авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ  БИБЛИОТЕКА

АВТОРЕФЕРАТЫ КАНДИДАТСКИХ, ДОКТОРСКИХ ДИССЕРТАЦИЙ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ

Pages:   || 2 |

Развитие научных основ и разработка совмещенных методов обработки металлов давлением, обеспечивающих экономию материальных и энергетических ресурсов

-- [ Страница 1 ] --

На правах рукописи

Фастыковский Андрей Ростиславович Развитие научных основ и разработка совмещенных методов обработки металлов давлением, обеспечивающих экономию материальных и энергетических ресурсов Специальность 05.16.05 – Обработка металлов давлением

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Новокузнецк, 2011 2

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

Научный консультант: доктор технических наук, профессор Перетятько Владимир Николаевич

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор Песин Александр Моисеевич доктор технических наук, профессор Беляев Сергей Владимирович доктор технических наук, доцент Базайкин Владимир Ильич

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

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

e-mail: ds21225201@sibsiu.ru

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

Автореферат разослан « » 2011г.

Ученый секретарь диссертационного совета Д212.252.01 Нохрина О.И.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

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

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

Одним из путей комплексного решения указанных проблем при производ стве прокатной продукции является разработка совмещенных методов обработки металлов давлением (ОМД), более полно использующих возможность сил трения в очаге деформации при прокатке. Термин “совмещение” подразумевает, помимо основных, выполнение дополнительных функций за счет использования скрытых возможностей. Таким образом, совмещенные методы ОМД, благодаря более полному использованию сил трения в очаге деформации прокатной клети, вы полняют дополнительные операции, такие как деформирование в неприводной клети, продольное разделение неприводным делительным инструментом, дефор мирование через матрицу, обеспечение работы системы очаг деформации – вал ковая арматура. На необходимость изучения вопроса использования возможно стей сил трения для снижения материальных и энергетических затрат процесса прокатки указывали А.И. Целиков, И.М. Павлов, А.П. Чекмарев, В.Н. Выдрин и другие видные ученые, относя эту проблему к ключевым вопросам обработки металлов давлением. В последнее время в работах С.М. Жучкова, А.П. Лохмато ва, Н.Н. Довженко, С.Б. Сидельникова, С.В. Беляева и др. наметились возмож ные пути решения этой важной проблемы. Однако в материалах по данному на правлению отсутствует системный подход в разработке рациональных техноло гических режимов, не достаточно изучена перспективность и область возможно го использования приема перевода реактивных сил трения в активное состояние при совмещении методов ОМД. Остаются без ответа такие важные вопросы, от носящиеся к научным основам, как связь степени использования активных и ре активных сил трения с распределением зон скольжения и прилипания в очаге деформации при прокатке;

разработка методик количественной оценки величины продольной силы, обеспеченной переводом реактивных сил трения в активное состояние;

методика расчета основных технологических параметров. Отсутствие математических моделей совмещенных методов ОМД затрудняет определение области осуществимости, выбор эффективных с точки зрения экономии матери альных и энергетических затрат режимов деформирования, расчет технологиче ского оборудования. Многие нерешенные технические и технологические вопро сы сужают область использования совмещенных методов ОМД, затрудняют их внедрение в производство. Из выше приведенных аргументов можно сделать следующее заключение, что создание методик, математических и компьютерных моделей для оптимизации режимов деформирования, расчетов технологических параметров, разработка комплекса технических и технологических решений для управления, совершенствования и расширения возможностей совмещенных ме тодов ОМД являются своевременными и актуальными.

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



Цель диссертационной работы:

Развитие научных основ совмещенных методов обработки металлов давле нием и разработка комплекса технических и технологических решений, обеспе чивающих экономию материальных и энергетических ресурсов.

Основные задачи:

1. Научное обоснование использования продольной силы, являющейся следствием перевода реактивных сил трения в активное состояние, при совме щении методов ОМД.

2. Развитие научных основ совмещенных методов ОМД, включающих тео ретически и экспериментально обоснованные зависимости для определения про дольной силы, протяженности зон скольжения и прилипания на контактной по верхности в очаге деформации, математическую и компьютерную модель для расчета энергосиловых параметров процессов горячей прокатки и совмещенных методов ОМД.

3. Разработка теоретически и экспериментально обоснованных математиче ских и компьютерных моделей совмещенных методов ОМД: прокатка в привод ной – неприводной клети, прокатка-разделение неприводным делительным инст рументом, прокатка-прессование, работа системы очаг деформации – валковая арматура, позволяющих оценить область осуществимости, найти эффективные с точки зрения экономии материальных и энергетических ресурсов условия де формирования.

4. Расширение области использования методов прокатки в приводной неприводной клети, прокатки – разделения неприводным инструментом за счет разработки новых технических и технологических решений, снимающих ограни чение по использованию рассматриваемых методов ОМД только в непрерывных группах клетей и определить условия, при которых решения реализуются.

5. Совершенствование совмещенных методов ОМД, разработка новых тех нических и технологических решений, технологий, обеспечивающих снижение материальных и энергетических затрат.

6. Внедрение результатов теоретических и экспериментальных исследова ний по совмещенным методам ОМД в практику производства.

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

Достоверность и обоснованность полученных результатов, выводов и рекомендаций подтверждаются большим объемом экспериментального материа ла, полученного в лабораторных и промышленных условиях с применением со временных методик, корректным использованием современных математических методов;

согласованным сравнительным анализом аналитических и эксперимен тальных результатов и зависимостей;

адекватностью разработанных математиче ских и компьютерных моделей;

применением современных методов статистиче ской обработки результатов;

сопоставлением полученных результатов с данными других исследователей;

эффективностью предложенных технических и техноло гических решений, подтвержденных результатами промышленных испытаний и внедрением в производство. Достоверность и новизна технических решений под тверждена свидетельствами на изобретения и патентами.

