автореферат диссертации по металлургии, 05.16.05, диссертация на тему:Исследование процесса бесслитковой прокатки стальной полосы с целью определения эффективных технологических и конструктивных параметров

На правах рукописи

Николаев Виктор Алексеевич

ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА БЕССЛИТКОВОЙ ПРОКАТКИ СТАЛЬНОЙ ПОЛОСЫ С ЦЕЛЬЮ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЭФФЕКТИВНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ И КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ

Специальность 05 16 05 - «Обработка металлов давлением»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание узеной степени кандидата технических наук

Москва-2008

Работа выполнена в ОАО «Научно-исследовательский, проектный и конструкторский институт сплавов и обработки цветных металлов» (ОАО «Институт Цветметобработка»)

Научный руководитель доктор технических наук, профессор

Бровман Михаил Яковлевич

Официальные оппоненты доктор технических наук, профессор

Шаталов Роман Львович

кандидат технических наук Трайно Александр Иванович

Ведущая организация ОАО «Московский металлургический завод

«Серп и молот»

Защита состоится «§j> 2008 г. в 1500 часов на заседании

диссертационного совета Д217038 01 при ОАО «Институт Цветметобработка» (119017, Москва, Пыжевский пер, дом 5)

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ОАО «Институт Цветметобработка»

Автореферат разослан <^»апреля 2008 г

Ученый секретарь диссертационного совета Ревина H И

Справки- (495) - 951 - 50 - 55; www cmet ru e-mail, post@cmet.ru

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Начиная с 1990-х годов многие страны, включая Россию, уделяют большое внимание технологии бесслитковой прокатки (БП) для производства тонких стальных полос, основанной на применении валковых литейно-прокатных агрегатов (ВЛПА) Эта технология является новой для черной металлургии

Главные достоинства технологии БП - малая энергоемкость и высокая экологическая чистота производства, при этом обеспечиваются малые капитальные и эксплутационные затраты По многим удельным показателям указанная технология, несмотря на относительно малую годовую производительность (100 - 500 тыс т/год), выигрывает по сравнению с традиционными технологиями производства стальных полос, что делает ее перспективной при создании мини-заводов.

Для успешного освоения и развития технологии валковой бесслитковой прокатки тонких стальных полос необходим анализ процесса пластической деформации полосы при бесслитковой прокатке, который существенно отличается от процесса обычной продольной прокатки Важно определить критерии выбора эффективных основных параметров ВЛПА, в частности, диаметра валков-кристаллизаторов Необходимы решения по повышению эффективности охлаждения валков-кристаллизаторов, гарантирующие получение стальных полос требуемой толщины и высокого качества

Отмеченное свидетельствует об актуальности темы диссертационной

работы.

Работа выполнена в соответствии с планами НИР ОАО «Институт Цветметобработка»

Дель работы и задачи исследования. Цель настоящей работы исследование процесса пластической деформации тонкой стальной полосы при бесслитковой прокатке, разработка новых технологических и технических решений, направленных на освоение БП в отечественной черной металлургии, и, в первую очередь, при создании мини-заводов

Задачи исследования:

1. Исследование и расчет эффективных параметров процесса БП стальных полос, в том числе определение протяженности зоны пластической деформации, допустимой скорости полосы, критериев выбора диаметра ВК.

2 Анализ особенностей сопротивления деформации и уширения стальных полос.

3 Разработка мероприятий по повышению эффективности охлаждения валков-кристаллизаторов (ВК) и разработка новых их конструкций

4. Анализ технологии БП как основы создания мини-завода

* Научный консультант - доктор технических наук Ашихмин Г В

3

Научная новизна. В работе получены и выносятся на защиту следующие результаты, отличающиеся научной новизной

1 Разработанная методика расчета и результаты определения эффективных параметров процесса бесслитковой прокатки стальных полос, включая скорость полосы, которая обеспечивает необходимый запас длины зоны пластической деформации, анализ особенностей сопротивления деформации и упшрения полосы

2 Обоснование выбора технологических параметров процесса, обеспечивающих его реализацию при любых диаметрах валков-кристаллизаторов

3 Разработанные оригинальные конструкции валков-кристаллизаторов с максимальным приближением охладителя к поверхности контакта валка с полосой и с ассиметричным охлаждением по окружности бочки, предназначенные для повышения эффективности охлаждения валков

4. Анализ производительности и методика приближенной оценки затрат на создание мини-завода на основе ВЛПА

Практическая значимость и реализация результатов работы. Разработанная комплексная методика расчета эффективных параметров процесса БП и установленные критерии к выбору диаметров ВК будут способствовать освоению технологии БП стальных полос на отечественных предприятиях, а также определению основных параметров ВЛПА при их конструировании

Разработанные конструкции ВК могут обеспечить значительное повышение эффективности охлаждения и увеличение стойкости валков за счет снижения термических напряжений в бандажах (патенты РФ № 2310546 и №2315682)

На Московском заводе по обработке цветных металлов полученные решения используются для совершенствования технологии БП цинкового сплава и разработки проекта ВЛПА повышенной производительности в связи с организацией производства на новой площадке завода

Результаты и выводы диссертации приняты к использованию на Новокраматорском машиностроительном заводе (ЗАО «НКМЗ»), на фирме «Оснастка» (г. Краматорск, Украина), в научно-исследовательском и проектно-технологическом институте машиностроения (г Краматорск, Украина)

Обоснованность и достоверность полученных результатов и выводов основаны на использовании положений современной теории прокатки, на анализе большого объема экспериментальной информации и подтверждены использованием результатов рядом предприятий

Личный вклад соискателя. При проведении исследований, результаты которых опубликованы в соавторстве, диссертантом предложены основные идеи технических и технологических решений и выполнен анализ результатов расчетов

Публикации. Основное содержание диссертации опубликовано в 11 статьях, общий объем публикаций составляет 71 стр , из них лично автору

диссертации принадлежит (указано в скобках в списке публикаций) 41 стр. (58%) Получено 2 патента РФ на изобретения.

Апробадия работы. Основные положения диссертационной работы были представлены на конференциях. 1-й межд. конф. молодых специалистов «Металлургия XXI века» (2005, Москва, ВНИИМЕТМАШ), 2-й межд конф. молодых специалистов «Металлургия XXI века» (2006, Москва, ВНИИМЕТМАШ); межд н-техн конф. «Совершенствование процессов и оборудования обработки давлением в металлургии и машиностроении» (2006, Краматорск, Украина, ДГМА), 3-й межд н-техн конф. «Прогрессивные технологии в металлургии стали XXI век» (2007, Донецк, Украина, ДонНТУ), межд. н-техн конф «Современные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов» (2007, Санкт-Петербург, СПбГПУ) Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, выводов и списка использованных источников из 242 наименований Общий объем работы. 193 страницы машинописного текста, включая 58 рисунков, 7 таблиц, 4 приложения.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1 Исследование и расчет основных параметров процесса БП стальных полос

Современный уровень бесслитковой прокатки стальных полос

Первые отечественные НИР по бесслитковой прокатке стальных полос были проведены еще в 1939 - 40 гг на опытном ВЛПА Московского металлургического завода «Серп и молот»

В начале 1990-х годов исследования процесса БП стальных полос были поставлены на современном уровне в АХК «ВНИИМЕТМАШ им акад А И Целикова», были созданы опытно-промышленные агрегаты и разработан проект промышленного ВЛПА (В В. Егоров и др.). Ряд работ, а также проект промышленного агрегата выполнен фирмой «ОЗМА» (О А Тимохин).

Настоящая диссертационная работа выполнена в развитие ранее проведенных в ОАО «Институт Цветметобработка» всесторонних исследований процесса БП тонких широких полос из алюминия и цинка (А М Кац, В С Кузнецов, Р Л Шаталов, Ю Ф Щевакин).

За рубежом в последние 20 лет ведущими машиностроительными и металлургическими фирмами и университетами Европы (проект «ЕигозШр»), США, Австралии и Японии (проект «Сазйф»), и других стран разработаны конструкторские и технологические решения и создано 10 промышленных ВЛПА для производства тонких (толщиной 1 - 5 мм) широких (шириной 1500 - 2000 мм) полос из углеродистых и коррозионностойких сталей

Работы отечественных и зарубежных ученых и специалистов в области БП могут служить основой для успешного освоения в отечественной черной металлургии технологии бесслитковой прокатки тонких стальных полос

Вместе с тем, проведенный аналитический обзор статей, книг, патентов и диссертационных работ показал, что в ранее выполненных разработках недостаточно изучены процессы пластической деформации полосы в процессе БП; необходимо продолжать работы по повышению эффективности охлаждения валков-кристаллизаторов

Важной задачей является проведение исследований, ориентированных на создание отечественных технологий бесслитковой прокатки стальных полос и ВЛПА, превышающих по своим параметрам достигнутый на сегодня зарубежный уровень

Определение протяженности зоны пластической деформации и допустимой скорости полосы при БП

Будем рассматривать схему реализации БП стальной полосы, когда жидкий металл заливают сверху в зазор между валками-кристаллизаторами (в дальнейшем, для краткости, - валками) как показано на рисунке 1 и на рисунке 2 Для того чтобы создать замкнутую ванну жидкого металла и предотвратить его кристаллизацию на боковых поверхностях слитка, к торцевым поверхностям валков прижимают плиты из огнеупорного материала Такая схема успешно реализована на промышленных агрегатах

Положение мениска жидкого металла АВ относительно плоскости 0\-0% (у = 0), проходящей через оси валков, определяет угол а (см. рисунок 2) От мениска, т е. от точек А я В начинается кристаллизация жидкого металла, и на рабочих поверхностях обоих валков формируются две твердые корки металла толщиной 8(т), где т - время В какой-то момент времени % = т0 две твердые корки соприкасаются в точке С (где у = у0) Угол у, соответствующий этому сечению, можно определить из соотношения

[л + 5(т:0)]со8у = Л + 0,5й, (1)

где к - конечная толщина полосы (в сечении у- 0), при этом время а ~ V

т0 =--, здесь со - угловая скорость валков (2)

©

Рисунок 1 - Общая схема состава оборудования технологической линии с валковым ЛПА для производства тонких стальных полос 1 - ковш, 2 - промежуточный ковш, 3 - разливочное устройство, 4 - ВЛПА, 5 - полоса, б - тянущие ролики, 7 - прокатная клеть, 8 - участок охлаждения, 9 - ножницы, 10 -моталка

Ширина мениска жидкого металла Я определена соотношением 2/гсоза +Я= 2И +к, откуда

Н = к+2Л(1-соза). (3)

От точки С (у = уо) начинается пластическая деформация полосы валками, т е собственно процесс прокатки.

Длина всей контактной зоны металла с валками I равна-

1 = = Д^/гО-сова) = 2Дип|, (4)

а длина зоны пластической деформации - к), где й0(или 2б(т0)) -

определяется решением уравнения (1), для чего следует принять конкретное выражение для функции 5(т) Величина й0 - это толщина полосы в сечении, проходящем через точку С, т.е пщу=уй

Если увеличивать скорость процесса БП, то получим режим, при котором у = О, й0 = К т е точка С будет при некоторой критической скорости ук расположена на оси х (у = 0)

Можно осуществлять процесс и при V > ук, когда жидкая фаза будет расположена и ниже плоскости у = 0, т.е при у < 0 как показано пунктиром на рисунке 2 Однако, это существенно изменяет процесс и ухудшает качество полосы, так как металл не будет подвергаться пластической деформации сразу после окончания кристаллизации ухудшает структуру и может наблюдаться повышенная пористость металла, могут возникнуть несплошности, расслоения металла, а иногда возможно раздутие средней по ширине части полосы под действием давления жидкого металла. Поэтому полосы, полученные со скоростью V > ук, могут иметь большую поперечную разнотолщинность

Для обеспечения высокого качества полос процесс БП следует осуществлять при V < ук и у > 0 (см рисунок 2); при этом необходимо иметь некоторый «запас» по V (см ниже формулу (9)) Реализация процесса при у > 0 требует обоснованного определения угла у и знания зависимости толщины корки полосы § от времени.

Во многих работах по непрерывной разливке металлов для определения толщины корки слитка используют «закон квадратного корня»

5 = (5)

где к\ - коэффициент кристаллизации, т - время от начала кристаллизации

Рисунок 2 - Схема к расчету параметров процесса БП

Однако формула (5) дает недостоверные результаты для начальной стадии кристаллизации и быстро протекающего процесса кристаллизации тонких полос.

Поскольку при БП весь процесс затвердевания-деформации полосы в очаге кристаллизации-деформации (ОКД) продолжается от долей секунды до 2 - 3 с, в нашей работе использована соответствующая этому условию формула М Я БровманаиАВ Царева

где к и хо - постоянные величины для данного металла или сплава к - постоянная, аналогичная коэффициенту кристаллизации и имеющая размерность м2/с, х0 - постоянная величина, имеющая размерность м, определяющая увеличение толщины корки слитка в начальные моменты кристаллизации.

Скорость затвердевания 5 согласно формуле (6) равна Ь = с1Ыск = к/^х1 + 2кг и при т О величина б-*к/х0, те. скорость затвердевания является величиной конечной Таким образом, физический смысл постоянной хо состоит в том, что она характеризует скорость затвердевания в самом начале процесса кристаллизации, когдах0 - к/8(0)

Если время затвердевания велико, что характерно для слитков большой толщины, то х1« 2кх и можно приближенно принимать х0 я 0 и применять формулу (5).

