическая линия для получения плющеной ленты в

условиях ОАО “ЗСМК”

Полученные теоретические и экспериментальные результаты по изучению совмещенного метода прокатки-прессования представляют большой интерес при практической реализации процесса литья-прессования, развитие которого является приоритетным и отмечено в перечне критических технологий. Процесс литья-прессования стал возможным после открытия метода прокатки-прессования, который перевел прессование из циклического процесса в непрерывный. Материалы диссертации позволяют определить энергоэффективные режимы ведения процесса литья-прессования, рациональные размеры литой заготовки, комплекс разработанных устройств (а.с. № 1194578, № 1450214, № 1690882, № 1669603) расширяет область выбора нужной конструкции оборудования.

3.4 Особенности реализации принципов совмещения методов ОМД при

работе системы очаг деформации валковая арматура

  В процессе прокатки важную роль играет слаженность работы системы очаг деформации – валковая арматура, настройка и надежность работы которой непосредственно влияют на материальные и энергетические затраты, качество готовой продукции, частоту инцидентов.

  В процессе работы система очаг деформации – валковая арматура выполняет много важных функций. Все они реализуются за счет использования продольной силы, создаваемой обслуживаемой клетью, что дает основание рассматривать работу системы очаг деформации – валковая арматура как совмещенный метод ОМД. Проведенные исследования показали: величина продольной силы изменяется в широких пределах в зависимости от условий деформирования, конструктивных особенностей калибров, что обеспечивает различные условия для работы рассматриваемой системы в каждом конкретном пропуске, создавая предпосылки к возникновению инцидентов. Предложены количественные критерии работоспособности системы и методика их расчета. Верхний уровень оценки ограничен прочностью деталей валковой арматуры, нижний – возможностью выполнения ею возложенных функций. Степень опасности возникновения инцидентов определяется сопоставлением продольной силы в очаге деформации с критериям работоспособности системы очаг деформации – валковая арматура.

       Возможность оценки вероятности возникновения инцидентов в системе очаг деформации – валковая арматура позволяет определить потенциально опасные пропуски и сосредоточить на них внимание  в процессе  монтажа и последующей эксплуатации системы, что сокращает материальные затраты, благодаря исключению по этой причине времени непредвиденных простоев и брака.  Разработаны рекомендации по улучшению работоспособности системы очаг деформации – валковая арматура, методы управления рисками и материальная оценка их последствий.        

  1. Использование результатов исследований в

промышленности и учебном процессе

  В условиях непрерывного мелкосортного стана 250-1 сортопрокатного цеха ОАО “ЗСМК” внедрен совмещенный метод ОМД прокатка-разделение неприводным делительным инструментом. С использованием разработанных методик, математической модели определена область осуществимости процесса, установлены предельные значения коэффициента вытяжки в 15 клети, формирующей сочлененный профиль, допустимая толщина перемычки, компоновка оборудования, обеспечивающая продольную устойчивость, защищенные патентом на способ продольного разделения № 2379138. Разработана оригинальная конструкция делительного инструмента, защищенная патентом на полезную модель № 53597. Проведена большая работа по адаптации процесса к условиям цеха и изучению изменения технологических параметров. В результате проведенной работы удалось обеспечить экономию материальных и энергетических ресурсов при производстве арматурных профилей № 10, № 12, № 14 на непрерывном мелкосортном стане 250-1 ОАО “ЗСМК” за счет снижения в среднем на 23 кВт ч/т энергозатрат, повышения на 31 % производительности, расширить сортамент выпускаемых изделий, благодаря освоению термоупрочненной арматуры № 8 в прутках. Годовой экономический эффект (в ценах 2010 г.) составил 43,6 млн. руб., долевая часть 8,7 млн. рублей.

  Полученные зависимости для определения продольной силы и предложенные критерии работоспособности системы очаг деформации – валковая арматура использованы для анализа калибровок профилей, прокатываемых в условиях сортопрокатного цеха ОАО “ЗСМК”, в состав которого входят два мелкосортных непрерывных двухниточных стана-250 и непрерывный четырехниточный проволочный стан-250, с целью выявления пропусков с высокой вероятностью возникновения инцидентов в системе очаг деформации – валковая арматура. Пример оценки вероятности инцидентов в рассматриваемой системе, в каждом пропуске при прокатке кругов 17, 19, 20, 21 на стане 250-2 ОАО “ЗСМК” приведен на рисунке 15. В результате проведенных исследований определены пропуски, в которых велика вероятность инцидентов при работе системы очаг деформации – валковая арматура, предложены рекомендации по изменению условий деформирования по клетям,  организации монтажных работ и последующего дифференцированного мониторинга работы системы очаг деформации – валковая арматура, что позволило обеспечить экономию материальных ресурсов за счет сокращения времени непредвиденных простоев, связанных со сбоями в системе и количества брака. Полученный экономический эффект (в ценах 2004 г.) составил 374 тыс. рублей в год.