Научная новизна работы заключается:

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

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

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

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

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

– разработана математическая модель с целью определения области осуще ствимости процесса прокатки – прессования, поиска энергоэффективных режи мов деформирования и рациональной компоновки оборудования, отличающаяся учетом конструктивных особенностей калибров, места размещения матрицы от носительно линии, соединяющей центры валков, возможностью определения максимального коэффициента вытяжки в системе валок-матрица. Установлено, что при реализации процесса прокатки – прессования в каждом конкретном слу чае есть вполне определенное место размещения матрицы, обеспечивающее мак симальный коэффициент вытяжки при минимальных затратах энергии, опреде лить которое можно с использованием разработанной математической модели;

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

Практическая значимость работы состоит в следующем:

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

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

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

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

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

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

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

Реализация результатов работы заключается в следующем:

– при внедрении технологии прокатки-разделения неприводным делитель ным инструментом в условиях непрерывного мелкосортного стана 250-1 сорто прокатного цеха ОАО “ЗСМК” с использованием разработанных методик, мате матической модели определена область осуществимости процесса, установлены предельные значения коэффициента вытяжки в 15 клети, формирующей сочле ненный профиль, допустимая толщина перемычки, компоновка оборудования, обеспечивающая продольную устойчивость, решения по технологии ведения процесса защищены патентом № 237938;

разработана новая конструкция дели тельного инструмента, защищенная патентом на полезную модель № 53597. Это позволило на арматурных профилях №10, №12, №14 снизить в среднем энерго затраты на 23 кВтч/т, за счет повышения производительности на 31 % снизить материальные затраты, освоить в условиях непрерывного мелкосортного стана 250-1 новый профиль – арматуру №8. Годовой экономический эффект (в ценах 2010 года) составил 43,6 млн. руб., долевая часть 8,7 млн. руб. в год;

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

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

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

Положения, выносимые на защиту:

1) научные основы использования совмещенных методов ОМД: экспери ментальные и теоретические результаты по определению продольной силы, про тяженности зон скольжения, прилипания на контактной поверхности, методика расчета энергосиловых параметров рассматриваемых методов ОМД;

2) результаты теоретических и экспериментальных исследований совме щенного метода прокатки в приводной – неприводной клети, математическая и компьютерная модели, технологические решения по использованию непривод ных клетей для увеличения вытяжной способности сортовых станов, освоению бескалибровой прокатки;

3) результаты экспериментальных исследований, теоретические зависимо сти, обобщенные в математической модели прокатки – разделения неприводным инструментом, новый способ продольного разделения резанием, технология и режимы при продольном разделении непрерывным инструментом в потоке сор тового стана;

4) новые технические и технологические решения, расширяющие область использования прокатки в приводной – неприводной клети, прокатки – разделе ния неприводным инструментом;

5) материалы экспериментального исследования метода прокатки – прес сования, теоретические зависимости для определения энергоэффективных режи мов деформирования, комплекс новых устройств, технология и аппаратно техно логическая схема производства штрипсовой ленты из сортовой заготовки;

6) методика оценки вероятности инцидентов в системе очаг деформации – валковая арматура, рассматриваемую как совмещенный метод ОМД и базирую щуюся на знании продольной силы и разработанных критериев работоспособно сти, позволяющая сократить время непредвиденных простоев и брак.





Апробация работы. Основные положения диссертации доложены и обсу ждены на 17 всероссийских и 12 международных конференциях: всероссийская научно-практическая конференция “Металлургия на пороге 21 века: достижения и прогнозы” (Новокузнецк, 2000);

всероссийская научно-практическая конфе ренция “ Моделирование, программное обеспечение и наукоемкие технологии в металлургии” (Новокузнецк, 2001);

материалы юбилейной рельсовой комиссии (Новокузнецк, 2002);

межрегиональная научно-практическая конференция “Мо делирование и развитие процессов обработки металлов давлением” (Магнито горск, 2002);

пятая, шестая, седьмая всероссийские научные конференции “Крае вые задачи и математическое моделирование” (Новокузнецк, 2002, 2003, 2004);

всероссийская научно-практическая конференция “Металлургия: реорганизация, управление, инновации, качество” (Новокузнецк, 2003);

всероссийская научно практическая конференция “Металлургия: технологии, реинжиниринг, управле ние, автоматизация” (Новокузнецк, 2004);

вторая, третья международные науч но-практические конференции “Организационно-экономические проблемы по вышения эффективности металлургического производства” (Новокузнецк, 2005, 2008);

всероссийская научно-практическая конференция “Металлургия: новые технологии, управление, инновации и качество” (Новокузнецк, 2005);

всерос сийская научно-практическая конференция “Моделирование, программное обес печение и наукоемкие технологии в металлургии” (Новокузнецк, 2006);

всерос сийская научно-практическая конференция “Металлургия: технологии, управле ние, инновации, качество” (Новокузнецк, 2007);

1я международная научно практическая конференция “Человек: наука, техника и время” (Ульяновск, 2008);

всероссийская научно-практическая конференция “Металлургия: технологии, управление, инновации и качество” (Новокузнецк, 2008);

всероссийская научная конференция “Научное творчество XXI века” (Красноярск, 2009);

XVI междуна родная научная конференция “Высокие интеллектуальные технологии и иннова ции в образовании и науке” (Санкт-Петербург, 2009);

VI международная научно практическая конференция “Исследование, разработка и применение высоких технологий в промышленности” (Санкт-Петербург, 2009);

II всероссийская науч но-практическая конференция “Инновационные технологии в технике и образо вании” (Чита, 2009);

международная научно-практическая конференция “Совре менные направления теоретических и прикладных исследований „2009” (Одесса, 2009);

VII всероссийская научно-практическая конференция “Конкурентоспо собность предприятий и организаций” (Пенза, 2009);

IV всероссийская конфе ренция-семинар “Научно-техническое творчество: проблемы и перспективы” (Самара, 2009);

международная научно-практическая конференция “Научные ис следования и их практическое применение. Современное состояние и пути раз вития „2009” (Одесса, 2009);

международная научно-практическая конференция “Стратегия антикризисного управления экономическим развитием Российской федерации” (Пенза, 2009);

международная научно-техническая конференция “Прогрессивные методы и технологическое оснащение процессов обработки ме таллов давлением” (Санкт-Петербург, 2009);

IV международная научно техническая конференция “Современные методы и технологии создания и обра ботки материалов” (Минск, 2009);

V международная научно-практическая кон ференция “Научно-технический прогресс в металлургии” (Темиртау, 2009);

I ме ждународная конференция “Современные проблемы информатизации в системах моделирования, программирования и телекоммуникаций” (Москва, 2009);

II все российская научно-практическая конференция “Актуальные вопросы развития современной науки, техники и технологий” (Москва, 2010), а также обсуждались на технических совещаниях с сотрудниками ОАО “ЗСМК”, ОАО “НКМК” (г.

Новокузнецк), ОАО “ЧМК” (МЕЧЕЛ) в Челябинске.

Личный вклад автора состоит в организации и постановке эксперимен тальных и теоретических исследований, непосредственном участии в их прове дении, в анализе результатов исследований, в обобщении и обосновании всех защищаемых положений.