После подстановки §(т) из (6) в уравнение (1) и с учетом (2) получаем уравнение для определения у

а-у =

юД2

2Л) \ Я Я Л ) \ я

(7)

стеи-

2£соз у

При у = 0 получаем формулы для определения критических скоро-

2ка

- угловой скорости валков. ш„ = —- х, ,

' к(О,25к + х0) ^ (8)

- линейной скорости полосы ук = сокЛ На основании опытных данных были определены величины к и х0 для

углеродистых сталей, к = (0,45 -1,0)-5, м2/с и хй = (2,4 - 6,0)-3, м

Значительный разброс данных является естественным, он зависит от изменений температуры расплава и химического состава металла, от температуры поверхности валков В каждом конкретном случае величины к и хо должны уточняться

Принимая величины а в пределах а = 20°-30° (обоснование - см ниже), получим соотношение между к и Я в виде Я = к + (0,12 -г 0,2б)Д Длина зоны пластической деформации составит / = ^Я(к0 - к) = - сову) 2, а зоны затвердевания (вдоль оси у) Ь~1- - к) - - к) Величина к0 = к + 2Щ-сову)

Всегда имеются отклонения толщины корки А8 от номинальной Анализ отклонений и степень их разброса приведен в ряде работ. Например, в работах М Я Бровмана и А М Каца установлено, что разнотолщинность корки в начале процесса кристаллизации металла может достигать 30%, а затем она уменьшается до 8 - 12%

В валковых ЛПА весь процесс затвердевания жидкого металла происходит с высокой скоростью и поэтому можно допустить, что разнотолщинность (утонение) корки достигает 30%.

Отклонения, связанные с возможным утонением корки являются опасными, и для их учета следует на 30% увеличить к в формулах (8) Тогда вместо критической скорости ук необходимо ориентироваться на меньшую -эффективную величину скорости [у] В этом случае формулу для расчета [у] надо записать в виде:

1,54АоЯ

(9)

И-

/г(0,33й + х0)

В качестве примера на рисунке 3 приведены данные расчетов [у] и ук для случая литья-прокатки полос разной толщины в валках-кристаллизаторах диаметром 1000 мм (при к = 0,8 • Ю^м^с, х0 = 3,0 10"3м)

Возможные колебания угла у приводят к изменению длины зоны пластической деформации I и соответственно - степени деформации закристаллизовавшейся полосы. Если колебания у таковы, что возможно достижение величин у = 0, /г0 = й, то в этом критическом случае / = 0, т.е длина зоны деформации сокращается до нуля. Такой режим опасен как было показано выше. Поэтому всегда необходимо обеспечивать выполнение условия />0, те у<ук, а для этого с учетом А5 практически надо принимать у<[у].

Следовательно скорость [у] необходимо несколько уменьшить до у£, чтобы обеспечить требуемую пластическую деформацию полосы (относительное обжатие порядка 15% и более) Тогда, исходя из заданной величины 8 и соотношения

/г, мм

Рисунок 3 - Скорости стальных полос разной толщины в валках £> = 1000 мм для углов а = 20° и 30° (сплошные линии - эффективная скорость [у], пунктирные - критическая скорость ук)

А

1 +

2Д(1-соау)'

к

определяем угол у и, подставив в формулу (9) вместо а величину (а - у), находим требуемую скорость уе <[у].

Практически при углах у в пределах у = 2° - 5° соответствующая длина зоны деформации / обеспечивает обжатие а = 20 - 30% при толщине полосы к = 1 - 4 мм и диаметрах валков £> = 500 - 1500 мм

Превышение значений £ = 20 - 30% может привести к большим усилиям и моментам прокатки, к необходимости увеличения жесткости ВК и клети в целом, а также к большому влиянию опережения и уширения в зоне прокатки на все параметры ОКД

Технологические основы выбора диаметра валков-кристаллизаторов

В технологии БП тонких стальных полос особая роль принадлежит валкам-кристаллизаторам, которые одновременно выполняют две функции -кристаллизатора «с подвижной стенкой» и деформирующего инструмента Несмотря на то, что валки являются важным элементом технологического процесса и диаметры валков в известных ВЛПА существенно отличаются (от 500 до 1800 мм), критерии выбора этого важного конструктивного и технологического параметра БП не сформулированы

Отметим главные ограничения процесса БП, которые следует учитывать при определении диаметра ВК

Для обеспечения эффективного процесса следует выполнять очевидное условие'

5(Т1> > 0,5/г, (10)

где 8(т1) - толщина затвердевшей корки полосы за время ть Т] = Rv.lv - время движения металла вдоль дуги, определяемой углом а, с окружной скоростью V = са Л (со - угловая скорость валка)

Фактически это условие равносильно рассмотренному выше ограничению скорости полосы v < ук (или у£ < [v])

Имеется еще одно ограничение параметров процесса - это величина угла а, определяющего уровень мениска жидкого металла относительно плоскости выхода полосы из ВК Угол а не должен быть чрезмерно большим, иначе возникает опасность подстуживания расплава в тонком клиновом слое у краев мениска, что может привести к появлению тонких окисленных слоев у поверхности полосы

По результатам анализа, проведенного в диссертации, было установлено, что эффективное значение угла а составляет 30° (см также таблицу 1)

В экспериментах на опытном агрегате ВНИИМЕТМАШ (В В Егоров, А И Майоров) при БП стальных полос толщиной 1 - 2 мм в валках диаметром 600 мм наилучшие результаты по разнотолщинности полосы были получены при а = 30°, по сравнению с а = 13° уменьшилась чувствительность процесса к колебаниям в подаче расплава (см. ниже)

Отметим техническое противоречие- для увеличения скорости полосы, а, следовательно, и производительности валкового агрегата желательно угол а увеличивать (см формулы (8) или (9)), однако при этом уменьшается угол контакта края мениска с поверхностью валка вблизи точки А (см. рисунок 2), что может привести к локальному переохлаждению металла и ухудшению его качества Приходится выбирать угол а настолько большим, насколько это возможно без ухудшения качества полосы С таким же выбором мы сталкиваемся при определении (как было показано выше) скорости полосы, которую хотелось бы увеличивать, но без потери в качестве полосы

Таким образом, при выборе диаметра ВК необходимо учитывать.

1. Основные технологические параметры процесса Б1Т угол а, характеризующий уровень мениска расплава, и скорость полосы v.

При любом диаметре валков можно получать полосы высокого качества и обеспечивать стабильную работу ВЛПА, если выбраны эффективные значения а и v Превышение эффективных а и v приведет к снижению качества полосы из-за недостаточной степени пластической деформации или из-за затвердевания тонких слоев металла у краев мениска

2. Производительность ВЛПА. чем больше D (и больше v - см формулы (8) и (9)), тем больше производительность агрегата <7*

<7 = р£М' = ^^-^^,т/час(приа=30о), (П)

0j25/Í Xq

где р — плотность металла, кг/м35 b - ширина полосы, м

3 Требуемую степень деформации полосы s, которая зависит и от ско-

сс

рости v, и от D, т е от длины зоны контакта металла с валками L-D sin—.

2

К дополнительной оценке технологических характеристик процесса

Рассмотрим ряд характеристик процесса в дополнение к приведенным выше оценкам основных технологических параметров а и v.

Оценим характерные параметры процесса БП при следующих исходных данных (рисунок 4) D = 1000 мм; h = 1 - 4 мм, Ъ = 1000 мм, угол мениска а = 10 ° - 30°; ширина мениска Я = h + 2i?(l - cosa), зависящая от его уровня

Т г» a 2

Длина зоны пластической деформации полосы I - Ry (см рисунок 2) при D = 1000 мм, a = 30° и углах у = 2° и 5° равна1 у, ° /, мм //!,%

2 17,0 6,8

5 42,5 17,0

Скорость выхода полосы v при указанных исходных данных определяли по формуле (9), приняв к = 0,8 10"sm2/c и х0 = 3,0 10~3м Результаты расчетов согласно принятым исходным данным приведены в таблице 1

Таблица 1 - Скорости у и (см рисунок 4) и возможные колебания уровня

мениска расплава АI

a, ° 10 20 30

h, мм 1,0 2,0 3,0 4,0 1,0 2,0 3,0 4,0 1,0 2,0 3,0 4,0

Я, мм 16 17 18 19 61 62 63 64 135 136 137 138

v, м/мин 19,2 9 5,4 3,6 38,4 17,4 10,8 7,8 57,6 26,4 16,2 11,4

Vo, м/мин 1.2 1,08 0,9 0,78 0,6 0,558 0,516 0,486 0,42 0,39 0,354 0,33

AZ,, мм 2 1,71 1,48 1,29 1,04 0,93 0,85 0,81 0,71 0,65 0,59 0,55

AL/L, % 2,3 1,96 1,71 1,49 0,61 0,54 0,5 0,47 0,28 0,26 0,24 0,22

й = 1 мм и 4 мм (в скобках) при О = 1000 мм (без учета упругой деформации рабочей клети ВЛПА)

Согласно данным таблицы 1 и рисунка 4, время прохождения металлом всей дуги контакта его с валками Ь, равное т = Ыу, составит к, мм 1,0 2,0 3,0 4,0 т,с 0,27 0,58 0,95 1,35 Значения г не зависят от угла а с увеличением а одновременно прямо пропорционально увеличиваются и Ь и V

Скорость деформации при В = 1000 мм и б = 20 50% составит б = (5 10) с"1 при V = 100 м/мин.

Из условия постоянства расхода металла в любом сечении ОКД в единицу времени рЬку = р'ЬНу0 (где р и р' - плотность твердого и

жидкого металла) определили скорость металла на мениске у0 = V —

Я р

В таблице 1 приведены результаты расчета скоростей уиу0 (условно принято р = р') Из приведенного соотношения можно оценить влияние случайных колебаний v и уо друг на друга

Помимо этого, важна оценка возможных колебаний уровня мениска X Были проведены (для принятых исходных данных) расчеты при дополнительном быстром введении в межвалковую зону объема расплава, составляющего 10% от (2 (см таблицу 1), Представленные данные свидетельствуют о том, что при а = 20 - 30° колебания уровня мениска ДЬ в несколько раз меньше, чем при а = 10°

В отношении независимости процесса БП от колебаний уровня мениска жидкого металла предпочтительнее схема ВЛПА с горизонтальной (или боковой) подачей расплава, которую широко применяют при производстве полос из алюминия и цинка.

О явлении налипания металла на валки

При горячей и холодной прокатке хорошо известно явление налипания (наваривания) частиц прокатываемого металла на валки. Особого внимания заслуживает это явление применительно к процессу БП, когда имеют дело с дорогостоящими валками, поверхность которых приходится постоянно зачищать, и с необходимостью выпуска из ВЛПА тонкой полосы с заданной шероховатостью поверхности

В диссертации проанализированы возможные схемы локального удаления с поверхности полосы фрагментов металла цилиндрической и конической формы. Получены расчетные зависимости, характеризующие условия, при которых происходит «вырывание» этих фрагментов из поверхностного слоя полосы.

Предотвращению локального приваривания частиц металла к валку и улучшению качества поверхности полосы могут способствовать следующие мероприятия

- разработка эффективных конструкций ВК и систем их охлаждения, не допускающих на1рева поверхности валков свыше 200 - 250 °С,

- применение эффективных смазок и усовершенствование систем смазки поверхностей валков;

- применение валков с небольшой встречной конусностью, чем обеспечивается скольжение валков относительно полосы в тангенциальном направлении с разрушением локальных участков сварки путем среза

2 Анализ особенностей сопротивления

деформации и уширения стальных полос

Особенности изменения сопротивления деформации стали в процессе БП

Сопротивление деформации а при горячей прокатке полос часто определяют как функцию температуры металла г, его степени деформации

6 = 1п(й<//гг) и скорости деформации е - уг/1 Можно использовать известные (К Инуйе,МЯ Бровман и др ) формулы типа:

а = а0г"' (ё)"г ехр(- и3г), (12)

где <То> «ь «2> Щ - величины для данного металла или сплава постоянные. В формуле (12) величина о0 это - сопротивление деформации при базовых (постоянных) условиях испытания

Термомеханические характеристики процесса БП £, е и ? к определению а будут следующими

(13)

- степень деформации е = 1п-~ = 1п

, К 2 1 +—вигу Ъ

■ скорость деформации г = -

-1п

1 К 2 " 1 + —эт у

к

(14)

Лету

- температура г, которую в случае тонкой полосы принимают усредненной по ее толщине

При стационарном режиме и параболическом распределении температуры по толщине полосы максимальная величина теплового потока

АХМ ....