Удачный опыт оценки работоспособности системы очаг деформации – валковая арматура был использован в условиях цеха сортового проката ОАО “НКМК” на станах 500 и 450. Проведенная работа позволила разработать рекомендации по совершенствованию режимов деформирования, условий эксплуатации системы очаг деформации – валковая арматура, что привело к снижению материальных затрат за счет сокращения простоев и брака, при этом экономический эффект (в ценах 2005 г.) составил 505 тыс. рублей в год.

Рисунок 15 – Графическое представление работоспособности системы очаг

деформации – валковая арматура при прокатке кругов на стане 250-2 ОАО “ЗСМК” 

Материалы диссертации, разработанные программы для ЭВМ № 2006612893, № 2007610475 внедрены в учебном процессе при чтении лекций, на практических занятиях, при выполнении курсовых, дипломных проектов, опубликованы в трех учебных пособиях, допущенных учебно-методическим объединением в области металлургии для преподавания студентам ВУЗов страны. Учебные пособия отмечены “Золотой медалью” Кузбасской ярмарки, Новокузнецк, 2008 г.; дипломом лауреата Всероссийской выставки учебно-методических изданий “Золотой фонд отечественной науки”, Москва, 2011 г.

Основные выводы

  1. Сформулирована постановка и решены задачи по оценке величины продольной силы, возникающей при переводе реактивных сил трения в активное состояние при прокатке в гладких валках, вытяжных и сочлененных калибрах. Установлен факт низкой эффективности использования возможностей сил трения в очаге деформации, что и определяет актуальность работы. В результате проведенных планируемых экспериментов изучено влияние основных факторов на величину продольной силы, протяженность зон на контакте, получены уравнения регрессии. Установлено, что наилучшие результаты с точки зрения использования продольной силы для совмещения методов ОМД можно получить, применив прямоугольный калибр с выпуском менее 200.

       Доказано, что протяженность зон на контакте связана с соотношением активных и реактивных сил трения, а следовательно продольной силой. Получены отсутствующие в литературе теоретические зависимости для определения зон скольжения и прилипания на контакте, при совмещении методов ОМД. Установлено, что с уменьшением протяженности зон прилипания и опережения продольная сила увеличивается.

       Полученные новые данные по протяженности зон на контактной поверхности в очаге деформации позволили развить методику А.И. Целикова для расчета энергосиловых параметров и на ее основе разработать компьютерную модель применительно как к обычным процессам, так и совмещенным методам ОМД. Всесторонняя проверка методики и модели в экспериментах и сопоставление с другими методиками показала высокую точность прогнозирования результатов, ошибка не превышала  6 – 8 %. Экспериментально  установлено, что с увеличением загрузки неприводного инструмента в приводной клети в основном растет момент прокатки при незначительном увеличении усилия.

  1. Разработаны теоретические решения, обобщенные в математическую и компьютерную модели совмещенного метода прокатки в приводной–неприводной клети, необходимые для поиска энергоэффективных режимов ведения процесса и расчетов технологического оборудования. Определена область осуществимости рассматриваемого совмещенного метода ОМД, и установлено, что наиболее эффективно его использовать в черновых, промежуточных группах клетей. Доказана возможность деформирования в неприводных клетях вне непрерывных групп клетей благодаря использованию энергии движения, определены условия реализации данного технологического решения. Экспериментально доказано, что при деформировании в неприводных многовалковых калибрах требуется продольное усилие на 10 – 20% больше, чем в двухвалковых. Установлено, что коэффициент вытяжки при прокатке в приводной – неприводной клети больше, чем при такой же суммарной деформации в одной клети. 

       Исследованиями на непрерывном стане 450 среднесортного цеха ОАО “ЗСМК” установлена перспективность использования технологии прокатки в приводной - неприводной клети в черновой группе и разработаны технологические режимы деформирования, доказан факт снижения затрат электроэнергии на 0,75 кВт·ч/т при замене приводной клети на неприводную. Показаны пути интеграции рассматриваемого совмещенного метода в действующие технологии при освоении литой заготовки, при реализации технологии бескалибровой прокатки, в литейно-прокатных комплексах. Установлено, что использование в технологической цепочке неприводных клетей при увеличении вытяжной способности действующих станов позволяет снизить материальные затраты на закупку и монтаж оборудования в 3,5 – 4 раза, на эксплуатацию в 1,5 – 2 раза.