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

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

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1 Анализ современного уровня развития совмещенных методов обработки металлов давлением В данном разделе проведен анализ имеющихся в информационных источ никах материалов по совмещенным методам ОМД, использующим продольную силу, обеспеченную переводом реактивных сил трения в активное состояние для повышения эффективности формоизменения за счет экономии материальных и энергетических ресурсов.

В результате проведенного анализа литературных и патентных материалов установлено следующее:

– в настоящее время у нас в стране и за рубежом активно разрабатываются со вмещенные методы ОМД. Наиболее известны работы В. Aвитцур, Р. Грцуб, Я.М.

Охрименко, В.Н. Щербы, Н.Н. Довженко, С.Б. Сидельникова, В.Н. Корнилова, С.М. Жучкова, Ю.В. Горохова, С.В. Беляева и др., в которых заложены основы новых технологий;

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

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

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

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

2 Научные основы использования возможностей сил трения в очаге деформации при прокатке для реализации совмещенных методов обработки металлов давлением Процесс прокатки реализуется благодаря использованию сил трения на контакте металла с вращающимися валками, которые втягивают полосу в су жающееся пространство, обеспечивая формоизменение. Согласно классическим представлениям теории прокатки на установившейся стадии процесса в очаге деформации присутствуют зона отставания, где силы трения со стороны валков направлены по ходу прокатки, являясь активными, и зона опережения, где силы трения направлены в противоположную сторону движения металла, создавая ре активное действие и снижая эффективность процесса прокатки (рисунок 1). Мо мент прокатки складывается из момента активных сил трения (Макт) и момента реактивных сил (Мреак):

М пр М акт М рект 2bср х R d 2bср x R 2 d 2bср R 2 s y ( 2 ), (1) где bср – средняя ширина, мм;

– угол захвата, рад;

R – радиус валков, мм;

s – сопротивление деформации, МПа;

– нейтральный угол, рад;

у – коэффици ент трения на установившейся стадии процесса.

Рисунок 1 – Схема сил, действующих в двухзонном очаге деформации при прокатке При постоянных ширине, радиусе валков, сопротивлении деформации, ко эффициенте трения, угле захвата момент прокатки будет зависеть от нейтрально го угла, изменение которого при прочих равных условиях возможно только при реализации совмещенных методов ОМД. При изменении нейтрального угла от до 0 (реактивные силы трения переходят в активные) момент прокатки увеличи вается, достигая максимального значения, что позволяет подвести в очаг дефор мации большую мощность, использовав ее для дополнительной обработки заго товки. Разностью между максимальным значением момента (=0) и моментом, соответствующим нейтральному углу при установившейся стадии процесса, яв ляется дополнительный момент (Мдоп), который, в свою очередь, находится как произведение продольной силы (Q1) на радиус валка:

M max М пр М доп Q1 R, (2) Q1 4bср R ср. (3) Возможности и перспективы совмещенных методов ОМД зависят от вели чины продольной силы, обеспеченной переводом реактивных сил трения в ак тивное состояние. Поэтому для успешной реализации совмещенных методов ОМД в первую очередь необходимо оценить перспективность использования продольной силы, найти зависимости для ее определения, учитывающие не толь ко условия деформирования, но и форму калибров, изучить влияние использова ния продольной силы при совмещении методов ОМД на протяженность зон на контактной поверхности в очаге деформации и получить отсутствующие в лите ратуре зависимости для их определения. Изменение протяженности зон сколь жения и прилипания при использовании продольной силы приводит к измене нию энергосиловых параметров процесса прокатки, что требует дополнительно го изучения. Решение поставленных вопросов позволяет заложить научные осно вы, необходимые для практической реализации совмещенных методов ОМД.

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

з R N К N у 100% 100%, (4) h Nф 0, 65hср ln h где Nф – мощность формоизменения, Вт;

Nу – мощность, которую могут обеспечить силы трения, Вт;

з – коэффициент трения при захвате;

h0, h1, hср – начальная, конечная и средняя толщина полосы соответственно, мм.

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

На следующем этапе изучения вопроса была поставлена и решена задача по определению продольной силы при начальных условиях: t t0, M V, ij (M ) 0, vi0 ( M ) 0, T0 (M ) Const. Граничные условия, отображающие взаимодейст вие деформируемого тела с окружающей средой, оговариваются следующими допущениями: на установившейся стадии процесса прокатки на полосу действу ют внешние силы заднего натяжения (подпора) (Q0) и переднего подпора, ре зультирующая внешних сил полностью уравновешивается продольной силой (Q1), в очаге деформации действуют средние нормальные (рср) и касательные (ср) давления, на участке скольжения действует закон трения Кулона-Амонтона ср у рср.

Рисунок 2 – Зависимость показателя возможностей очага деформации от отношения /з и коэффициента трения при прокатке в гладких валках и прямоугольном калибре Ввиду важности рассматриваемого вопроса для большей объективности с целью выбора метода решения, максимально учитывающего влияние различных факторов, задача по определению продольной силы при прокатке полосы прямо угольного сечения в гладких валках была решена тремя независимыми метода ми:

– методом баланса мощностей:

h h h Q1 2 pср у Rbср 1 arctg h1bср pср ln Q0 ;

(5) R h1 h – решением дифференциального уравнения равновесия элементарного объ ема в симметричном очаге деформации:

у 0,5 1 h1 ;

Q1 pср h1b h0 у (6) – решением уравнения равновесия сил в очаге деформации:

pср ld 2b0 b 2 y Q1 Q0, (7) где ld – длина дуги захвата, мм;

b0, b1 – начальная и конечная ширина, мм;

b – уширение, мм;

h – абсолютное обжатие, мм.

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

а) в прямоугольном калибре:

2 y Gк b Q1 pсрld 2 y bк bк Gк b Q0, (8) sin к где bк – ширина дна калибра, мм;

Gк – коэффициент заполнения калибра при прокатке;

к – угол наклона стенки калибра (выпуск), град;

б) в ромбическом и квадратном калибрах:

2 Q1 ld b0 b G Q0, (9) sin в) в овальном и круглом калибрах:

Q1 2 p ld r 2 1 G 2 y cos 1 cos 2 Q0, (10) где rл – радиус овала, мм;

1, 2 – углы, описывающие овал (для круга 1=0, 2=90о).

о в) в закрытом полосовом калибре:

ld pср 2bк b 2hк Gк tgк 4hк Gк 2 y Q1 Q, (11) 2bк b cos к 2bк b 2 где hк – высота калибра, мм.