д = ——, (15)

п

где % - коэффициент теплопроводности, At = tц-tт¡, здесь ta и tГ - соответственно температура центра и поверхности полосы толщиной /г

Тогда, при д = (2-б) 106 Вт/м2, А. = 30Вт/мгр и /г = 4 10"3м перепад температуры At по толщине полосы согласно формуле (15), будет равен Д? = = 67 - 200 °С

Если принять, что температура поверхности полосы равна =1050-1200 °С (как обычно у стальных непрерывнолитых слябов), то температура центральных слоев полосы в этом случае будет равной ta = 1117-1400 °С, те средняя температура /ср = 1260 °С После завершения затвердевания тонкой полосы происходит быстрое изменение распределения температуры, и максимальный перепад температуры по ее толщине может уменьшиться до 100 °С, в этом случае усредненную величину о можно определять при /ср = 1200 °С

Для оценки особенностей изменения а в условиях БП были проведены эксперименты по одноосному растяжению образцов при высоких температурах, при этом цилиндрические образцы вырезали из слитка, полученного полунепрерывным литьем

На рисунке 5 приведены графики функций о(е) для стали 45 Видно, что за исключением небольшого начального участка (при е < 0,015%) упрочнения нет, и величина с(е) не зависит от 8, но сильно зависит от скорости деформации е

0,02 0,04 0,06 0 08 0,10

012

0,14 0 16 0,18 8,%

Рисунок 5 - Экспериментальные кривые с(е) для стали 45 при е = 4,16 10 5 с"1 (сплошные линии) и б = 2,1 10-5 с"1 (пунктирные), цифры у кривых - температура С °С

М Я Бровманом было показано, что в области высоких температур, близких к температуре плавления, зависимость <т от скорости деформации, т е а(б) близка к линейной, когда <т = Се.

Сравнивая величины о при одинаковых степенях деформации и различных скоростях деформации, те. с^ = С(в)"! и а2 = С(в)* , получим о, /с2 = (е, /е2)"г Отсюда можно определить величину и2

Й2=^(о,/О2Х18(6,/62)Г, (16)

характеризующую зависимость сопротивления деформации от скорости деформации

На рисунке 6 приведен график функции и2(0. дающий представление о зависимости о углеродистой стали от г при высоких температурах, точки получены по формуле (16), на основании проведенных опытов По этим экспериментальным данным получена эмпирическая формула, удовлетворительно описывающая функцию и2(0

п2 =0,14 + 3,7 107

/ \i6

(17)

где in.

температура плавления металла

Полученные результаты свидетельствуют о том, что в диапазоне t ~ 900 - 1400 °С можно принимать п2 - const = 0,14, как это обычно принимают для большинства сталей Только в области температур, близких к температуре затвердевания, т е при t > 1400 °С, происходит резкое и быстрое увеличение вплоть до величины п2 = 1,0

При и2 = 1,0 и б = (5-10) с-1

составляющая (s)"2 в формуле (12) в 4-7 раз меньше, чем при и2 = 0,14

С увеличением скоростей БП температура центральных слоев деформируемой полосы повышается и может превысить 1400 °С Для расчета сопротивления деформации углеродистых сталей при />1400 "Си e^lO""4-10"5)с"! можно предложить соотношение

а»(3,0-3,5) 1014ехр(-1,54 10~2i) е,МПа (18)

В то же время для металла на поверхности полосы (при t = 1000 - 1200 °С) целесообразно применять обычные формулы a(s,s,t) типа (12) для углеродистой стали

1100

Рисунок б - График функции и2(Г), точки получены по экспериментальным данным, линия - аппроксимация функции по формуле (17)

Анализ влияния е на сопротивление деформации других сталей может быть также проведен с использованием изложенной методики

Особенности уширения стальной полосы

Уширение полос при БП имеет специфические особенности и при неправильном его учете может нарушить процесс литья-прокатки Несмотря на большое число исследований, посвященных процессу БП цветных металлов, уширению полос уделено мало внимания и имеются лишь отдельные указания на это явление Исключение составляют экспериментальные исследования уширения полосы из цинкового сплава, проведенные Р.Л. Шаталовым, А.М. Кацем, М.В. Кудиным и др на Московском заводе ОЦМ На наличие уширения при БП стальных полос указывает О А. Тимохин

Уширение полосы при БП начинает развиваться с сечения ОКД, где завершается кристаллизация слитка и начинается его обжатие валками, т.е ниже плоскости, проходящей через точку С - точку, где заканчивается лунка жидкой фазы (см рисунок 2)

Уширение приводит к давлению на торцевую плиту и действует на участке прокатки протяженностью /, где торцевая плита препятствует свободному уширению полосы. Такое давление может сыграть отрицательную роль при реализации процесса, поскольку возможно «отжатие» огнеупорной плиты, что приведет к возникновению зазоров между плитой и торцевыми поверхностями валков, к попаданию жидкого металла в эти зазоры и к возникновению дефектов полосы

Для уменьшения отрицательного влияния уширения следует рекомендовать выполнение торцевых плит составными по их высоте верхняя часть плиты контактирует с расплавом, а нижняя - с кромками полосы в зоне уширения, т е ниже точки С (см. рисунок 2). Можно торцевые плиты спрофилировать так, чтобы после деформации и уширения полосы ее боковые грани (кромки) были плоскими

В настоящее время на ВЛПА для «компенсации» уширения полосы в сплошных торцевых плитах делают скосы в зоне уширения Составные торцевые плиты по сравнению со сплошными имеют, по крайней мере, два очевидных преимущества

1 - верхняя и нижняя части составной плиты могут быть изготовлены из материалов, существенно разных по эксплутационным свойствам и стоимости,

2 - возможна раздельная замена верхней и нижней частей составной плиты в случае, когда их стойкость будет существенно отличаться.

Подобные конструктивные решения важны, если иметь ввиду, что в затратах на производство полосы (по проекту ЕигозШр) доля затрат на плиты составляет 21%, а на ВК -19%

Для приближенной оценки уширения тонкой стальной полосы в процессе БП была получена формула (на основе решения М Я Бровмана).

к

АЬ = Ьйг\а.-±, (19)

п

где ДЪ - абсолютное уширение (АЬ = Ь-Ь0, Ъ и Ь0 - соответственно конечная и исходная ширина полосы), ка - толщина полосы в сечении ОКД, где закончен процесс кристаллизации металла (см рисунок 2), г - показатель уширения

При больших отношениях ширины полосы к длине зоны деформации г = 8 1СГ3. Тогда формула (19) в окончательном виде.

А£ = Ь0-8-10~3 1п— (20)

к

Например, при к- 4 10~3м, /?0 =8 10~3м и Ь0 =1м абсолютное уширение АЪ = 1 8 10"31п(8 / 4)=5,5 • 10"3 м, т е 5 мм или 0,5% от Ь0

Относительное уширение полосы ру

ру=АЬ/Ь0 = 0,81п(к0/к),% (21)

Результаты расчетов по формуле (20) хорошо согласуются с экспериментальными данными М.М Сафьяна, Ю В Коновалова и др., полученными при горячей прокатке тонких стальных полос (д0 >1000 мм) на широкополосовых станах

К расчету энергосиловых параметров прогресса БП стальной полосы

На основе решений, полученных в диссертации, предложена методика расчета энергосиловых параметров при пластической деформации стальной полосы в процессе БП Приведенные формулы для расчета энергосиловых параметров содержат взаимосвязанные величины а, у, а и V, которые относятся как к жидкой, так и к твердой фазам металла в ОКД и определяют эффективность осуществления совмещенного процесса кристаллизации-деформации, его производительность и качество полосы

3 Повышение эффективности охлаждения ВК и улучшение условий их эксплуатации

Разработки, направленные на повышение эффективности охлаждения валков-кристаллизаторов необходимы для обеспечения высокопроизводительного процесса БП, расширения марочного и размерного сортамента агрегатов, а также для достижения высокой стойкости бандажей ВК

Из решения стационарного уравнения теплопроводности получили оценки распределения по толщине бандажа температур и напряжений при внутреннем охлаждении бандажей разной толщины В частности, определили максимальную температуру /тетна поверхности валка в контакте с металлом

X [А2-1 + {А>+1)1пА]' { )

где максимальная величина теплового потока, действующего на валок, Вт/м2, Я - внешний радиус бандажа, м, А, - коэффициент теплопроводности, Вт/м град, А = Я/го (г0 - внутренний радиус бандажа, м)

К

Для тонкостенных бандажей, когда й6 «Я и А«1+— (где

/г6 -(Я-г0) - толщина бандажа), можно принять А2 тогда

, „ЯшЛ

Л +

2К

Я

Я 1п

Я

(23)

Л

Из работ А Н Шичкова, В Н Хлопонина, Э А Гарбера и др известно, что охлаждением внешней поверхности валка можно значительно влиять на среднюю температуру валка и его минимальную температуру, однако на участке непосредственного контакта валка с горячим металлом влиять на (тах интенсивностью охлаждения внешней поверхности валков практически невозможно Формулы, полученные в диссертации, позволяют рассчитать параметры температурного режима валков с внутренним охлаждением и определить условия, при которых исключаются термические напряжения, приводящие к пластическим деформациям поверхностных слоев валков и термическим трещинам

При быстром нагреве поверхностного слоя бандажа и при Дг = ?тах -tmm термические напряжения в бандаже равны атерм = £арА?, где (тт - температура на внутренней поверхности (радиусом г0) бандажа, Е - модуль упругости материала бандажа; ар - температурный коэффициент термического расширения При этом необходимо соблюдение условия стерм <ат/и, где аТ - предел текучести материала бандажа при его рабочей

температуре, п — 1,4 - коэффициент запаса прочности по термическим напряжениям

Для выполнения этого условия, например, при ат=240МПа;

Е = 2 10пН/м2 и ар = 10""5 град'1 необходимо, чтобы максимальный перепад температуры по толщине бандажа Д? не превышал 120°С. На рисунке 7 приведены величины А~1 = г0/Я, при которых гтах = 120 °С.

Уменьшить tmзx и обеспечить допустимый перепад Дг можно только интенсивным внутренним охлаждением, но для того, чтобы оно было эффективным, необходимо, чтобы внутренний радиус бандажа г0 был бы

О ОД ОД ОД ОД 0,5 0,6 0,7 Дм Рисунок 7 - Допустимые величины г0 /К при разных наружных диаметрах £> валков, исключающие пластические деформации при одностороннем нагреве и <7шх = 1 МВт/м2

близок к Я, ,т е для уменьшения tmш поверхность охлаждения следует приблизить к поверхности нагрева

В отличие от ВК с подачей воды в каналы на поверхности оси, была разработана конструкция ВК с максимальным приближением охладителя к поверхности контакта валка с металлом (патент РФ № 2315682)

Такой валок (рисунок 8) имеет сплошную ось 1 и бандаж 2 с каналами в виде тонкостенных труб 3 для подачи охладителя. Трубы вморожены в бандаж на части их длины и соединены по концам с коллекторами (в виде полых колец) 4 и 5, расположенными по краям бандажа. Коллекторы позволяют по-разному соединять трубы друг с другом, а сами трубы могут быть круглого или овального сечения, гладкие или с рифлением на их внутренней поверхности

в который вморожены тонкостенные трубы

Другие преимущества предложенной конструкции

- высокая жесткость ВК, поскольку отпадает необходимость сверления осевого канала, проходящего через все тело валка,

- надежная посадка бандажа- посадочная поверхность оси гладкая (нет каналов на поверхности оси, которые значительно уменьшают площадь посадочной поверхности),

- исключены протечки охладителя, которые иногда наблюдаются в обычных конструкциях ВК из-за ослабления посадки на краях бандажа,

- валок технологичнее в изготовлении и дешевле, чем в случае использования бандажа со сверлеными отверстиями

В известных конструкциях ВК система внутреннего охлаждения обеспечивает равномерное распределение охладителя по всему периметру бандажа В то же время внешний нагрев со стороны полосы воздействует, в основном, только на малый участок поверхности ВК, соответствующий углу 20 - 30°, т е является существенно асимметричным

Была разработана конструкция ВК (рисунок 9), которая обеспечивает преимущественное охлаждение именно той части поверхности валка, которая подвергается интенсивному нагреву от металла (патент РФ № 2310546) При этом может быть обеспечено равномерное температурное поле в валке, независимо от того вращается он или нет (в аварийной ситуации)

На оси 1 валка закреплен бандаж 2 с вмороженными в него трубами 3, которые соединены между собой коллектором 4 (согласно патенту РФ

№ 2315682). В осевом канале валка, служащим для подачи охладителя, установлен на оправке 6 эксцентрик 5 с уплотнением на его поверхности (рисунок 9). Эксцентрик 5 позволяет закрыть часть радиальных каналов 8-11 для подачи охладителя к бандажу 2 и обеспечивает преимущественную его подачу именно к той части поверхности валка, которая подвергается усиленному нагреву.

Рисунок 9 - Валок-кристаллизатор с устройством для асимметричного охлаждения по

окружности бочки

Как показано на рисунке 9, эксцентрик 5 полностью перекрывает подачу воды в радиальный канал 10 и допускает поступление только незначительного количества воды в радиальные каналы 9 и 11\ основная часть охладителя поступает в радиальный канал 8. Поскольку полость коллектора 4 разделена стенками 12 - 15 на четыре части, соответственно углам 90°, то канал 8 обеспечивает подачу охладителя только в семь труб и эффективное охлаждение только одной четверти поверхности валка Валок вращается, но эксцентрик 5 на оправке 6 остается неподвижным и все время перекрывает полностью или частично доступ охладителя к тем участкам поверхности ВК, которые не подвергаются сильному нагреву При необходимости оправку с эксцентриком можно повернуть с помощью реечного устройства 7.

В отличие от известных конструкций ВК, в которых, как бы ни увеличивали расход охладителя, одновременно усиливают охлаждение не только нагретых участков бандажа, но и холодных (что не нужно и только увеличивает термические напряжения и усиливает изгиб валка), разработанная конструкция позволяет эффективно охлаждать именно тот участок валка, который нагрет до более высокой температуры.