  1. Разработана математическая модель совмещенного метода ОМД прокатки-разделения неприводным делительным инструментом, позволяющая определить область осуществимости процесса, энергоэффективные технологические режимы и рациональную компоновку оборудования. Впервые предложены и изучены, способ разделения резанием неприводными дисковыми ножами, способ, снимающий ограничение по использованию неприводного делительного инструмента только в непрерывных группах, которые снижают материальные и энергетические затраты, расширяют область использования рассматриваемого метода ОМД.

       Экспериментально доказано, что с точки зрения затрат энергии наиболее эффективным является разделение резанием, при этом продольное усилие в 2 раза меньше, чем при передавливании, и в 3,1 раза меньше, чем при разрыве, в месте раздела при резании профиль не деформируется и отсутствует заусенец. Установлено, что при разделении разрывом величина продольного усилия зависит не только от толщины перемычки, но и от площади сечения и формы разделяемого профиля, что ограничивает область использования только в чистовой группе при получении мелких профилей.

  1. Получены отсутствующие в литературе зависимости для определения продольной силы и максимального коэффициента вытяжки при реализации совмещенного метода ОМД прокатки-прессования, учитывающие условия деформирования, конструктивные особенности калибров, место установки матрицы. Используя полученные зависимости и результаты экспериментов, установлено, что при 1/рср‹1 место размещения матрицы не влияет на процесс, но при 1/рср›1 для повышения эффективности процесса матрицу необходимо сместить по ходу движения металла от линии, соединяющей центры валков. На основании выявленных закономерностей определена область энергоэффективных условий ведения совмещенного метода прокатки-прессования и оптимальное расположение матрицы относительно валков. Проанализированы известные конструкции устройств и установлено, что использование при конструировании калибров неподвижных деталей приводит к повышенному потреблению энергии. Разработаны рекомендации по проектированию оборудования и выбору энергоэффективных технологических режимов, пользуясь которыми предложен комплекс новых конструкций устройств, новая технология получения плющеной ленты из сортовой заготовки, разработаны рекомендации по ведению процесса литья-прессования.
  2. На основании полученных новых знаний о величине продольной силы разработана методика  оценки вероятности возникновения инцидентов в системе очаг деформации – валковая арматура, рассматриваемой как совмещенный метод ОМД. Предложены критерии работоспособности рассматриваемой системы и методика их расчета. Разработаны методы управления рисками в данной системе и материальная оценка их последствий.
  3. В условиях производства внедрены технические и технологические решения для реализации метода прокатки-разделения неприводным делительным инструментом, методика оценки вероятности инцидентов в системе очаг деформации – валковая арматура, позволившие обеспечить экономию материальных и энергетических ресурсов. Суммарный годовой эффект от внедренных технических и технологических решений за счет снижения материальных и энергетических затрат составил 44,47 млн. рублей с долевой частью автора 9,58 млн. рублей.  Полученные в диссертации результаты внедрены в учебном процессе, в изданных трех учебных пособиях, допущенных учебно-методическим объединением в области металлургии для использования в ВУЗах страны.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих научных

изданиях:

Монография и учебные пособия

  1. Фастыковский А.Р. Совмещенные процессы, использующие резервные силы трения в очаге деформации при прокатке: монография [Текст] / А.Р. Фастыковский. – Новокузнецк: Изд-во НПК, 2007. – 246 с. 
  1. Фастыковский А.Р. Расчет оборудования прокатных клетей: Учебное пособие [Текст] /А.Р. Фастыковский. Новокузнецк. СибГИУ, 2001. – 113 с.

(Допущено секцией УМО вузов по образованию в области металлургии)

  1. Фастыковский А.Р. Основы конструирования и безаварийной работы валковой арматуры сортовых станов: Учебное пособие [Текст] /А.Р. Фастыковский, А.Н. Савельев. – Новокузнецк. СибГИУ, 2007. – 170 с.

(Допущено секцией УМО вузов по образованию в области металлургии)

  1. Фастыковский А.Р. Конструкции и расчеты оборудования прокатных клетей сортовых и листовых станов: Учебное пособие [Текст] / А.Р. Фастыковский, А.Н. Савельев. – Новокузнецк. СибГИУ, 2008. – 316 с.