Рисунок 3 – Зависимости продольной силы от угла захвата и коэффициента трения, рассчитанные ) - по формуле 5;

( ) - по формуле 7;

(----) - по формуле 6) Отдельно необходимо остановиться на определении продольной силы при деформировании в калибрах, формирующих сочлененный профиль для после дующего продольного разделения неприводным инструментом. Рассмотрены наиболее часто применяемые при формировании сочлененного профиля калибры (начальные и граничные условия те же, что в случае вывода зависимостей 2 – 8), полученные зависимости величины продольной силы, учитывающие условия де формирования и геометрические параметры калибров, имеют вид:

для гладких валков с гребнями:

hГ Gк n b Q1 2 рср ld b0 n bГ у 2 у sin Q0, Г (12) 2 cos Г 2 где hГ, bГ – соответственно высота и ширина гребня, мм;

– угол при вер шине гребня, град;

n Г – число гребней;

для сочлененного прямоугольного калибра:

n G h b Gк 2 у sin к Q0 ;

(13) Q1 2 рср ld bк n bГ у Г к Г 2 у sin 2 cos 2 2sin к Г для сочлененного ромбического (квадратного) калибра:

Q1 рср n Rк b0 b Gк (2 у / sin ) Q0, (14) Г где – угол при вершине ромба, град;

для сочлененных круглых или овальных калибров:

Q1 4n рср rлld 2 1 Gк 2 у cos 1 cos 2 Q0. (15) Г Практическая реализация совмещенных методов ОМД невозможна без все стороннего экспериментального изучения факторов, влияющих на величину продольной силы и оценки достоверности полученных теоретических зависимо стей. С этой целью была создана установка на базе лабораторного стана 150, с помощью которой экспериментально изучено влияние факторов h0/D, степени деформации, коэффициента трения (у), угла захвата () на величину продольной силы (Q1) при прокатке полосы прямоугольного сечения в гладких валках. Зна чения изучаемых факторов выбирали с учетом моделирования условий сортовой прокатки. Полученные результаты по влиянию величины h0/D, степень деформа ции () обработаны с использованием метода математического планирования эксперимента и приведены в виде уравнения регрессии (16), данные по влиянию у и графически показаны на рисунке 4. Установлено, что из рассмотренных Рисунок 4 – Экспериментальные и теоретические зависимости продольной силы от коэффициента трения и угла захвата ( - по формуле (7);

- по формуле (5);

- экспериментальные данные) факторов наиболее существенно на продольную силу влияет коэффициент тре ния, с ростом которого изучаемый параметр увеличивается:

h Q1 1, 49 17,83 0 7, 98. (16) D Изучено влияние прокатки в вытяжных калибрах на величину продольной силы. Результаты исследований приведены на рисунке 5. Установлено, что при прокатке в сопоставимых условиях продольная сила в калибрах больше, чем при прокатке полосы прямоугольного сечения в гладких валках за счет большей ак тивной площади калибра. Экспериментально изучено влияние формы калибра, формирующего сочлененный профиль, и угла захвата на величину продольной силы, а также оценена достоверность теоретических зависимостей (рисунок 6).

Установлено, что при формировании сочлененного профиля в калибре величина продольной силы на 23 % больше, чем при использовании гладких валков с вы ступом. Сопоставление экспериментальных результатов, полученных при про катке на гладких валках в прямоугольном калибре и в системе квадрат–ромб (ри сунок 7), показало, что в прямоугольном калибре с выпуском 20о показатель ве личины активных сил трения (1 /s), а следовательно, и продольная сила больше ввиду большей площади контакта.

Рисунок 5 – Экспериментальные результаты по изучению прокатки в прямоугольном калибре и в гладких валках на величину продольной силы Экспериментальный материал использовался для проверки точности полу ченных теоретических зависимостей, оценивающих величину продольной силы.

В результате проверки установлено, что расчетные величины продольной силы хорошо согласуются с данными экспериментов (ошибка аппроксимации 6 – 8 %).

Рассмотрение вопроса использования совмещенных методов ОМД было бы не полным без изучения протяженности зон на контактной поверхности в очаге деформации. Несмотря на важность вопроса в теоретическом и практическом планах, большое внимание к проблеме со стороны таких видных ученых, как А.И. Целиков, А.П. Чекмарев, В.С. Смирнов, И.М. Павлов, О.Г. Музалевский, И.Я. Тарновский, Д.И. Пирязев, В.П. Северденко, Н.М. Санько и др., в литерату ре отсутствует теоретическое решение данной задачи, позволяющее определить протяженность зон скольжения и прилипания на контактной поверхности в очаге деформации при прокатке. Решая совместно уравнения равновесия сил и момен тов в очаге деформации на установившейся стадии процесса при допущении, Рисунок 6 – Экспериментальные и теоретические данные по величине продольной силы, создаваемой клетью, формирующей сочлененный профиль Рисунок 7 – Экспериментальные зависимости показателя активных сил трения от формы калибра и коэффициента вытяжки что в очаге деформации действуют средние контактные силы трения и нормаль ные напряжения, sin, sin пр пр, sin оп оп, 1 cos 2 / 2, уширение в ос новном происходит в зоне отставания, а в зоне опережения – отсутствует, полу чены зависимости, позволяющие определить углы, характеризующие протяжен ность зон опережения (оп), прилипания (пр), отставания (от) на контактной по верхности в очаге деформации применительно как к классической прокатке, так и к совмещенным методам ОМД:

2 pср Qp b ;

от оп ;

(17) 2 ср 2 ср Rbср bср b Qp b b рср 2 рср 1 2 4 1 1 1 b ср ср Rbср рср bср Qp bср ср b1 ср (2 ) ср ср Rbср 1 bср 2Q p 3 рср Qp Qp Qp 2 1 Rbср pср рср Rbср 2 ср Rbср 4 ср рср R bср 4 ср ;

(18) оп b1 b 2 b b ср ср b ср 2 рср 3 рср Qp 2 2 ср ср Rbср 4 ср b b bср 8 1 1 1 рср, 1 bср bср (19) 2Q p Qp Rbср рср 2 Qp Qp р Rb 2 Rb 4 р R 2b 2 ср ср ср ср ср ср ср где Qр – результирующая внешних сил, н;

– коэффициент положения плеча равнодействующей.

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

а б Рисунок 8 – Установка для регистрации перемещений на контактной поверхности очага деформации при прокатке и кадры кинограммы (а), а также график зависимости продольной силы от протяженности зон (б) от h b 0, 019 0,53 2,1 0 0, 043 0 ;

(20) D ld пр h b 0,794 0,37 1,425 0 0, 063 0 ;

(21) D ld оп h b 0,187 0,16 0,683 0 0, 019 0, (22) D ld где D – диаметр валков, мм.