При любой конструкции ВК повышенная эффективность их охлаждения (см., например, формулы (22) и (23)) будет достигнута при изготовлении бандажей из высокотеплопроводных хромовых бронз, разработанных А.К Николаевым (ОАО «Институт Цветметобработка») для теплообменников различного типа

Следует также отметить, что любая система охлаждения валков будет неэффективной при образовании на поверхностях охлаждающих каналов слоя солей (накипи) Этот слой может значительно (в 1,5 - 2,0 раза и более) уменьшить тепловой поток и увеличить нагрев валка. Поэтому для охлаждения дорогостоящих и сложных по конструкции ВК необходимо использовать замкнутую систему охлаждения с циркуляцией через валки постоянного объема воды, предварительно подвергнутой химической обработке для удаления солей

4 Технология БП стальных полос как основа создания мини-завода

Преимущества современных металлургических мини-заводов (ММЗ) листового профиля по капиталовложениям и затратам энергии, экологической чистоте и технологической гибкости производства заметно усиливаются в случае применения технологии БП и компактных ВЛПА

Успешное применение технологии БП стальных полос и соответствующего оборудования требует разносторонней их оценки, в том числе, производительности ВЛПА и затрат на создание производства необходимой мощности

В диссертации рассмотрен ряд ситуаций, когда необходимо обеспечить заданную годовую производительность мини-завода С?год

Пусть при проектировании ММЗ необходимо обеспечить получение полосы с поперечным сечением йх6 с годовой производительностью Сгод, а один ВЛПА обеспечивает, согласно формуле (11), годовую производительность, равную &тгод, где тгод - число рабочих часов в году Тогда необходимое число агрегатов п будет определено соотношением

Понятно, что следует принимать число агрегатов п целым (округляя до целого числа полученную расчетную величину)

Для оценки затрат на создание и эксплуатацию ММЗ надо для предварительной оценки, разделить затраты на составляющие С\ - стоимость механического оборудования; С2 - стоимость электрического оборудования и систем автоматики; Сз - стоимость работ по строительству, включая затраты на очистные сооружения и природоохранные мероприятия, С4 - стоимость обслуживания и ремонта оборудования завода

Эти составляющие С,{г = 1 4) представлены в виде определенных функций диаметра Д те С = С^П) + С2(П) + С3(£>) + С4(1>) при условии обеспечения заданной производительности

(25)

т/метр диаметра валка - годовая производитель-

ность агрегата при Б = 1 м.

В диссертации приведены приближенные зависимости для определения С,(г =1 .4) в виде С, = а,£>"'

Надо иметь ввиду, что с увеличением диаметра валков стоимость самого двухвалкового агрегата (без учета стоимости других агрегатов в технологической линии) может резко возрасти (показатели щ и щ ориентировочно составляют щ = 1,5 - 2,8 и и2 = 2,5 - 3,1)

В целом технология бесслитковой прокатки стальных полос в валковых агрегатах может стать эффективным дополнением к традиционной технологии, не конкурируя с ней, и может стать основой создания мини-заводов

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1 Разработана комплексная методика расчета основных параметров процесса пластической деформации стальной полосы при бесслитковой прокатке, которая отличается учетом зависимости длины зоны пластической деформации от скорости прокатки

На основе разработанной методики определены эффективные технологические параметры процесса БП, обеспечивающие устойчивость процесса, заданную производительность ВЛПА и высокое качество готовой продукции

2. Анализ скоростного режима процесса показал, что с учетом возможных отклонений (утонений) толщины корки полосы от номинальной (до 30%) следует ориентироваться на скорость полосы, обеспечивающую необходимый запас длины зоны пластической деформации с тем, чтобы она не могла уменьшаться до нуля

3. Показано, что длина зоны деформации в пределах у = 2 - 5° (у - угол, характеризующий сечение ОКД, в котором начинается обжатие полосы) позволяет обеспечить пластическую деформацию требуемой величины (е = 20 - 30%) при И = 500 -1500 мм для полос толщиной 1 - 4 мм

4. Установлено, что основными технологическими параметрами к выбору диаметра валков являются угол, характеризующий уровень мениска жидкого металла и скорость полосы Выбор эффективных значений этих параметров обеспечит успешную реализацию процесса БП при любых диаметрах валков

При выборе диаметра ВК для конкретного ВЛПА необходимо учитывать не только угол а и скорость полосы V, но и производительность агрегата и требуемую степень деформации полосы е.

5 Величина сопротивления деформации металла а при бесслитковой прокатке зависит от соотношения протяженности зон кристаллизации и пластической деформации полосы, причем с повышением скорости БП возрастает и температура металла С повышением температуры углеродистой стали и с приближением ее к температуре плавления резко усиливается зависимость сопротивления деформации от скорости деформации

6 Расчеты энергосиловых параметров при БП и обычной горячей прокатке тонких полос отличаются принципиально в случае БП расчетные формулы содержат ряд взаимосвязанных величин (а, у, о, у), которые по своей сути определяют саму возможность осуществления совмещенного процесса кристаллизации-деформации, его эффективность и качество полосы

7 Анализ уширения при БП стальной полосы приводит к выводу о том, что торцевые плиты следует изготавливать составными по высоте, при этом части плиты должны быть изготовлены из разных материалов и иметь разные усилия поджатая к торцам валков.

8. Проведен анализ процесса деформации стальной полосы при налипании металла на валки. Разработана расчетная методика и предложены мероприятия, направленные на повышение качества поверхности стальной полосы

9 Показано, что внутреннее охлаждение ВК может значительно уменьшить перепад температур по толщине бандажа, но только в том случае, когда охлаждаемая поверхность близка к нагреваемой

Разработана конструкция валка-кристаллизатора с максимальным приближением охладителя к поверхности контакта валка с полосой, обладающая преимуществами по сравнению с известными конструкциями (патент РФ № 2315682)

10 Разработана конструкция ВК с асимметричным охлаждением по окружности бочки, позволяющая повысить долговечность ВК и уменьшить термические напряжения в бандаже (патент РФ № 2310546) за счет преимущественного охлаждения той части поверхности валка, которая подвергается интенсивному нагреву

И.Применительно к созданию мини-завода проанализировано влияние диаметра валков-кристаллизаторов на производительность ВЛПА и предложена методика приближенной оценки затрат на изготовление агрегатов с валками разных диаметров

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНО В РАБОТАХ

1 Николаев, В Ал Особенности и некоторые проблемы литейно-прокатных агрегатов с валковыми кристаллизаторами [Текст] / В Ал Николаев // Металлургия XXI века. Труды первой международной конференции молодых специалистов - М ВНИИМЕТМАШ им акад А И Целикова, 2005. С 130-135

2. Бровман, МЯО повышении качества поверхности полосы при прокатке в валковых совмещенных агрегатах [Текст] / М Я Бровман, В Ал Николаев//Производство проката 2006 №5 С 9-14 (авт -Зстр)

3 Бровман, МЯ Процесс формирования полосы и основы расчета технологических режимов валковых ЛПА [Текст] / М Я Бровман, В Ал Николаев // В кн. Медь Латунь Бронза Уч пос для вузов Под общей ред Ю Н. Райкова. - М, ОАО «Институт Цветметобработка», 2006 С 319-331 (авт - 7 стр.)

4. Бровман, МЯ Возможности валковых литейно-прокатных агрегатов при создании мини-заводов [Текст] / М Бровман, В. Полухин, В. Николаев // Национальная металлургия 2006 №5 (сентябрь - октябрь) С 37-41 (авт. - 2 стр )

5 Бровман, М.Я Протяженность зоны пластической деформации и допустимая скорость при бесслитковой прокатке [Текст] / МЯ. Бровман, В .Ал Николаев, В.П. Полухин // Металлы 2007 № 1. С 44-49 (авт - 2 стр)

6. Николаев, В.Ал. Некоторые особенности процесса бесслитковой прокатки стальных полос [Текст] / В Ал Николаев // Производство проката. 2007. №5 С. 11-13.

7 Бровман, М Я Анализ температурного режима и повышение эффективности охлаждения валков и роликов [Текст] / М Я Бровман, В Ал Николаев, В.П Полухин // Производство проката. 2007 №7 С 36 - 43 (авт - 3 стр)

8 Бровман, М Я. Технологические основы и критерии выбора диаметра валков-кристаллизаторов при бесслитковой прокатке [Текст] / МЛ. Бровман, В.Ал. Николаев // Производство проката 2007 №11. С 2-6 (авт. - 3 стр.)

9. Бровман, МЯ Сопротивление пластической деформации стали в процессе валковой бесслитковой прокатки [Текст] / М Я. Бровман, В Ал. Николаев, В П Полухин // Металлы. 2007 №4 С 33-40 (авт - 3 стр )

Ю.Николаев, В.Ал Элементы теории бесслитковой прокатки стальных полос [Текст] / В Ал. Николаев // «Современные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов». Труды международной научно-технической конференции - Санкт-Петербург СПбГПУ, 2007 С 108-113.

И.Бровман, М.Я. Определение производительности валковых ЛПА и затрат на их изготовление для новых мини-заводов [Текст] / М Я. Бровман, В.Ал Николаев//Производство проката 2008 №1 С. 39-43 (авт.-3 стр)

ОРИГИНАЛЬНЫЕ РАЗРАБОТКИ ЗАЩИЩЕНЫ ПАТЕНТАМИ:

1. Валок установок непрерывного литья металлов [Текст] пат 2310546 Рос. Федерация- МПК B22D 11/124 / Бровман М.Я, Николаев В Ал, Полухин В.П - 2006117128/02, заявл 19 05.2006, опубл. 20 11 2007, Бюл №32 -6 сил

2. Валок-кристаллизатор установок непрерывного литья-прокатки металлов [Текст]: пат. 2315682 Рос Федерация. МПК B22D 11/06 / Бровман МЯ., Николаев В Ал., Полухин В П. - 2006114603/02; заявл. 02.05 2006, опубл 27 01 2007, Бюл №3. - 10 с ил

Подписано в печать 24 04 2008 г Печать трафаретная

Заказ № 296 Тираж 100экз

Типография «11-й ФОРМАТ» ИНН 7726330900 115230, Москва, Варшавское ш, 36 (495) 975-78-56, (499) 788-78-56 www autoreferat ru

ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ.

ВВЕДЕНИЕ.

1 НОВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ПРОИЗВОДСТВА ТОНКИХ

СТАЛЬНЫХ ПОЛОС НА ОСНОВЕ БЕССЛИТКОВОЙ

ПРОКАТКИ (АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР).

1.1 Основные этапы развития БП.

1.2 Состояние технологии и технико-экономические показатели БП стальных полос.

1.3 .Современный уровень научных исследований и проблемы процесса БП.

1.4 Валки-кристаллизаторы как важный элемент технологического процесса БП.

В 1848 г. Г. Бессемер (Англия) запатентовал способ получения металлических полос путем совмещения в одном агрегате процессов кристаллизации и пластической деформации металла. Такой способ было предложено реализовывать следующим образом: в зазор между двумя вращающимися охлаждаемыми валками заливают жидкий металл; на поверхностях валков кристаллизуются корочки металла, которые после их соединения образуют сплошную полосу, которая в этих же валках-кристаллизаторах подвергается пластической деформации - прокатке.

Почти 100 лет спустя эта идея Г. Бессемера, позволяющая значительно сократить число трудоемких и энергоемких технологических операций (и соответствующего оборудования) при производстве полос, получила воплощение в виде промышленных агрегатов в ряде стран. Начиная с 1930-х годов, валковые литейно-прокатные агрегаты (ВЛПА) широко используются во многих странах (имеется несколько сотен агрегатов) для производства полос из цветных металлов: алюминия, цинка, свинца и меди, т.е. из металлов, имеющих по сравнению со сталью существенно меньшую температуру плавления.

Технология производства полос с применением ВЛПА получила название бесслитковой прокатки (БП); название общепринятое, но не совсем точное, поскольку любая технология, основанная на использовании непрерывного литья, является, по своей сути, бесслитковой.

Многолетний опыт подтвердил достоинства технологии производства полос из цветных металлов с применением этих агрегатов. Главные преимущества - малая энергоемкость и высокая экологическая чистота производства; при этом также обеспечиваются малые капитальные и эксплутационные затраты. По многим удельным показателям указанная технология, несмотря на относительно малую годовую производительность (100 - 500 тыс.т/год), также выигрывает по сравнению с традиционными технологиями производства полос.

Бесслитковая прокатка в последние годы начинает находить применение и в черной металлургии. С 1990-х годов усилиями ведущих-машиностроительных и металлургических фирм и университетов Европы (проект «Eurostrip»), США, Австралии и Японии (проект «Castrip»), и других стран разработаны конструкторские и технологические решения и создано более 10 промышленных ВЛПА для производства тонких (толщиной 1-5 мм) широких (шириной 1500 - 2000 мм) полос из углеродистых и коррозионностойких сталей. Судя по имеющимся публикациям, устойчиво начали работать три агрегата: на фирмах «Nucor» (г. Кроуфордсвилл, США), «Krupp Thyssen Nirosta» (г. Крефельд, Германия) и «Nippon Steel» / «Mitsubishi Heavy Industries» (г. Хикари, Япония).