(Допущено секцией УМО вузов по образованию в области металлургии)

Публикации в  рецензируемых научных журналах и изданиях

  1. Фастыковский А.Р. Оценка величины резервных сил трения очага деформации [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2001. № 8. – С. 42 – 44.
  2. Фастыковский А.Р. Методика расчета эффективности процессов, использующих резервные силы трения [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2001. № 10. – С. 12 – 14.
  3. Фастыковский А.Р. Изучение закономерностей изменения величины резервных сил трения очага деформации при прокатке [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2001. № 12. – С. 5 – 8.
  4. Фастыковский А.Р. Учет резервных сил трения при проектировании валковой арматуры [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Металлург. – 2001. № 12. – С. 43 – 44.
  5. Фастыковский А.Р. Изучение влияния переднего подпора на протяженность зон скольжения и прилипания в очаге деформации при прокатке [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2002. № 2. – С. 15 – 17.
  6. Фастыковский А.Р. Изучение резервных сил трения при прокатке в вытяжных калибрах [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2002. № 4. – С. 22 – 24.
  7. Фастыковский А.Р. Неприводные универсальные калибры – новое направление в производстве рельсов [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Металлург. – 2002. № 5 – С. 48 – 50.
  8. Фастыковский А.Р. Повышение точности сортовой прокатки [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2002. № 6. – С. 14 – 16.
  9. Фастыковский А.Р. Уточненный расчет усилия при прокатке [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2002. № 10. – С. 25 – 28.
  10. Фастыковский А.Р. Продольное разделение полосы неприводными дисковыми ножами в потоке непрерывного прокатного стана [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2002. № 12. – С. 25 – 28.
  11. Фастыковский А.Р. Оценка калибровок с учетом работоспособности валковой арматуры [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Производство проката. – 2002. № 11. – С. 14 – 16.
  12. Фастыковский А.Р. Аналитические зависимости для определения сопротивления деформации металлов и сплавов [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2003. № 2. – С. 68 – 69.
  13. Фастыковский А.Р. Особенности продольного разделения сортовых заготовок неприводными дисковыми ножами в потоке прокатного стана [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько Д.А. Фастыковский // Металлург. – 2003. № 3. – С. 51 – 53.
  14. Фастыковский А.Р. Энергосиловые параметры процесса прокатки – прессования цветных металлов и сплавов [Текст] // Известия вузов. Цветная металлургия. – 2003. № 5. – С. 47 – 51.
  15. Фастыковский А.Р. Теоретическая модель процесса бескалибровой прокатки с использованием резервных сил трения очага деформации [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2003. № 6. – С. 18 – 20.
  16. Фастыковский А.Р. Новые перспективы бескалибровой прокатки [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Производство проката. – 2003. № 6. – С. 18 – 20.
  17. Фастыковский А.Р. Увеличение эффективности прокатного оборудования за счет использования резервных сил трения очага деформации [Текст] // Известия вузов. Машиностроение. – 2003. № 6. – С. 59 – 63.
  18. Фастыковский А.Р. Особенности продольного разделения сдвоенных несимметричных профилей в потоке прокатного стана [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько // Известия вузов. Черная металлургия. – 2003. № 8. – С. 23 – 24.
  19. Фастыковский А.Р. Оценка возможностей процесса прокатки – прессования [Текст] // Кузнечно – штамповочное производство. Обработка металлов давлением. – 2004. № 2. – С. 3 – 6.
  20. Фастыковский А.Р. К вопросу о процессе прокатки – прессования [Текст] // Известия вузов. Цветная металлургия. – 2004. № 2. – С. 67 – 70.
  21. Ефимов О.Ю. Оценка степени технологических рисков в системе валки – арматура непрерывного мелкосортного стана [Текст] / О.Ю. Ефимов, А.Р. Фастыковский, В.Я. Чинокалов // Сталь. – 2008. – № 2. – С. 63 – 64.
  22. Ефимов О.Ю. Освоение технологии прокатки – разделения на непрерывном мелкосортном стане [Текст] / О.Ю. Ефимов, А.Р. Фастыковский, В.Я. Чинокалов, И.В. Копылов // Сталь. – 2008. – № 4. – С. 50 – 51.
  23. Ефимов О.Ю. Использование технологии прокатки – разделения на стане 250-1 [Текст] / О.Ю. Ефимов, В.Я. Чинокалов, И.В. Копылов, А.Р. Фастыковский // Сталь. – 2008. – № 8. – С. 78 – 80.
  24. Фастыковский А.Р. К вопросу продольного разделения полосы неприводными устройствами в потоке прокатного стана [Текст] // Производство проката. – 2009. – № 3. – С. 4 – 8.
  25. Фастыковский А.Р. Экспериментальное изучение процесса прокатки – прессования [Текст] // Кузнечно – штамповочное производство. Обработка металлов давлением. – 2010. № 11. – С. 11 – 14.
  26. Fastykovskii A.R. Region for Extrolling and Effective Deformation Modes // Russian Journal of Non-Ferrous Metals. – 2011. – Vol. 52 – № 3. – РР. 230 – 233.