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

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

Изучением энергосиловых параметров процесса прокатки занимались мно гие видные ученые, из которых следует особо отметить Т. Кармана, Е. Орована, А.И. Целикова, С. Экелунда, А.П. Чекмарева, В.С. Смирнова, А.А. Королева, Г. Валквиста, Э.А. Гарбера, Б.В. Кучеряева и др. Однако, несмотря на большое количество материала по данному вопросу, практически неизученным остается процесс прокатки с подпором. Развитие совмещенных методов ОМД вызывает необходимость изучения этого вопроса в теоретическом и практическом плане.

По мнению большинства исследователей из всего многообразия известных тео ретических моделей для определения усилия прокатки наилучшие результаты дает модель, предложенная А.И. Целиковым. Однако отсутствие в литературе зависимостей для определения протяженности зон скольжения и прилипания на контактной поверхности в очаге деформации при прокатке не позволило исполь зовать все возможности модели. Как известно, при нахождении усилия прокатки по методике А.И. Целикова условия трения на контакте описываются коэффици ентом n,, который изменяется в широких пределах (от 1 до 6) и определяет точ ность расчетов энергосиловых параметров. Предложено решение для уточнен ного определения коэффициента n с учетом протяженности зон скольжения и прилипания на контакте при классическом процессе прокатки, развивающее тео рию А.И. Целикова в виде:

hоп on hоп on 1 ;

hоп h1 R оп ;

n n от n пр n оп ;

/ h n on (23) 2h у 1 pC hот hоп p пр hот hот hоп D ;

n hот hоп (24) пр 2 оп h 2 K 2K 2 у hоп оп h0 пр оп pC пр оп 2 у pD оп 1 1 ;

(25) 1 1 ;

оп h 2 K 2 у 2 у h от 2K пр оп h np on h0 np on 1 ;

hот h1 R оп пр / h n OT, (26) 2h где hоп, hот – высота полосы на границе между зонами опережения и при липания, отставания и прилипания, мм.

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

М пр 2 R 2bср у рср пр 2 оп, vв N пр M пр, (27) R где vв – скорость прокатки, м/с.

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

0 h0 np on h0 2 h 1h1 on 1 ;

n 1 ;

(28) on np on / h / n on 2h on 2h np on h OT 21 у hоп оп 2 0 у h0 пр оп pC пр оп 1, (29) p ;

D оп 1 пр оп hот оп 2 K 2 у 2 у h 2K где 0,1 – коэффициенты, учитывающие соответственно заднее и переднее натяжение (подпор);

K – сопротивление чистому сдвигу, МПа.

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

Экспериментально изучено влияние степени использования продольной силы при реализации совмещенного метода прокатки в приводной – непри водной клети на энергосиловые параметры приводной клети. Установлено, что при увеличении загрузки неприводной клети (увеличении степени использования продольной силы) увеличивается усилие прокатки и необходимая мощность в * Коновалов, Ю.В. Расчет параметров листовой прокатки: Справочник/ Ю.В. Конова лов, А.Л. Остапенко, В.И. Пономарев. – М.: Металлургия, 1986. – 428.

приводной клети, но изменение данных характеристик неравнозначно. При та ком же обжатии в неприводной клети, как в приводной, усилие в приводной кле ти увеличивается на 15 %, мощность на 87 %, таким образом, энергозатраты со кращаются на 13 %.

Рисунок 9 – Оценка точности предлагаемой методики для определения усилия прокатки в сопоставлении с результатами промышленного эксперимента, приведенного в литературе (*), и другими известными методиками Выполненная теоретическая часть работы позволила разработать научные основы совмещенных методов ОМД и показала, что величина продольной силы на установившейся стадии процесса прокатки велика, использование ее для со вмещения методов ОМД перспективно и позволит повысить эффективность про изводства за счет экономии материальных и энергетических ресурсов. Разработ ка совмещенных методов ОМД, основанных на использовании продольной силы, открывает новые перспективы для обработки металлов давлением, так как со вмещение в данном случае не является аддитивной суммой составляющих мето дов. Совмещение позволяет снять ограничения, свойственные каждому методу в отдельности, и получить дополнительные преимущества, и поэтому вызывает необходимость изучения и поиска новых технических и технологических реше ний. Определены наиболее удачные варианты совмещения методов ОМД: про катка в системе приводная-неприводная клеть, прокатка-разделение непривод ным делительным инструментом, прокатка-прессование, работа системы очаг деформации – валковая арматура.

3 Совмещенные методы обработки металлов давлением 3.1 Разработка совмещенного метода ОМД прокатки в приводной-неприводной клети Вопрос использования возможностей очага деформации для интенсифика ции процесса прокатки посредством совмещения методов ОМД давно интересо вал исследователей. К первым работам в этой области можно отнести исследова ния В.С. Лиханского, В.Н. Гриневцего, С.М. Жучкова, Л.В. Кулакова, А.П. Лох матова, предложивших устанавливать между клетями непрерывных групп не приводные клети. Данное направление представляет большой практический ин терес, так как позволяет за счет неприводных клетей снизить металлоемкость ос новного прокатного оборудования, затраты на монтаж и эксплуатацию, и таким образом обеспечить экономию материальных ресурсов. Отсутствие привода уп рощает конструкцию главной линии прокатной клети, повышает ее надежность, технологическую гибкость, снижаются затраты энергии, появляется возможность использования более простых конструктивно неприводных многовалковых ка либров и т. д. Однако практическое применение неприводных клетей затрудне но, с одной стороны, ограниченностью использования только в непрерывных группах, с другой – отсутствием научных основ данного метода обработки, что существенно затрудняет проектирование режимов деформирования, подбор обо рудования. К одному из основных вопросов, требующих решения, можно отне сти определение условий деформирования в неприводных валках. Эта задача решалась с использованием теории энергетического взаимодействия прокаты ваемой полосы и валков. Рассмотрено уравнение энергетического баланса для случая деформирования в двух гладких валках одинакового диаметра за счет продольной силы со стороны приводной клети с использованием допущений, что в очаге деформации действуют средние контактные нормальные и касатель ные давления, ср у рср. Площадь поперечного сечения в зонах скольжения оп ределяли с использованием известной в литературе экспоненциальной зависимо Г сти SС S111, заменив ею длину окружности. Уравнение энергетического ба ланса рассматривали в виде:

NФ+NTP+NX–N2±N3=0, (30) где Nx – мощность сил сопротивления вращению, Вт;

Nтр – мощность тре ния, Вт;

N2 – мощность, передаваемая продольной силой для деформирования в неприводных валках, Вт;

N3 – мощность подпора “плюс” или натяжения “минус”, создаваемая клетью, расположенной за неприводными валками, Вт.