В России научно-исследовательские работы по созданию ВЛПА для черной металлургии проводятся в АХК «ВНИИМЕТМАШ им. акад. А.И. Це-ликова». ВНИИМЕТМАШ разработал и построил два опытных ВЛПА, на которых проведен комплекс НИР; разработан проект промышленного ВЛПА.

Проводятся также работы в ОАО «Институт Цветметобработка» в развитие ранее выполненных в институте исследований по бесслитковой прокатке тонких широких полос из алюминия и цинка. Ряд работ, а также проект промышленного агрегата выполнен фирмой «ОЗМА» (г. Москва).

Следует отметить, что в России первые НИР по бесслитковой прокатке стальных полос были проведены еще в 1939 - 40 гг. на опытном ВЛПА, установленном на Московском металлургическом заводе «Серп и Молот», хотя они не привели к созданию надежной технологии. В последние годы были проведены предварительные проектные проработки по созданию ВЛПА на заводе «Серп и Молот» и Лысьвенском металлургическом заводе.

Технология производства тонких стальных полос, основанная на применении ВЛПА, является новой в черной металлургии; с ней связаны интересные перспективы в строительстве отечественных мини-заводов.

Для успешного освоения и развития технологии бесслитковой прокатки тонких стальных полос необходим анализ процесса пластической деформации стальной полосы при бесслитковой прокатке, который существенно отличается от процесса обычной продольной прокатки. Важно определить критерии выбора основных параметров валкового агрегата, в частности, диаметра валков-кристаллизаторов. Необходимы новые подходы к определению сопротивления деформации металла и уширения полосы с учетом особенностей бесслитковой прокатки. Следует получить решения по повышению эффективности охлаждения валков-кристаллизаторов, гарантирующие получение стальных полос высокого качества.

Только такими разносторонними исследованиями может быть обеспечено создание и успешное освоение отечественных агрегатов и технологий, превышающих по своему уровню зарубежные аналоги.

Внедрение технологии на основе бесслитковой прокатки стальных полос будет способствовать повышению эффективности отечественных предприятий черной металлургии и созданию региональных мини-заводов.

Указанное выше свидетельствует об актуальности исследований, которым посвящена настоящая диссертационная работа.

Цель работы и задачи исследований приведены ниже (п. 1.5).

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Разработанная комплексная инженерная методика расчета основных параметров процесса пластической деформации стальной полосы при бесслитковой прокатке, отличительной особенностью которой является законченный вид, не требующий дополнительного решения вспомогательных задач для получения конечного результата. Установленные принципиальные отличия расчетов энергосиловых параметров при БП и обычной горячей прокатке тонких полос.

2. Методика определения скорости полосы, которая обеспечивает необходимый запас длины зоны пластической деформации и гарантирует осуществление заданного обжатия полосы при БП.

3. Установленные основные физические параметры процесса БП тонких полос и технологические критерии выбора диаметра валков, обеспечивающие успешную реализацию процесса БП при любых диаметрах валков.

4. Анализ процесса деформации стальной полосы при налипании частиц металла к поверхности валков и мероприятия, направленные на повышение качества поверхности стальной полосы.

5. Анализ особенностей и расчетная оценка сопротивления деформации и уширения стальной полосы в процессе БП.

6. Результаты анализа эффективности внутреннего охлаждения валка-кристаллизатора и разработанная конструкция валка-кристаллизатора с максимальным приближением охладителя к поверхности контакта валка с полосой (патент РФ № 2315682). Разработанная конструкция ВК с асимметричным охлаждением по окружности бочки, позволяющая повысить долговечность ВК и снизить термические напряжения в бандаже (патент РФ №2310546).

7. Результаты анализа влияния диаметра ВК на производительность ВЛПА и методика приближенной оценки затрат на изготовление агрегатов с валками разных диаметров.

Практическая значимость и реализация результатов работы отражены в приложениях А - Г.

Работа выполнена* в соответствии с планами НИР ОАО «Институт Цветметобработка».

Диссертационная записка и автореферат оформлены в соответствии с межгосударственными стандартами ГОСТ 7.32-2001 и ГОСТ 7.1-2003. Научный консультант - доктор техн. наук Г.В. Ашихмин

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

1. Разработана комплексная инженерная методика расчета основных параметров процесса пластической деформации стальной полосы при бесслитковой прокатке в валковом агрегате, не требующая дополнительного решения вспомогательных задач для получения конечного результата.

2. Анализ скоростного режима процесса показал, что с учетом возможных отклонений (утонений) толщины корки полосы от номинальной (до 30%) следует ориентироваться на скорость полосы, обеспечивающую необходимый запас длины зоны пластической деформации с тем, чтобы она не могла уменьшаться до нуля.

3. На основе разработанной методики определены эффективные технологические параметры процесса БП, обеспечивающие устойчивость процесса, заданную производительность ВЛПА и высокое качество готовой продукции. В частности, установлено, что рациональные углы мениска лежат в пределах а = 20 -30

4. Показано, что длина зоны деформации в пределах у = 2 - 5° (у — угол, характеризующий сечение ОКД, в котором начинается обжатие полосы) позволяет обеспечить пластическую деформацию требуемой величины (е = 20 — 30%) при В = 500 - 1500 мм для полос толщиной 1-4 мм.

5. Установлено, что основными параметрами процесса бесслитковой прокатки тонких полос и технологическими параметрами к выбору диаметра валков являются угол мениска жидкого металла у поверхностей валков и скорость БП. Обоснованный выбор указанных параметров обеспечит успешную реализацию процесса БП при любых диаметрах валков.

В целом показано, что при выборе диаметра ВК необходимо учитывать угол а и скорость полосы V, производительность агрегата и требуемую степень деформации полосы 8.

6. Величина СПД при бесслитковой прокатке зависит от соотношения протяженности зон кристаллизации и пластической деформации полосы, причем с повышением скорости БП возрастает и температура металла. С повышением температуры металла и с приближением ее к температуре плавления резко усиливается зависимость СПД от скорости деформации.

7. Расчеты энергосиловых параметров при БП и обычной горячей прокатке тонких полос отличаются принципиально: в случае БП расчетные формулы содержат ряд взаимосвязанных величин (а, у, а, V), которые по своей сути определяют саму возможность осуществления совмещенного процесса кристаллизации-деформации, его эффективность и качество полосы.

8. Анализ уширения при БП стальной полосы приводит к выводу о том, что торцевые плиты следует изготавливать составными по высоте, с тем, чтобы уширение полосы не приводило к возникновению зазоров между ними и торцами валков.

9. Проведен анализ процесса деформации стальной полосы при налипании металла на валки. Разработана расчетная методика и предложены мероприятия, направленные на повышение качества поверхности стальной полосы.

10.Показано, что внутреннее охлаждение ВК может значительно уменьшить перепад температур по толщине бандажа, но только в том случае, когда охлаждаемая поверхность близка к нагреваемой. Разработана конструкция валка-кристаллизатора с максимальным приближением охладителя к поверхности контакта валка с полосой, обладающая преимуществами по сравнению с известными конструкциями (патент РФ № 2315682).

11.Разработана конструкция ВК с асимметричным охлаждением по окружности бочки, позволяющая повысить долговечность ВК и уменьшить термические напряжения в бандаже (патент РФ № 2310546) за счет преимущественного охлаждения той части поверхности валка, которая подвергается интенсивному нагреву.

12.Применительно к созданию мини-заводов проанализировано влияние диаметра валков-кристаллизаторов на производительность ВЛПА и предложена методика приближенной оценки затрат на изготовление агрегатов с валками разных диаметров.

Преимущества современных мини-заводов заметно усиливаются в случае применения технологии БП и компактных ВЛПА, что открывает новые возможности для развития отечественной черной металлургии и, в первую очередь, региональных мини-заводов, ориентированных на производство тонких полос и листов, сварных труб и гнутых профилей.

Практическая значимость полученных в диссертации технических и технологических решений и их реализация на практике состоят, в частности, в следующем:

- На Московском заводе по обработке цветных металлов полученные решения приняты для использования при совершенствовании технологии бесслитковой прокатки цинкового сплава — Т1») и разработке проекта ВЛПА повышенной производительности в связи с организацией производства на новой площадке завода (см. приложение А).

- В ОАО «Оснастка» (г. Краматорск, Украина) разработки и расчетные методики используются при проектировании валкового ЛПА новой конструкции и проработки разных вариантов конструкций валков-кристаллизаторов (см. приложение Б).

- На Новокраматорском машиностроительном заводе (ЗАО «НКМЗ», г. Краматорск, Украина) разработанный комплекс расчетных методик и практических рекомендаций принят к использованию при выборе рациональных конструкций валковых ЛПА (см. приложение В).

- В научно-исследовательском и проектно-технологическом институте машиностроения (НИИПТМАШ, г. Краматорск, Украина) разработки приняты к использованию для уточнения расчетов литейно-прокатных агрегатов (см. приложение Г).

- Разработаны конструкции валков-кристаллизаторов, обеспечивающие повышение эффективности их охлаждения, а также снижение термических напряжений в бандажах (патенты РФ № 2310546 и № 2315682).

Важной задачей остается дальнейшее проведение разносторонних исследований, ориентированных на создание отечественных технологий бесслитковой прокатки стальных полос и ВЛПА, превышающих по своим параметрам достигнутый на сегодня зарубежный уровень. Только опережающий уровень отечественных разработок может гарантировать успех наших предприятий в условиях жесткой конкуренции на рынке металлопродукции и металлургического оборудования.

1. Германн, Э. Непрерывное литье Текст. / Э. Германн; Справ, изд.: Пер. с нем.; под ред. В.И. Добаткина, B.C. Рутеса и Э.Р. Шора. М.: Метал-лургиздат, 1961.- 814 с.

2. Бесслитковая прокатка алюминиевой ленты Текст. / Матер. Всес. школы-совещания. М.: Цветметинформация, 1969. — 88 с.

3. Степанов, А.Н. Производство листа из расплава Текст. / А.Н. Степанов, Ю.В. Зильберг, A.A. Неуструев. М.: Металлургия, 1978. - 160 с.

4. Черняк, С.Н. Бесслитковая прокатка алюминиевой ленты Текст. / С.Н. Черняк, П.А. Коваленко, В.Н. Симонов. М.: Металлургия, 1976. -136 с.

5. Захаревич, Н.И. Непрерывное литье металлов в движущиеся формы (обзор зарубежной литературы 1958 1965 гг.) Текст. / Н.И. Захаревич, Л.Я. Майзлин, П.И. Софинский; под ред. В.И. Добаткина. - М.: ВИЛС, 1966.-44 с.

6. Журнал «Металлург» Текст.: специальный выпуск, посвященный бесслитковой прокатке стали. 1940. — №5.

7. Королев, A.A. Давление металла на валок при бесслитковой прокатке Текст.: дисс. . канд. техн. наук / A.A. Королев. М.: Московский ин-т стали, 1940.-390 с.

8. Кудин, М.В. Производство качественных коррозионностойких полос из цинк-титана Текст. / М.В. Кудин, Н.Ш. Босхамджиев, В.Л. Зисельман и др. // Цветные металлы. 2001. №3. С. 71 75.

9. Birat LP. Manafacture of flat products for 21 st. century // Iron and Steel-making. 1987. Vol.14. N 2. P.84 92.

10. Либерман, А.Л. Непрерывная разливка стали — современное состояние и перспективы развития Текст. / А.Л. Либерман, В.Я. Генкин // Электрометаллургия. 2002. - № 1. - С. 23 - 32.

11. Ганьжин, В. Технология XXI века. Перспективы России Текст. / В. Ганьжин, Ю. Киселев // Национальная металлургия. 2003. Янв.-февр. -С. 77-86.

12. Антипин, В.Г. Прогресс в производстве тонких стальных полос Текст. / В.Г. Антипин // Бюл. «Черная металлургия». М.: ОАО «Черметин-формация». - 2002. - №8. - С. 3 - 9.

13. Ревякин, A.B. Промышленное использование технологии непрерывной отливки тонкого листа Текст. / A.B. Ревякин // Сталь. 2001. — №5. — С. 27-30.

14. Матвеев, Б.Н. Непрерывная отливка тонких полос на микрозаводах с применением валковых кристаллизаторов Текст. / Б.Н. Матвеев // Производство проката. 2004. - № 3. - С. 44 - 47; продолжение: 2004. - №4. -С. 33-41.

15. Линденберг, Х.-У. Проект Eurostrip современный уровень техники литья полосы Текст. / Х.-У. Линденберг, Ж. Аирион, К. Шваха, Дж. Веспа-сиани // Черные металлы. - 2002. Май. - С. 70 - 77.

16. Тимохин, O.A. Конструктивные и технологические параметры литья стальной полосы Текст. / O.A. Тимохин // Черные металлы. 2000. Янв. — С. 26-31.

17. Академик Александр Иванович Целиков Текст. / сост.: В.Г. Дрозд, Б.А. Сивак, H.A. Целиков. Отв. ред. Н.В. Пасечник. М.: Наука, 2004. -613 с.

18. Сивак, Б.А. Модульный принцип основа современной металлургии Текст. / Б.А. Сивак, A.B. Протасов // Тяжелое машиностроение. - 2000. -№5.-С. 2-6.

19. Лисин, B.C. Стратегические ориентиры экономического развития черной металлургии в современных условиях Текст. / B.C. Лисин. М.: ЗАО «Издательство «Экономика», 2005. - 404 с.