Авторские свидетельства на изобретения, патенты, свидетельства на официальную регистрацию программ ЭВМ в гос. реестре

  1. А.с. 1180097  СССР, МКИ4  В21В 31/22. Рабочая клеть прокатного стана [Текст] / А.Р. Фастыковский , Н.А. Челышев; (СССР). - № 3708906/22 – 02; заявл. 11.03.84; опубл. 23.09.85, Бюл. № 35.
  2. А.с. 1194578 СССР, МКИ4  В22F 3/18, В30В 15/02. Устройство для получения заготовок из порошковых материалов [Текст] / А.Р. Фастыковский , Н.А. Челышев; (СССР). - № 3745172/22 – 02; заявл. 24.05.85; опубл. 30.11.85, Бюл. № 44.
  3. А.с. 1233971 СССР, МКИ4  В21В 27/00, В21С 51/00. Узел валков для исследования процесса прокатки [Текст] / А.Р. Фастыковский, Н.А. Челышев; (СССР). - № 3736705/22 – 02; заявл. 27.04.84; опубл. 30.05.86, Бюл. № 20.
  4. А.с. 1375369 СССР, МКИ4  В21В 39/14, 45/02. Устройство для центрирования сортового проката [Текст] / А.Ф. Кузнецов, Н.А. Челышев, А.Р. Фастыковский и др.; (СССР). - № 3989572/31 – 02; заявл. 17.12.85; опубл. 23.02.88, Бюл. № 7.
  5. А.с. 1450214 СССР, МКИ4  В21С 23/08. Устройство для непрерывного прессования / А.Р. Фастыковский, Н.А. Челышев; (СССР). - № 3902835/25 - 27; заявл. 16.04.85; не публикуется.
  6. А.с. 1669603 СССР, МКИ5 В21С 23/00. Устройство для непрерывного прессования [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Кадыков; (СССР). -  № 4684122/27; заявл. 26.04.89; опубл. 15.08.91, Бюл. № 30.
  7. А.с. 1690882 СССР, МКИ5  В21С 23/21. Устройство для непрерывного прессования [Текст] / А.Р. Фастыковский; (СССР). - № 4720917/27; заявл. 19.07.89; опубл. 15.11.91, Бюл. № 42.
  8. Пат. 2185903 Россия, МПК7  В21В 1/10.  Способ прокатки [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько; (РФ). - № 20021105206/02; заявл. 23.02.01; опубл. 27.07.2002, Бюл. № 21.
  9. Пат. 2201816 Россия, МПК7 В21В 1/02. Способ продольного разделения проката [Текст] / А.Р. Фастыковский, В.Н. Перетятько; (РФ). -  № 2001128267/02; заявл. 18.10.01; опубл. 10.04.2003, Бюл. № 10.
  10. Пат. 2221653 Россия, МПК7 В21В1/02 Способ прокатки несимметричных профилей [Текст] / А.Р. Фастыковский;  (РФ). - № 2002116928/02; заявл. 24.06.02; опубл. 20.01.2004, Бюл. № 2.
  11. Пат. на полезную модель 53597 U1 Россия, МПК7 В21В 1/02 Кассета для продольного разделения горячего раската [Текст] / А.Р. Фастыковский и др.; (РФ). - № 2005141321/22; заявл. 28.12.05; опубл. 27.05.2006, Бюл. № 15.
  12. Пат. 2379138 Россия, МПК7 В21В 1/02.  Способ продольного разделения проката [Текст] / О.Ю. Ефимов, А.Р. Фастыковский, и др.; (РФ). - № 2008122748/02; заявл. 04.06.08; опубл. 20.01.2010, Бюл. №2.
  13. РФ Свидетельство об официальной регистрации программы для ЭВМ в гос. реестре № 2006612893. Моделирование деформации в приводных – неприводных клетях [Текст] / А.Р. Фастыковский, А.Н. Матвеенко. – Заявка № 2006611932; (РФ). - № 2006611932; заявл. 13.06.06; зарегистрировано  11.08.06.
  14. РФ Свидетельство об официальной регистрации программы для ЭВМ в гос. реестре № 2007610475. Расчет энергосиловых параметров горячей прокатки [Текст] / А.Р. Фастыковский, О.В. Вандакуров. – Заявка № 2006614099; (РФ). - № 2006614099; заявл. 01.12.06; зарегистрировано  26.01.07. 





© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.