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

10,75 10, h Qн рср S0 ln 0,5 2b1 b1 1 pсрld Q3, (31) cos 0, 251 cos 0, h где h1, h2 – высота полосы до и после деформирования в неприводных вал ках, мм;

1, ld, и 1 – коэффициент трения, длина дуги захвата и коэффициент вытяжки в неприводных валках;

1 – угол захвата в неприводных валках, рад;

b – уширение в неприводных валках, мм;

S0 – площадь поперечного сечения до деформирования в неприводных валках, мм2;

Q3 – подпор “плюс”, натяжение “минус”, создаваемые клетью, расположенной за неприводными валками, Н.

Применение неприводных клетей открывает новые перспективы использо вания многовалковых калибров. В связи с этим были рассмотрены варианты де формирования трехгранной и шестигранной полосы в трехвалковом непривод ном калибре с использованием тех же допущений, что и при получении зависи мости (30):

10,83 10, Qн pср S0 ln 1 1,0051 pсрbld Q3, (32) cos 0,171 cos 0, где b – ширина грани калибра, мм;

и квадрата в четырехвалковом неприводном калибре:

10,83 10, Qн pср S0 ln 1 1,341 pсрbld Q3. (33) cos 0,171 cos 0, Как следует из полученных зависимостей (31 – 33), величина Qн складыва ется из двух составляющих: первая часть расходуется на изменение формы, вто рая – на преодоление трения на контакте. Как показали расчеты, затраты на пре одоление трения составляют 7 – 12 % от затрат на формоизменение.

Эксперименты по изучению условий деформирования в неприводных кле тях проводили на специально созданной установке, оборудованной двумя смен ными неприводными клетями (двухвалковой и с трехвалковым калибром), за пись результатов и их обработку проводили с использованием компьютера с па кетом программ Power Graph 2.1. В результате проведенных экспериментов (ри сунок 10) установлено, что использование неприводных многовалковых калиб ров требует на 10 – 20 % большего продольного усилия для деформирования, чем в неприводных двухвалковых. Сопоставление расчетных значений продоль ного усилия, необходимого для деформирования в неприводных клетях, с экспе риментальными значениями показало хорошую сходимость результатов (ошибка аппроксимации 12 %).

Рисунок 10 – Зависимость напряжения подпора, необходимого для деформирования в неприводных клетях, от коэффициента вытяжки () и количества неприводных валков При практическом использовании совмещенного метода прокатки в при водной–неприводной клети необходимо оценить допустимое расстояние между клетями, обеспечивающее условие продольной устойчивости полосы (lmax). Для этой цели воспользовались известной формулой Эйлера. Полученное решение имеют вид:

Е imin при 2 / s 1 lmax, (34) 2k где Е – модуль упругости первого рода, МПа;

2 – напряжение подпора, МПа;

i2min – минимальный радиус инерции сечения, мм 2;

k – коэффициент приве дения длины.

Проведенные эксперименты позволили установить, что величина lmax зави сит от продольного усилия и минимального радиуса инерции сечения заготовки.

Невыполнение условия устойчивости усложняет ведение процесса, вызывая не обходимость использования дополнительных устройств, повышающих устойчи вость искусственным путем. В работе предложено оригинальное техническое решение, повышающее продольную устойчивость полосы (а.с. № 1375369).

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

Lvв2 Lvв max exp lдоп ;

, (35) 2qрср ln h0 / h 2qlрср где max – максимально возможный коэффициент вытяжки в неприводной клети заднего конца полосы, обеспеченный запасом потенциальной энергии;

– удельный вес, Н/мм3;

L – длина полосы, мм;

q – ускорение свободного падения, мм/с2;

l – расстояние от оси приводных валков до оси неприводных, мм.

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

Процесс прокатки в приводной–неприводной клети реализуется преиму щественно на непрерывных станах, что вызывает необходимость изучения ско ростных условий. С использованием оригинальной установки, позволяющей сравнивать горизонтальную составляющую окружной скорости приводных вал ков со скоростью выхода полосы из неприводных валков, изучен процесс опере жения в системе приводная–неприводная клеть. Установлено, что при деформи ровании в рассматриваемой системе опережение больше, чем в аналогичных ус ловиях при прокатке в два пропуска, причем при суммарном коэффициенте вы тяжки меньше 1,6 расхождение в пределах ошибки при больших значениях вытяжки его необходимо учитывать. Изучены особенности уширения в привод ной–неприводной клети. Экспериментально доказано, что суммарная величина уширения при прокатке в приводной–неприводной клети меньше, а коэффициент вытяжки больше, чем при прокатке в один проход с такой же величиной дефор мации, что делает процесс более эффективным.

Разработанные теоретические положения обобщены в математическую и компьютерную модели совмещенного метода прокатки в приводной– неприводной клети. В модели впервые учитывается влияние формы калибров на величину продольной силы, которую могут обеспечить приводные клети, распо ложенные перед и за неприводной, и на величину продольного усилия, необхо димого для деформирования в неприводной клети;

допустимое расстояние, обес печивающее продольную устойчивость;

допустимое расстояние между привод ной и неприводной клетью, позволяющее использование последней вне непри водных групп клетей. Компьютерная модель оформлена в среде Borland Delphi 7, объемом 3,7 Мбайт, снабжена базой данных из 73 аналитических зависимостей для определения сопротивления деформации, из которых 39 получены автором.

Для наглядности использована масштабная анимация совмещенного метода про катки в приводной–неприводной клети (свидетельство на программу для ЭВМ № 2006612893). Использование разработанной модели позволяет определить об ласть осуществимости совмещенного метода прокатки в приводной– неприводной клети в конкретных условиях, рациональные режимы деформиро вания, компоновку оборудования.

Перспективы и возможность использования совмещенного метода прокат ки в приводной–неприводной клети изучались в промышленных условиях на не прерывном среднесортном стане 450 ОАО “ЗСМК”. Был проанализирован сор тамент, определены профили, в которых имеются пропуски с небольшой загруз кой оборудования, и где можно заменить приводные клети на неприводные. В потенциально перспективных и расположенных рядом с ними клетях была запи сана и проанализирована токовая нагрузка главных двигателей. Установлено, что при прокатке 49 % сортамента стана 450 ОАО “ЗСМК” используются пропуски с небольшой загрузкой оборудования (5 – 10 % от номинальной мощности двига теля), в которых можно приводные клети заменить на неприводные. Разработана технология, и проведена опытно-промышленная прокатка уголка № 9 по дейст вующей калибровке с регистрацией токовой нагрузки главных двигателей черно вой группы, при которой в первых трех клетях черновой группы реализован про цесс прокатки в приводной–неприводной клети (привод второй клети отключен).