20. Смирнов, А.Н. Металлургические мини-заводы Текст. / А.Н. Смирнов, В.М. Сафонов, Л.В. Дорохова, А.Ю. Цупрун. Донецк: НОРД-ПРЕСС, 2005.-468 с.

21. Егоров, В.В. Перспективы производства тонкой полосы непосредственно из расплава стали и сплавов Текст. / В.В. Егоров, В.Ю. Сосенко // В сб.: Неделя металлов в Москве. Сб. тр. конференций и семинаров. — М.: ВНИИМЕТМАШ. 2005. С. 145-146.

22. Николаев, В.Ал. Некоторые особенности процесса бесслитковой прокатки стальных полос Текст. / В.Ал. Николаев // Производство проката. — 2007. -№ 5. -С. 11-13.

23. Бровман, М. Возможности валковых литейно-прокатных агрегатов при создании мини-заводов Текст. / М. Бровман, В. Полухин, В. Николаев // Национальная металлургия. 2006. - №5 (сентябрь - октябрь). — С. 37-41.

24. Бровман, М.Я. О повышении качества поверхности полосы при прокатке в валковых совмещенных агрегатах Текст. / М.Я. Бровман, В.Ал. Николаев // Производство проката. 2006. - № 5. - С. 9-14.

25. Барановский, Э.Ф. Непрерывное литье тонких лент в валковый кристаллизатор Текст. / Э.Ф. Барановский, В.М. Ильюшенко, Г.П. Короткин, Е.В. Кулагин // Литейное производство. 1999. -№ 9. - С. 31-33.

26. Манохин, А.И. Аморфные сплавы Текст. / А.И. Манохин, Б.С. Ми-тин, В.А. Васильев, A.B. Ревякин. -М.: Металлургия, 1984. 160 с.

27. Мирошниченко, И.С. Закалка из жидкого состояния Текст. / И.С. Мирошниченко. -М.: Металлургия, 1982. 168 с.

28. Бессонов, A.M. О некоторых особенностях технологии литья и прокатки магниевых сплавов Текст. / A.M. Бессонов, Б.И. Бондарев, A.A. Ильин // Металлургия машиностроения. 2006. — №1. - С. 18-20.

29. Вейник, А.И. Тепловые основы теории литья Текст. / А.И. Вейник. — М.: Машгиз, 1953.-364 с.

30. Вейник, А.И. Теория затвердевания отливки Текст. / А.И. Вейник. — М.: Машгиз, 1960. 436 с.

31. Лыков, A.B. Теория теплопроводности Текст. / A.B. Лыков. М.: Высшая школа, 1967. — 600 с.

32. Любов, Б.Я. Теория кристаллизации в больших объемах Текст. / Б.Я. Любов. М.: Наука, 1975.-256 с.

33. Чалмерс, Б. Физическое металловедение Текст. / Б. Чалмерс. — М.: Металлургиздат, 1963. 455 с.

34. Журавлев, В.А. Теплофизика формирования непрерывного слитка Текст. / В.А. Журавлев, Е.М. Китаев. М.: Металлургия, 1974. - 215 с.

35. Специальные способы литья Текст.: справочник / Под ред. В.А. Ефимова. М.: Машиностроение, 1991. - 656 с.

36. Самойлович, Ю.А. Формирование слитка Текст. / Ю.А. Самойло-вич.-М.: Металлургия, 1977. 160 с.

37. Гуляев, Б.Б. Теория литейных процессов Текст. / Б.Б. Гуляев. — М.: Машиностроение, 1976. -214 с.

38. Китаев, Е.М. Затвердевацие стальных слитков Текст. / Е.М. Китаев. -М.: Металлургия, 1982. 168 с.

39. Борисов, В.Т. Теория двухфазной зоны металлического слитка Текст. / В.Т. Борисов. -М.: Металлургия, 1987. 224 с.

40. Ефимов, В.А. Разливка и кристаллизация стали Текст. / В. А. Ефимов. М.: Металлургия, 1984. - 552 с.

41. Самойлович, Ю.А. Тепловые процессы при непрерывном литье стали Текст./ Ю.А. Самойлович, С.А. Крулевецкий, В.А. Горяинов, З.К. Кабаков. — М.: Металлургия, 1982. 152 с.

42. Рутес, B.C. Теория непрерывной разливки Текст. / B.C. Рутес, В.И. Аскольдов, Д.П. Евтеев и др. М.: Металлургия, 1971. — 294 с.

43. Манохин, А.И. Получение однородной стали (теория и технология) Текст. / А.И. Манохин. М.: Металлургия, 1978. - 224 с.

44. Акименко, А.Д. Тепловой расчет установок непрерывной разливки стали Текст. / А.Д. Акименко. Горький: Волго-вятское кн. изд-во, 1965.-60 с.

45. Шестаков, Н.И. Тепловые процессы при непрерывной разливке стали Текст. / Н.И. Шестаков. М.: Черметинформация, 1992. - 268 с.

46. Скворцов, A.A. Теплопередача и затвердевание стали в установках непрерывной разливки Текст. / A.A. Скворцов, А.Д. Акименко. М.: Металлургия, 1966. — 190 с.

47. Бровман, М.Я. Непрерывная разливка металлов Текст. / М.Я. Бров-ман. М.: ЭКОМЕТ, 2007. - 484 с.

48. Бровман, М.Я. Энергосиловые параметры установок непрерывной разливки стали Текст. / М.Я. Бровман, Е.В. Сурин, В.Г. Грузин, A.A. Целиков, Д.П. Евтеев. М.: Металлургия, 1969. - 280 с.

49. Тавадзе, Ф.Н. Направления развития современных машин непрерывного литья металлов Текст. / Ф.Н. Тавадзе, М.Я. Бровман, Ш.Д. Рамишвили, Ю.П. Соловьев, И.К. Марченко. Тбилиси: Мецниереба, 1975. - 227 с.

50. Бровман, М.Я. Усовершенствование технологии и оборудования машин непрерывного литья заготовок Текст. / М.Я. Бровман, И.К. Марченко, Ю.Е. Кан, В.И. Иванов. Киев.: Техника, 1976. - 165 с.

51. Тавадзе5 Ф.Н.Основные направления развития процесса-непрерывного литья Текст. / Ф.Н. Тавадзе, М.Я. Бровман, Ш.Д. Рамишвили, В.Х. Римен. -М.: Наука, 1982. -217 с.

52. Кац, A.M. Теплофизические основы непрерывного литья слитков цветных металлов и сплавов Текст. / A.M. Кац, Е.Г. Шадек. М.: Металлургия, 1983.-207 с.

53. Борисов, В.Г. Управление структурой и свойствами алюминиевых сплавов в специальных видах литья Текст.: автореф. дисс. . докт. техн. наук / В.Г. Борисов. СПб: СПб гос. политехнич. ун-т, 2000. - 60 с.

54. Бундин, В.В. Разработка и оптимизация технологии производства полосовой цинковой заготовки совмещенным способом литья и прокатки Текст.: дисс. . канд. техн. наук/В.В. Бундин. -М.: 1989. -210 с.

55. Борисенко, Л.П. Разработка составов и технологии литья сплавов в валковый кристаллизатор Текст.: автореф. дисс. . канд. техн. наук / Л.П. Борисенко. Ленинград: 1989. - 20 с.

56. Кац, A.M. Исследование закономерностей и разработка рациональных параметров процесса непрерывного литья слитков медных сплавов Текст.: дисс. . докт. техн. наук / A.M. Кац. -М.: МИСиС. 1989. т. 2. -428 с.

57. Борисов, В.Г. Некоторые вопросы теории бесслитковой прокатки Текст. / В.Г. Борисов, И.И. Зюзько, С.Е. Мараев // В сб.: Бесслитковая прокатка алюминиевой ленты / Матер. Всес. школы-совещания. М.: Цветме-тинформация. 1969. С. 9 - 18.

58. Борисов, В.Г. Определение давления металла на валки при бесслитковой прокатке Текст. / В.Г. Борисов, P.A. Иванов, В.В. Чижиков // Цветные металлы. 1974. -№1. - С. 75-77.

59. Борисов, В.Г. Определение опережения при литье в валковый кристаллизатор Текст. / В.Г. Борисов, P.A. Иванов, В.В. Чижиков, М.Г. Афонь-кин, С.Г. Зонтов // Цветные металлы. 1976. - №10. - С. 53-54.

60. Борисов, В.Г. Производство проката из цветных металлов методами совмещенного литья и прокатки Текст. / В.Г. Борисов. М.: Цветметинфор-мация, 1984. - 84 с.

61. Баранов, М.В. Непрерывное литье заготовок для получения алюминиевой фольги Текст. / М.В. Баранов, Р.К. Мысик, В.Ю. Бажин. Екатеринбург: УГТУ-УПИ, 2006. - 206 с.

62. Новые технологии обработки давлением медных и цинковых сплавов Текст.: уч. пос. для вузов / P.JL Шаталов, H.A. Мочалов, Н.Ш. Босхамджиев, Г.Н. Кручер; под науч. ред. PJL Шаталова. М.: Теплотехник, 2006. - 220 с.

63. Беленький, A.A. Математическое моделирование и оптимизация процессов литья и прокатки цветных металлов Текст. / A.A. Беленький. — М.: Металлургия, 1983.-160 с.

64. Чекмарев, Ю.А. Некоторые особенности бесслитковой прокатки сплавов Текст. / Ю.А. Чекмарев, A.B. Новиков, Г.Я. Мишин. // Институт «Гипроцветметобработка». Науч. тр. Вып. 47: Плавка и литье цветных металлов и сплавов. — М.: Металлургия. 1975. С. 18-25.

65. Кузнецов, B.C. К вопросу о бесслитковой прокатке цинка Текст. / B.C. Кузнецов, Г.Я. Мишин, A.B. Новиков, Ю.А. Чекмарев // Институт «Гипроцветметобработка». Науч. тр. Вып. 45: Плавка и литые цветных металлов и сплавов. -М.: Металлургия. 1975. С. 39 41.

66. Злотин, Л.Б. Комплексная оценка качества полосы алюминия при технологическом моделировании бесслитковой прокатки Текст. / Л.Б. Злотин,

67. B.А. Мастеров, B.C. Кузнецов, Ю.М. Лейбов // Институт «Гипроцветметоб-работка». Науч. тр. Вып.53: Математическое моделирование и оптимизация процессов литья и обработки цветных металлов. — М.: Металлургия. 1978.1. C. 46-53.

68. Кодинский, Э.М. Построение математической модели температурных полей полосы и валка-кристаллизатора установок БПЛ Текст. / Э.М. Кодин-ский, А .Я. Рубинштейн // Институт «Гипроцветметобработка». Науч. тр.

69. Вып. 59: Математическое моделирование и оптимизация процессов плавки, литья и обработки цветных металлов и сплавов. — М.: Металлургия. 1980. С. 27-36.

70. Кац, A.M. Затвердевание металла при средней интенсивности теплообмена в стадии иррегулярного режима Текст. / A.M. Кац // Изв. АН СССР, Металлы. 1978.-№6.-С. 71-78.

71. Кудин, М.В. Интенсификация процесса бесслитковой прокатки лент из малолегированного цинка Текст. / М.В. Кудин, A.M. Кац, P.JI. Шаталов // Цветная металлургия. — 2002. №6. - С. 15-17. s

72. Кац, A.M. Исследование теплопередачи и затвердевания при бесслитковой прокатке малолегированного цинка Текст. / A.M. Кац, М.В. Кудин, P.JI. Шаталов // Цветные металлы. 2002. - №9. - С. 80-85.

73. Мазур, И.П. Тепловые процессы в производстве листового проката Текст. / И.П. Мазур. М.: ОАО «Черметинформация», 2002. - 102 с.

74. Салганик, В.М. Тонкослябовые литейно-прокатные агрегаты для производства стальных полос Текст. / В.М. Салганик, И.Г. Гун, A.C. Карандаев, A.A. Радионов. -М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2003. 506 с.

75. Бейер, X. Моделирование процесса разливки между двумя валками Текст. / X. Бейер, Г. Хирт, X. Хельмрат, Р. Копп, Р. Зимон // Черные металлы. 1989. - №6.-С. 19-22.

76. Линденберг, Х.У. Новая технология Eurostrip Текст. / Х.У. Линден-берг, Ж. Генрион, К. Шваха // Сталь. 2002. - №4. - С. 61-62.

77. Flik A., Hohenbichler G. Status of direct strip casting of carbon steels with Eurostrip // Steel Times International. 2002. №8. pp. 20 22.

78. Wechsler R., Campbell P. The CASTRIP process at Nucor bringing the environmentally friendly micro-mill of the future to the present // SEASI Quarterly. September. 2002. pp. 19-26.

79. Hohenbichler G. Eurostrip direct strip casting of carbon and stainless steels. Latest results from Terni and Krefeld // 4th European Continuous Casting Conference 14-16 October. 2002. Birmingham. Vol. 2. 2003. pp. 869 - 881.

80. Peiwei Bao, Hongshuang Di, Aiwen Qian, Xiaoming Zhang, Guodong Wang. 3-D Numerical Simulation of the Electromagnetic Dam of Twin Roll Casting using Edge Element Method // Journal of Materials Sciences and Technology. 2003. №2. pp. 116-119.

81. Buchner Achim R. Thin Strip Casting of Steel with a Twin Roll Caster-Correlation between Feeding System and Strip Quality // Steel Research. 2004. №1. pp. 5-12.