Эксперимент показал возможность такой прокатки и факт экономии 0,75 кВтч/т электроэнергии при замене приводной клети на неприводную.

Основываясь на полученных результатах, разработана технология беска либровой прокатки с использованием неприводных клетей, что позволяет пре одолеть два главных сдерживающих момента: улучшить устойчивость полосы при прокатке, увеличить суммарный коэффициент вытяжки. Разработана мате матическая модель процесса бескалибровой прокатки с использованием непри водных клетей.

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

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

3.2 Использование продольной силы при совмещении методов прокатки - продольного разделения неприводным делительным инструментом Способ продольного разделения заготовки в процессе прокатки относится к энергосберегающим технологиям. Данное преимущество объясняется тем, что уменьшение поперечного сечения в два, а иногда три и более раза за счет разде ления заготовки вдоль требует меньше энергозатрат и оборудования, чем тради ционный способ поэтапного обжатия заготовки. Этим объясняется повышенный интерес как со стороны ученых, так и производственников к освоению и совер шенствованию данного технологического приема.

В настоящее время продольное разделение проката в потоке стана реализу ется по двум схемам: одновременное формирование сочлененного профиля и продольное разделение в валках прокатного стана;

формирование сочлененного профиля и последующее продольное разделение неприводным делительным ин струментом.

Разработчиками и исследователями первого варианта технологии прокат ки-разделения являются специалисты Донецкого национального технического университета, НПО “Доникс” и металлургического комбината “Криворожсталь” В.М. Клименко, Г.М. Шульгин, В.Ф. Губайдуллин, В.А. Нечипоренко, В.П.

Следнев, В.С. Солод и другие. В последнее время этим вопросом серьезно зани маются ученые уральской школы совместно с работниками ОАО “Амурметалл” В.К. Смирнов, Ю.В. Инатович, Г.П. Перунов, С.А. Хохлов и другие.

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

Второй способ разработан относительно недавно и представляет собой со вмещенный метод ОМД, основанный на использовании продольной силы клети, формирующей сочлененный профиль для последующего продольного разделе ния полосы неприводным инструментом. В настоящее время совмещенному ме тоду прокатки-разделения неприводным инструментом отдают предпочтение, так как при этом упрощается настройка оборудования, появляется возможность одновременно разделять до четырех перемычек, используемый для разделения инструмент имеет незначительную стоимость по сравнению с прокатной клетью.

Однако, несмотря на перечисленные преимущества, внедрению данного процес са особенно на действующих производствах препятствует малая его изученность в теоретическом и экспериментальном плане, ограниченная область использова ния (только между клетями в непрерывных группах), небольшой выбор способов разделения – разрыв, реже – передавливание соединительной перемычки, низкое качество мест раздела, ограниченный сортамент получаемых изделий.

Для устранения выявленных недостатков была проведена большая теоре тическая и экспериментальная работа, направленная на разработку научных ос нов данного метода обработки.

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

0, 29 h2 h h tg tg p y 0,5 h h rp 2 1 n ;

Q (36) p 1,5h s 2,5h tg tg 2 p 0, 2 h h r h tg n h p ;

, (37) 2,5h 1,5 h 2 tg tg p 2 где rр – радиус делительных роликов, мм;

hпер – толщина перемычки, мм;

, р – углы между сочлененными профилями и при вершине делительного ролика, рад;

h – приращение толщины при внедрении ролика в сочлененную заготовку, мм.

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

Q 2 tg ;

2rр tg к tg р / 1 ;

(38) Кр 2 2 p c h2 2 s c h W s htg ;

P ;

, (39) c h b 2rp 4tg 2tg 2 2tg 4 cos 2 где к – угол клина, разрывающего полосу, град;

Кр – глубина внедрения делительного ролика, мм;

с – относительное сужение;

hзаг – толщина сочленен ного профиля, мм.

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

Q k1k 2 k3 s h2, (40) где k1, k2, k3 – коэффициенты, учитывающие твердость разрезаемого мате риала, повышение усилия резания при притуплении ножей, увеличение бокового зазора между дисковыми ножами при длительном их использовании;

н – коэф фициент надреза.

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

N в N ф N тр N рез ;

(41) h h0 h 2b0 b m 2 R у h1 ln 2 R у 1 arctg 2n h h1 R ;

m hmax, (42) 3 1,56nk1k2 k3 н 2 н где Nрез – мощность, необходимая для разрезания полосы, кВт;

n – количе ство осуществляемых резов;

n – коэффициент напряженного состояния;

– па раметр Лоде.

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

2b0 b m ld 2 у 2Q hmax. (43) nk1k2 k3 s н 2 н nk1k2 k3 н 2 н Значения максимальной толщины перемычки (hmax), полученные с исполь зованием зависимостей (42) и (43), отличаются на 8 % за счет того, что формула (42) дополнительно учитывает трение в месте контакта металла и диска, а также КПД процесса.

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

а б Рисунок 11 – Изучение способов продольного разделения неприводным делительным инструментом: а) исследование влияния толщины разделяемой перемычки на величину потребного продольного усилия;

б) темплеты образцов, разделенных разными способами (сверху вниз исходное сечение, разделение резанием, передавливанием, разрывом) В работе предложены новые техническое и технологическое решения, за щищенные патентом № 2221653, позволяющие за счет использования энергии движущейся полосы осуществлять продольное разделение неприводным дели тельным инструментом. Новое решение расширяет область использования про катки-разделения неприводным делительным инструментом, снимая ограниче ние по применению процесса только между клетями в непрерывных группах, что, в свою очередь, снижает материальные затраты при производстве несиммет ричных профилей. Определены условия реализации данного технического ре шения в виде:

LSсоч v LSсоч v hпер lдоп ;

, (44) lqk1k2 k3 s н 2 н 19, 6Q разд где lдоп – допустимое расстояние от линии, соединяющей центры валков, до роликов делительного устройства, гарантирующее разделение за счет энергии движения, мм.

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

Для определения допустимого расстояния между прокатной клетью и не приводным делительным инструментом, обеспечивающим продольную устой чивость полосы, предложена зависимость:

2imin ESсоч lmax, khпер k1k2 k3 s н 2 н (45) где Sсоч – площадь поперечного сечения сочлененного профиля, мм 2.