82. Бровман, М.Я. Протяженность зоны пластической деформации и допустимая скорость при бесслитковой прокатке стальных полос Текст. / М.Я. Бровман, В.Ал. Николаев, В.П. Полухин // Металлы. 2007. - № 1 (январь - февраль). - С. 44-49.

83. Бровман, М.Я. Сопротивление пластической деформации стали в процессе валковой бесслитковой прокатки Текст. / М.Я. Бровман, В.Ал. Николаев, В.П. Полухин // Металлы. 2007. - №4 (июль - август). - С. 33-41.

84. Бровман, М.Я. Анализ температурного режима и повышение эффективности охлаждения валков и роликов Текст. / М.Я. Бровман, В.Ал. Николаев, В.П. Полухин // Производство проката. 2007. - №7. - С. 36-43.

85. Бровман, М.Я. Технологические основы и критерии выбора диаметра валков-кристаллизаторов при бесслитковой прокатке Текст. / М.Я. Бровман, В.Ал. Николаев // Производство проката. 2007. — №11. — С. 2-6.

86. Николаев, В.Ал. Элементы теории бесслитковой прокатки стальных полос Текст. / В.Ал. Николаев // Тр. межд. н-техн. конф. «Современные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов». — Санкт-Петербург: СПбГПУ, 2007. С. 108 ИЗ.

87. Павлов, И.М. Теоретические проблемы прокатки Текст. / И.М. Павлов //В сб.: Проблемы черной металлургии. Московский институт стали, сб. № 23. -М.: Металлургиздат. 1946. С. 61 101.

88. Ш.Зайков, М.А. Процесс прокатки Текст. / М.А. Зайков, В.П. Полу-хин, A.M. Зайков, JI.H. Смирнов. М.: «МИСиС», 2004. - 640 с.

89. Зюзин, В.И. Сопротивление деформации сталей при горячей прокатке Текст. / В.И. Зюзин., М.Я. Бровман, А.Ф. Мельников. М.: Металлургия, 1964.-270 с.

90. Бровман, М.Я. Энергосиловые параметры непрерывных заготовочных станов Текст. / М.Я. Бровман. М.: Металлургиздат, 1962. - 152 с.

91. А. с. 166915 СССР, В21С51/00. Способ определения сопротивления деформации применительно к прокатке Текст. / М.Я. Бровман. № 887687; заявл. 05.03.1964; опубл. 12.12.1964, Бюл. № 24. -2с.: ил.

92. А. с. 133038 СССР, В21С51/00. Способ определения сопротивления деформации и устройство для его осуществления Текст. / М.Я. Бровман, А.Ф. Мельников. № 663673; заявл. 18.04.1960; опубл. 1960, Бюл. № 21. -2 е.: ил.

93. Ефимов, В.Н. Сопротивление деформации в процессах прокатки Текст. / В.Н. Ефимов, М.Я. Бровман. М.: Металлургия, 1996. - 253 с.

94. Бровман, М.Я. О сопротивлении пластической деформации в процессах прокатки и непрерывного литья металлов Текст. / М.Я. Бровман // Металлы. -2004. -№3. С. 24-33.

95. Бровман, М.Я. Применение теории пластичности в прокатке Текст. / М.Я. Бровман; 2-е изд., перераб. и доп. М.: Металлургия, 1991. - 264 с.

96. Бровман, М.Я. Экспериментальная проверка постулата Друкера Текст. / М.Я. Бровман // Журнал прикладной механики и технической физики. 1978. - №6. - С. 142-148.

97. Соколовский, В.В. Теория пластичности Текст. / В.В. Соколовский. М.: Высшая школа, 1969. - 608 с.

98. Работнов, Ю.Н. Ползучесть элементов конструкций Текст. / Ю.Н. Работнов. М.: Наука, 1966. - 752 с.

99. Косевич, A.M. Как течет кристалл Текст. / A.M. Косевич // Успехи физических наук. Т. 114. 1974. №3. С. 509 532.

100. Lueg W., Muller G. Die Vorgange im Walzspalt und ihre Ruckwirkung auf Walzkraft und Drihmoment beim Warmwalzen // Stahl und Eisen. 1956. №10.

101. Бровман, М.Я. Экспериментальное исследование ползучести при высоких температурах Текст. / М.Я. Бровман // Проблемы прочности. -1979.-№8.-С. 77-79.

102. Лебедев, В.И. Исследование деформации корки непрерывного слитка Текст. / В.И. Лебедев, М.Я. Бровман, Д.П. Евтеев, А.И. Манохин // В сб.: Непрерывная разливка стали. Сб. тр. Минчермета СССР. вып. 1. М.: Металлургия. 1973. С. 139- 146.

103. Полухин, П.И. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов Текст.: справочник / П.И. Полухин, Г.Я. Гун, A.M. Галкин. -2-е изд., перераб. и доп. М.: Металлургия, 1983. - 352 с.

104. Андреюк, Л.В. Сопротивление деформации легированных сталей Текст. / Л.В. Андреюк, Г.Г. Тюленев // Сталь. 1968. - №3. - С. 245-249.

105. Мочалов, Н.Л. Пластометрические исследования металлов Текст. / H.A. Мочалов, A.M. Галкин, С.Н. Мочалов, Д.Ю. Парфенов. — М.: Интермет Инжиниринг, 2003. 318 с.

106. Бровман, М.Я. О деформации ползучести при изгибе балок в процессе движения Текст. / М.Я. Бровман // Известия РАН. Механика твердого тела. 2004. - №6. - С. 121-127.

107. Бровман, М.Я. Исследование деформации литой стали при высоких температурах Текст. / М.Я. Бровман, A.B. Царев, С.М. Гензелев // Металлы. 1998.-№2.-С. 34-37.

108. Пресняков, A.A. Природа провалов пластичности у металлических сплавов Текст. / A.A. Пресняков, В.В. Червякова. Алма-Ата: «Наука» Казахской ССР, 1970.- 194 с.

109. Бровман, М.Я. Актуальные задачи пластометрических исследований Текст. / М.Я. Бровман, В.П. Полухин // В сб.: Теория и технология процессов пластической деформации 2004. - М.: МИСиС, 2004. С. 177 - 179.

110. Ивлев, Д.Д. Теория идеальной пластичности Текст. / Д.Д. Ивлев. -М.: Наука, 1966.-232 с.

111. Гольденблат, И.И. Критерии прочности и пластичности конструкционных материалов Текст. / И.И. Гольденблат, В.А. Копнов. М.: Машиностроение, 1968. - 189 с.

112. Гунн, Г.Я. К методике определения реологических свойств пористых материалов Текст. / Г.Я. Гунн, П.И. Полухин, A.A. Фролов // Изв. вузов. Черная металлургия. 1976. - №3. - С. 32-36.

113. Грин, Р.Дж. Теория пластичности пористых тел Текст. / Р.Дж. Грин // Механика. Сб. переводов с иностр. лит. 1973. - №4. - С. 109-120.

114. Павлов, И.М. Теоретические вопросы процесса бесслитковой прокатки Текст. / И.М. Павлов // Металлург. 1940. - №5. - С. 16-21.

115. Баканов, В.М. Прокатка листов на раскатных станах новой конструкции (теория, расчет, оптимизация) Текст. / В.М. Баканов. М.: Интермет Инжиниринг, 2001. - 160 с.

116. Райков, Ю.Н. Обработка меди Текст.: уч. пос. для вузов / Ю.Н. Райков. М.: ОАО «Институт Цветметобработка», 2006. - 448 с.

117. Водоохлаждаемое колесо кристаллизатора Текст.: патент 4307771 США: НКИ 164/463; МКИ B22D / Д. Сеймур и др. заявл. 25.01.1980; опубл. 29.12.1981.-8 е.: ил.

118. Twin roll casting Текст.: U.S. Patent № 5996680. / Hisahiko Fukase, Heiji Kato, Atsushi Hirata // U.S. CI. 164/428; Int. CI. B22D 11/124. 1999.

119. Полухин, П.И. Производство крупных опорных валков и пути повышения их стойкости Текст. / П.И. Полухин, Г.А. Пименов, В.А. Николаев и др. М.: НИИинформтяжмаш, 1974. № 2. - 48 с.

120. Полухин, В.П. Составной рабочий инструмент прокатных станов Текст. / В.П. Полухин, П.И. Полухин, В.А. Николаев. М.: Металлургия, 1977.-88 с.

121. Полухин, П.И. Прикладная механика и расчет прокатных валков Текст. / П.И. Полухин, В.П. Полухин, Н.Ф. Андрианов, В.Г. Усачев. Алма-Ата: Наука, 1977.-208 с.

122. Морозов, Н.П. Производство и эксплуатация крупных опорных валков Текст. / Н.П. Морозов, В.А. Николаев, В.П. Полухин, A.M. Легун. М.: Металлургия, 1977. - 128 с.

123. Полухин, П.И. Прочность прокатных валков Текст. / П.И. Полухин, В.А. Николаев, В.П. Полухин, Н.М. Толпеева. Алма-Ата: Наука, 1984. — 296 с.

124. Полухин, П.И. Расчет деформации металла и инструмента методом интегральных уравнений Текст. / П.И. Полухин, В.П. Полухин, Н.Ф. Андрианов. -Алма-Ата: Наука, 1985. 180 с.

125. Хлопонин, В.Н. Горячая прокатка широких полос Текст. / В.Н. Хлопонин, П.И. Полухин, В.И. Погоржельский, В.ГЪ Полухин. М.: Металлургия, 1991.- 198 с.

126. Производство и эксплуатация валков на металлургическом предприятии. Том 1. Изготовление валков / A.A. Гостев, К.Н. Вдовин, В.А. Куц и др. — М.: Академия проблем качества РФ, 1997. — 184 с.

127. Вафин, Р.К. Прочность термообрабатываемых прокатных валков Текст. / Р.К. Вафин, A.M. Покровский, В.Г. Лешковцев. М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2004. - 264 с.

128. Шевакин, Ю.Ф. Инструмент для горячего прессования тяжелых цветных сплавов Текст. / Ю.Ф. Шевакин, A.A. Нагайцев, Д.Х. Пигузова, Л.М. Грабарник. -М.: Машиностроение, 1983. 168 с.

129. Николаев, А.К. Хромовые бронзы Текст. / А.К. Николаев, А.И. Новиков, В.М. Розенберг. М.: Металлургия, 1983. - 176 с.

130. Шичков, А.Н. Температурный режим листопрокатных валков Текст. / А.Н. Шичков. — Ленинград: Изд-во Ленинградского университета, 1974.- 144 с.

131. Kays W. Heat-transfer from a rotating cylinder with and without cross flow // Transactions of ASME. 1958. №1. pp. 70 78.

132. Бровман, М.Я. Расчет температурных волн в деталях металлургического оборудования Текст. / М.Я. Бровман // Известия вузов. Черная металлургия. 1999.-№11. - С. 49-51.

133. Тимохин, O.A. Технологические и конструктивные аспекты валковой разливки стальной полосы Текст. / O.A. Тимохин // Сталь. — 1998. -№5.-С. 67-71.

134. Теоретические вопросы непрерывного литья цветных металлов и сплавов Текст. / Сб. тр. семинара по теоретическим вопросам непрерывного литья цветных металлов и сплавов. Прага: Исследовательский ин-т металлов, 1970.-58 с.

135. Бровман, М.Я. Исследование начальной стадии кристаллизации стали Текст. / М.Я. Бровман // Сталь. 2005. -№10. - С. 51-54.

136. А. с. 899240 СССР, B22D11/00. Способ исследования процесса кристаллизации металлов Текст. / М.Я. Бровман, Г.Г. Галентовский. -№ 2806308; заявл. 08.08.1979; опубл. 23.01.1982, Бюл. №3. -3 е.: ил.

137. Бровман, М.Я. Исследование начальной стадии кристаллизации металлов Текст. / М.Я. Бровман, Г.Г. Галентовский // Известия АН СССР. Металлы. 1983. №1. С. 39-42.

138. Бровман, М.Я. Неравномерность кристаллизации слитка на установках непрерывной разливки стали Текст. / М.Я. Бровман // Сталь. — 1973. — №1. С. 28-32.

139. Марченко, И.К. Производство крупных стальных слитков / И.К. Марченко, М.Я. Бровман. М.: Металлургия, 1980. - 238 с.

140. Андорфер, Й. Регулирование механических свойств стальной горячекатаной полосы с помощью системы «ФАИ-Ку Стрип» Текст. / И. Андорфер, Д. Ауцингер, Г. Хриберниг и др. // Сталь. 2000. - № 10. - С. 94-97. .

141. Бровман, М.Я. Энергосиловые параметры и усовершенствование технологии прокатки Текст. / М.Я. Бровман. М.: Металлургия, 1995. — 256 с.

142. Бровман, М.Я. Расчет точности прокатки Текст. / М.Я. Бровман // Металлургическое машиностроение. М.: НИИинформтяжмаш. - 1966. -№4.-С. 40-41.

143. Бровман, М.Я. К вопросу о кристаллизации стальных слитков Текст. / М.Я. Бровман, A.B. Царев // Известия РАН. Металлы. 1997. -№4. - С. 44 - 48.

144. Чигринов, М.Г. Производство мелких непрерывнолитых заготовок Текст. / М.Г. Чигринов, A.M. Чигринов, М.Е. Пруцков. М.: «СП Интермет Инжиниринг», 1998. - 128 с.