Полученные теоретические зависимости обобщены в математической мо дели прокатки-разделения неприводным делительным инструментом, учиты вающей особенности разделения разными способами;

величину продольной си лы клети, формирующей сочлененный профиль;

условия продольной устойчиво сти и возможность установки вне непрерывных групп клетей. Использование разработанной математической модели позволяет определить область осущест вимости процесса в конкретных условиях, режимы деформирования при получе нии сочлененного профиля, обеспечивающие разделение одним из известных способов с максимальной эффективностью.

3.3 Разработка совмещенного метода ОМД прокатки-прессования Разработанный относительно недавно совмещенный метод ОМД прокатки прессования, сочетающий в себе достоинства одного и другого способов обра ботки металлов давлением, представляет большой практический интерес. Суще ственный вклад в изучение процесса прокатки-прессования внесли B. Авитцур, Р. Грцуб, у нас в стране этим вопросом активно занимаются Н.Н. Довженко, В.Н.

Корнилов, С.Б. Сидельников, А.Г. Колесников, Н.А. Чиченев, С.В. Беляев и дру гие видные ученые. Однако многие нерешенные вопросы затрудняют широкое внедрение данного метода ОМД. Совмещенный метод прокатки-прессования ос нован на использовании изучаемой продольной силы, при помощи которой осу ществляется формоизменение в матрице. В работе методом киносъемки, с после дующей покадровой расшифровкой изучен механизм формирования очага де формации при размещении матрицы на различном расстоянии от линии, соеди няющей центры валков. Доказано, что при 1/s1 положение матрицы относи тельно линии, соединяющей центры валков, не влияет на процесс прокатки прессования, при больших значениях 1/s влияние существенно, что вызвано распрессовкой переднего конца и увеличением активной площади контакта.

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

– прямоугольный калибр без выпусков, нарезанный в валках:

x у 2hк h h h0 hк у 0 к хbк рср 2 у R x h0 hк R 2 у Q1 bк рср, (46) R bк R bк На практике используются конструкции калибров с одной или двумя боко выми поверхностями, образованными неподвижными пластинами. С учетом этих вариантов получены решения:

– калибр имеет одну неподвижную боковую поверхность:

у 2 2hк х у 2 h0 hк хb р 2 x h0 hк R, (47) h0 hк R 2 у Q1 bк рср к ср у R 2bк R 2bк где x – расстояние от линии, соединяющей центры валков до матрицы, мм;

2 – коэффициент трения на неподвижной боковой поверхности;

– обе боковые поверхности калибра образованы неподвижными пластина ми:

x 2 2hк h0 hк h h 2 0 к хbк рср 2 у R x h0 hк R 2 у Q1 bк рср. (48) R bк R bк Для оценки эффективности режимов деформирования, оптимизации со вмещенного метода прокатки-прессования предложено в качестве критерия ис пользовать коэффициент вытяжки в системе валки – матрица. Для количествен ной оценки данного параметра получено решение с использованием известной формулы И.Л. Перлина:

1 Q1 F0 exp f Z hb Z ;

, (49) 1 cos 1 sin x b h R где F0 – площадь поперечного сечения заготовки, мм 2;

f – коэффициент трения на поверхности матрицы;

1 – угол конуса матрицы, град.

Достоверность этих зависимостей и сделанных заключений была подверг нута проверке сопоставлением расчетных значений с экспериментальными дан ными по исследованию прокатки-прессования, полученными в институте инже нерной механики Силезского технического университета (**) (рисунок 12), и в Сибирском федеральном университете (Красноярский университет цветных ме таллов и золота).

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

– P. 321 – 340.

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

Рисунок 12 – Сравнительный график экспериментальных результатов, полученных в Силезском техническом университете (**) а б Рисунок 13 – Экспериментальные результаты по влиянию конструкции ка либра и места размещения матрицы на напряжение на матрице (1) и коэффициент вытяжки () в системе валок – матрица (а), пример определения области осуществимости и поиска оптимальных условий ведения процесса (б) Разработаны рекомендации и требования по выбору эффективных режимов ведения процесса, рациональной конструкции и компоновки оборудования, при использовании которых, создан комплекс новых технических решений (а.с. № 1194578, № 1450214, № 1690882, № 1669603).

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

Рисунок 14 – Технологическая линия для получения плющеной ленты в условиях ОАО “ЗСМК” Полученные теоретические и экспериментальные результаты по изучению совмещенного метода прокатки-прессования представляют большой интерес при практической реализации процесса литья-прессования, развитие которого явля ется приоритетным и отмечено в перечне критических технологий. Процесс ли тья-прессования стал возможным после открытия метода прокатки-прессования, который перевел прессование из циклического процесса в непрерывный. Мате риалы диссертации позволяют определить энергоэффективные режимы ведения процесса литья-прессования, рациональные размеры литой заготовки, комплекс разработанных устройств (а.с. № 1194578, № 1450214, № 1690882, № 1669603) расширяет область выбора нужной конструкции оборудования.

3.4 Особенности реализации принципов совмещения методов ОМД при работе системы очаг деформации – валковая арматура В процессе прокатки важную роль играет слаженность работы системы очаг деформации – валковая арматура, настройка и надежность работы которой непосредственно влияют на материальные и энергетические затраты, качество готовой продукции, частоту инцидентов.

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

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

4 Использование результатов исследований в промышленности и учебном процессе В условиях непрерывного мелкосортного стана 250-1 сортопрокатного це ха ОАО “ЗСМК” внедрен совмещенный метод ОМД прокатка-разделение непри водным делительным инструментом. С использованием разработанных методик, математической модели определена область осуществимости процесса, установ лены предельные значения коэффициента вытяжки в 15 клети, формирующей сочлененный профиль, допустимая толщина перемычки, компоновка оборудова ния, обеспечивающая продольную устойчивость, защищенные патентом на спо соб продольного разделения № 2379138. Разработана оригинальная конструкция делительного инструмента, защищенная патентом на полезную модель № 53597.

Проведена большая работа по адаптации процесса к условиям цеха и изучению изменения технологических параметров. В результате проведенной работы уда лось обеспечить экономию материальных и энергетических ресурсов при произ водстве арматурных профилей № 10, № 12, № 14 на непрерывном мелкосортном стане 250-1 ОАО “ЗСМК” за счет снижения в среднем на 23 кВт ч/т энергозатрат, повышения на 31 % производительности, расширить сортамент выпускаемых из делий, благодаря освоению термоупрочненной арматуры № 8 в прутках. Годовой экономический эффект (в ценах 2010 г.) составил 43,6 млн. руб., долевая часть 8,7 млн. рублей.



Pages:   || 2 |
 

Похожие работы:





 
2013 www.netess.ru - «Бесплатная библиотека авторефератов кандидатских и докторских диссертаций»

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