145. Zhou Ying, Huang Ming-hui, Zhong Jue. Rationality of FEA model in fluid fields of aluminum roll-casting 11 The Chinese Journal of Nonferrous Metals. 2005. Vol. 15. №7. pp. 1100-1106.

146. Бровман, М.Я. Особенности процесса прокатки при возникновении внутренних трещин Текст. / М.Я. Бровман // Известия АН СССР. Металлы. -1982.-№4.-С. 60-64.

147. Бровман, М.Я. Анализ процесса расслоения листов при прокатке Текст. / М.Я. Бровман // Технология легких сплавов. 1981. — №9. — С. 27-33.

148. Бровман, М.Я. О силах трения между слитком и кристаллизатором при непрерывной разливке стали Текст. / М.Я. Бровман // Металлы. 2003. — №6.— С. 21-29.

149. Ayota S., Sanada М., Sakamoto К. Casting of metals // Journal Japan Institute of Light Metals. 1991. №6. pp. 412-418.

150. Скороходов, B.H. Влияние конусности рабочих валков на снижение напряжений, распределенных по ширине прокатываемой полосы Текст. / В.Н. Скороходов, Ю.А. Мухин, С.М. Вельский // Производство проката.2007. -№3.- С. 2-5.j

151. Коновалов, Ю.В. Повышение точности листовой прокатки Текст. / Ю.В. Коновалов, Д.П. Галкин, В.Г. Додока и др. М.: Металлургия, 1978. -296 с.

152. Материалы по теории прокатки Текст.: сб. статей. Часть 5 / составитель Я.С. Галлай. Под ред. И.М. Павлова. М.: Металлургиздат, 1960. -608 с.

153. Крейндлин, Н.Н. Расчет обжатий при прокатке цветных металлов Текст. / Н.Н. Крейндлин. — 2-е изд., перераб. и доп. М.: Металлургиздат, 1963.-408 с.

154. Кудин, М.В. Регрессионная математическая модель уширения полосы из сплава «цинк-титан» при литье в валковом кристаллизаторе Текст. /

155. M.B. Кудин, P.JT. Шаталов, A.M. Кац и др. // Заводская лаборатория. Диагностика материалов. 2004. — №7. - С. 62-64.

156. Сафьян, М.М. Прокатка широкополосной стали Текст. / М.М. Сафьян. М.: Металлургия, 1969. - 460 с.

157. Полухин, В.П. Алгоритмы расчета основных параметров прокатных станов Текст. / В.П. Полухин, В.Н. Хлопонин, Е.В. Сигитов и др. М.: Металлургия, 1975. - 232 с.

158. Лебедев, В.И. Исследование деформации корки непрерывного слитка Текст. / В.И. Лебедев, М.Я. Бровман, Д.П. Евтеев, А.И. Манохин // В сб.: Непрерывная разливка стали. Тр. Минчермета СССР. Вып. 1. — М.: Металлургия. 1973.С. 139-146.л

159. Пименов, А.Ф. Высокоточная прокатка тонких листов Текст. / А.Ф. Пименов, В.П. Полухин, Ю.В. Липухин и др. М.: Металлургия, 1988. — 176 с.

160. Горенштейн, М.М. Исследование трения при горячей прокатке стали Текст. / М.М. Горенштейн // Теория прокатки: Материалы конф. по теоретическим вопросам прокатки. -М.: Металлургиздат, 1962. С. 112-120.

161. Горенштейн, М.М. Трение и технологические смазки при прокатке Текст. / М.М. Горенштейн. Киев: Техшка, 1972. - 190 с.

162. Грудев, А.П. Технологические смазки в прокатном производстве Текст. / А.П. Грудев, В.Т. Тилик. М.: Металлургия, 1975. - 368 с.

163. Прокатное производство Текст.: учебник для вузов. / П.И. Полухин, Н.М. Федосов, A.A. Королев, Ю.М. Матвеев. 3-е изд., перераб. и доп. -М.: Металлургия, 1982. - 696 с.

164. Данченко, В.Н. Проблемы теории и технологии производства стального проката Текст. / В.Н. Данченко // Сталь. 2000. - №8. — С. 31-35.

165. Хентрих, Р. Разливка на тонкую полосу по проекту фирм Крупп шталь и VDM никель-технологи Текст. / Р. Хентрих, М. Дубке, Х.Ю. Функ, К.-Х. Ханке, Ю. Ло, 3. Кульман // Черные металлы. 1991. - №2. - С. 3-6.

166. Шваха, К. Свойства структуры и материала непрерывнолитой полосы из углеродистых и коррозионностойких сталей Текст. / К. Шваха, Д.Б. Лав, Дж. Л. Хауз, Й. Шписс // Черные металлы. 1991. - №6. - С. 9-13.

167. Павлов, И.М. Теория прокатки Текст. / И.М. Павлов. — М.: Метал-лургиздат, 1950.-610 с.

168. Целиков, А.И. Теория расчета усилий в прокатных станах Текст. / А.И. Целиков. М.: Металлургиздат, 1962. - 488 с.

169. Целиков, А.И. Основы теории прокатки Текст. / А.И. Целиков. -М.: Металлургия, 1965. 248 с.

170. Смирнов, B.C. Теория прокатки Текст. / B.C. Смирнов. М.: Металлургия, 1967. - 460 с.

171. Целиков, А.И. Теория продольной прокатки Текст. / А.И. Целиков, Г.С. Никитин, С.Е. Рокотян. -М.: Металлургия, 1980. 320 с.

172. Грудев, А.П. Теория прокатки Текст.: учебник для вузов / А.П. Грудев. М.: Металлургия, 1988. - 240 с.

173. Коновалов, Ю.В. Расчет параметров листовой прокатки Текст.: справочник / Ю.В. Коновалов, А.Л. Остапенко, В.И. Пономарев. М.: Металлургия, 1986. - 432 с.

174. Коздоба, Л.А. Методы решения нелинейных задач теплопроводности Текст. / Л.А. Коздоба. М.: Наука, 1975. - 228 с.

175. Карслоу, Г. Теплопроводность твердых тел Текст. / Г. Карслоу, Д. Егер. М.: Наука, 1964. - 488 с.

176. Тылкин, М.А. Температуры и напряжения в деталях металлургического оборудования Текст. / М.А. Тылкин, Н.И. Яловой, П.И. Полухин. М.: Высшая школа, 1970. - 428 с.

177. Яловой, Н.И. Тепловые процессы при обработке металлов и сплавов давлением Текст. / Н.И. Яловой, М.А. Тылкин, П.И. Полухин, Д.И. Васильев. -М.: Высшая школа, 1973. 632 с.

178. Шестаков, Н.И. Теплообмен в роликах машины непрерывного литья заготовок Текст. / Н.И. Шестаков, В.Я. Тишков, М.И. Летавин и др. — М.: Черметинформация, 1992. 94 с.

179. Чухров, М.В. Непрерывное горизонтальное литье слитков металлов и сплавов Текст. / М.В. Чухров, И.П. Вяткин. М.: Металлургия, 1968. -140 с.

180. Симонов, В.П. Анализ тепловых режимов кристаллизаторов установок непрерывной разливки металлов Текст. / В.П. Симонов, Д.П. Евтеев, М.Я. Бровман, В.И. Лебедев // Известия вузов. Черная металлургия. 1974. -№1.-С. 175-178.

181. Шестаков, Н.И. Математическое моделирование теплообмена в не-прерывноотливаемом слитке Текст. / Н.И. Шестаков, Ю.А. Калягин, О.В. Манько. Череповец: Череповецкий гос. ун-т, 2003. - 140 с.

182. Калягин, Ю.А. Тепловые процессы в кристаллизаторе машины непрерывного литья заготовок Текст. / Ю.А. Калягин, C.B. Сорокин, Н.И. Шестаков. Череповец: Череповецкий гос. ун-т, 2004. - 294 с.

183. Беняковский, М.А. Технология прокатного производства Текст.: справочник. Кн. 1 / М.А. Беняковский, К.Н. Богоявленский, А.И. Виткин и др. М.: Металлургия, 1991. - 440 с.

184. Мазур, И.П. Развитие теории и совершенствование технологии производства листового проката на литейно-прокатных комплексах Текст.: ав-тореф. дисс. . докт. техн. наук / И.П. Мазур. Липецк: Липецкий гос. тех-нич. ун-т, 2003. - 40 с.

185. Валок установок непрерывного литья металлов Текст.: пат. 2310546 Рос. Федерация: МПК В22Б 11/124 / Бровман М.Я., Николаев В.Ал., Полухин В.П. 2006117128/02; заявл. 19.05.2006; опубл. 20.11.2007, Бюл. №32. - 6 с: ил.

186. Николаев, А.К. Жаропрочные (низколегированные) сплавы на основе меди Текст. / А.К. Николаев // В кн.: Медь. Латунь. Бронза. Уч. пос. для вузов. Под общей ред. Ю.Н. Райкова. — М.: ОАО «Институт Цветметобработка», 2006. С. 21-52.

187. Николаев, А.К. Применение жаропрочных медных сплавов в кристаллизаторах непрерывного литья слитков Текст. / А.К. Николаев, Г.В. Ашихмин // Цветная металлургия. 2003. - №11. - С. 28-36.

188. Валок-кристаллизатор установок непрерывного литья-прокатки металлов Текст.: пат. 2315682 Рос. Федерация: МПК В22Б 11/06 / Бровман М.Я., Николаев В.Ал., Полухин В.П. 2006114603/02; заявл. 02.05.2006; опубл. 27.01.2007, Бюл. №3. - 10 с: ил.

189. Гридин, C.B. Исследование теплового состояния роликов MHJI3 Текст. / C.B. Гридин, А.Ю. Цупрун, Е.В. Новикова и др. // В сб. тр. 3-й меж-дунар. н.-техн. конф. «Прогрессивные технологии в металлургии отрасли: XXI век». Донецк: ДонНТУ. 2007. С. 295 -299.

190. Дигин, В. Литейно-прокатный комплекс малой производительности Текст. / В. Дигин, В. Копяк, В. Решетов // Национальная металлургия. -2005. -№1.~ С. 87-89.

191. Шичков, А.Н. Оценка внутренней стоимости основных фондов предприятий Текст. / А.Н. Шичков. Вологда: ВоГТУ, 2003. - 278 с.

192. Гринберг, В. Мини-заводы: русский размер Текст. / В. Гринберг, О. Коршикова // Национальная металлургия. 2006. — Январь-февраль. — С. 59-63.

193. Супрун, И. Обзор ценовой ситуации на российском рынке лома черных металлов и прогноз уровня цен до 2007 года Текст. / И. Супрун // Национальная металлургия. 2005. - Сентябрь-октябрь. - С. 67-72.

194. Козлов, A.B. Мировое производство и глобальный рынок стали Текст. / A.B. Козлов // Производство проката. 2006. — №11. - С. 41-44; продолжение: 2006. - №12. - С. 21-35.

195. Бровман, М.Я. Определение производительности валковых ЛПА и затрат на их изготовление для новых мини-заводов Текст. / М.Я. Бровман, В.Ал. Николаев //Производство проката. 2008. - №1. - С. 39-43.

196. Мете, А.Ф. Эффективность новой техники и технологии в прокатном производстве Текст. / А.Ф. Мете. -М.: Металлургия, 1968. 176 с.

197. Грачева, К.А. Экономические расчеты при проектировании прокатного оборудования и производстве проката Текст. / К.А. Грачева, П.С. Малиновский. -М.: Металлургия, 1973. 102 с.

198. Литейно-прокатный агрегат Текст.: пат. 57654 Рос. Федерация: МПК B22D 11/12 / Николаев В.А. № 2006104479/22; заявл. 16.02.2006; опубл. 27.10.2006, Бюл. № 30. - 12 е.: ил.

199. Ефимов, В.А. Физические методы воздействия на процессы затвердевания сплавов Текст. / В.А. Ефимов, A.C. Эльдарханов. М.: Металлургия, 1995.-272 с.

200. Балакин, Ю.А. Влияние внешних воздействий па основные параметры кристаллизации металлов Текст. / Ю.А. Балакин // Металлы. — 2002. — №6. С. 43-48.

201. ОТКРЫТОЕ АКЦИОНЕРНОЕ ОБЩЕСТВО

202. МОСКОВСКИЙ ЗАВОД ПО ОБРАБОТКЕ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ"

203. От ОАО «Институт Цветметобработка»: От ОАО «МЗОЦМ»:боты: Главнд.т.н. Г.В. Ашихмин1. Начальник техотделапроф. М.Я. Бровман в>с В.А. Червоненков1. Аспиранто о%

204. В1ДКРИТЕ АКЦЮНЕРНЕ ТОВАРИСТВО «Науково-виробниче гпдприемство1. ШХШКШМ1

205. ОТКРЫТОЕ АКЦИОНЕРНОЕ ОБЩЕСТВО «Научно-производственное предприятие «ОСНАСТКА» ОАО «НПП «ОСНАСТКА»

206. Научно-обоснованные рекомендации по выбору диаметра валков-кристаллизаторов;

207. Конструкция валка-кристаллизатора с асимметричным охлаждением по окружности бочки, позволяющая снизить термические напряжения в бандаже и уменьшить расход охлаждающей воды.

208. Генеральный директор, доктор технических наук1. В.А.Здор