CC BY
63
УДК 621.771.014-415
И. А. Кожевникова, Э. А. Гарбер
РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ ТОНКОЛИСТОВОЙ ПРОКАТКИ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ ШИРОКОПОЛОСНЫХ СТАНОВ
I. A. Kozhevnikova, Е. A. Garber
DEVELOPMENT OF THE THEORY OF THIN SHEET ROLLING TO ENHANCE THE EFFICIENCY OF WIDE STRIP MILLS
Технический прогресс листопрокатного производства вызвал необходимость пересмотра ряда фундаментальных положений классической теории листовой прокатки, создававшейся в середине XX века.
Разработаны новые методы моделирования процессов горячей и холодной прокатки и их энергосиловых параметров, учитывающие изменения в структуре очагов деформации, вызванные совершенствованием технологии и оборудования листовых станов.
На основе этих методов установлены новые закономерности в процессах деформации полос, разработаны, испытаны и частично внедрены в производство усовершенствования в технологии, повысившие качество листов и снизившие затраты на их производство.
Процесс прокатки, очаг деформации, нейтральное сечение, зона прилипания, контактные напряжения, усилие прокатки, мощность прокатки.
Technical progress in sheet rolling production made it necessary to revise a number of fundamental issues of the classical theory of sheet production which was being created in the middle of the 20th century.
The authors have developed new modeling methods for cold and hot rolling processes and their energy force parameters which take into account changes in deformation zones structure generated by improvements of technology and equipment for sheet mills.
Based on these methods, new regularities in strip deformation processes are found. Improvements in technology are developed, tested and partially put into operation which improve sheet quality and reduce production costs.
Rolling process, deformation zone, neutral section, adherence zone, contact stresses, rolling force, rolling power.
В результате технического прогресса листопрокатного производства в сортаменте, технологии и конструкции широкополосных станов горячей и холодной прокатки в последние десятилетия произошли значительные изменения. Одно из главных изменений - уменьшение толщины прокатываемых полос.
На широкополосных станах горячей прокатки (ШПСГП) минимальная толщина полос ранее составляла 2-3 мм, а теперь освоен выпуск горячекатаных полос толщиной 0,8-1,5 мм, ранее относившихся к сортаменту станов холодной прокатки. На станах холодной прокатки автомобильных и конструкционных полос и листов минимальная толщина полос составляла 0,4-0,5 мм, а теперь освоен выпуск особо тонких полос толщиной до 0,2-0,25 мм, чему способствовало внедрение но-
вых смазочно-охлаждающих жидкостей с существенно лучшими смазочными свойствами. В результате эти станы по сортаменту сблизились со специализированными станами, производящими тонкую жесть.
Тенденция уменьшения толщины полосы привела к изменениям структуры очагов деформации, условий трения между полосой и валками и режимов прокатки.
В чистовых группах клетей ШПСГП суммарные обжатия увеличились до 97 %, частные обжатия - до 63 %. В результате увеличилась протяженность упругих участков очагов деформации, повысились контактные напряжения между полосой и валками до опасного уровня -800-И 100 МПа, соответствующего уровню напряжений при холодной прокатке.
На ШПСХП длина упругих участков увеличилась с 30-40 до 70 % длины очагов деформации, т. е. в рабочих клетях современных ШПСХП в значительной части очагов деформации вместо условий пластичности действуют законы упругости. Кроме того, изменилось соотношение между длинами зон отставания и опережения в пользу зоны отставания, которая в ряде случаев стала занимать весь очаг деформации. Более того, последние исследования показали, что имеются очаги деформации, в которых вблизи выхода полосы из валков возникают второе нейтральное сечение и дополнительная зона отставания.
Указанные изменения не могли быть учтены в рамках классической теории прокатки. Применение ее положений для расчета технологических и энергосиловых параметров современных станов стало приводить к значительным погрешностям, вызывающим неоправданные потери энергии, повышенные эксплуатационные расходы и снижение качества проката. Анализ показал, что выполнение расчетов на основе положений классической теории прокатки приводит к особенно большим погрешностям при определении следующих параметров современных станов:
-длины очага деформации, особенно ее упругой части;
-сопротивления деформации полосы, распределения нормальных и касательных контактных напряжений по длине очага деформации;
- мощности прокатки и момента главного привода стана.
Для приведения положений классической теории в соответствие с современными требованиями развивающегося листопрокатного производства, на кафедре машин и агрегатов металлургических заводов Череповецкого государственного университета в 2000-2008 гг. выполнены теоретические и экспериментальные исследования процессов горячей и холодной прокатки, в том числе на дейст-
вующих широкополосных станах, в результате которых разработаны усовершенствованные модели этих процессов. Подробное обоснование, алгоритмы и расчетные формулы разработанных моделей опубликованы в [1-5], а в данной статье изложены их наиболее существенные новые положения.
В теорию процесса холодной прокатки введены следующие новые положения:
А. Контактные напряжения рассчитываются отдельно на каждом упругом и пластическом участке очага деформации (рис. 1).
Рис. 1. Структурная схема очага деформации: ь А/ - толщина полосы на входе в г-ю клеть и на выходе из нее; /гм - толщина полосы в нейтральном сечении; ст, _ ь о, - заднее и переднее удельные натяжения; рх, тх - нормальные и касательные контактные напряжения; а - угол захвата; Р - угол, характеризующий участок упругого восстановления; у - нейтральный угол;
максимальные значения абсолютных упругих деформаций полосы по толщине на участках с длинами хх и х4
Согласно представленной схеме, очаг деформации аппроксимирован двумя отрезками прямых АВ и ВС (такая аппроксимация для условий холодной прокатки, когда угол захвата а<3...8°, а соотношение ДА/ / /с, < 0,003-0,04, не вносит сколько-нибудь существенных погрешностей в расчет) и состоит из трех участков:
1) упругого сжатия полосы длиной Хь
2) пластической деформации длиной хш, включающего две зоны: отставания длиной хг = хОТСГ и опережения длиной х3 =хопер;
3) упругого восстановления части толщины полосы на выходе из очага деформации длиной х4.
Б. При расчете контактных напряжений на упругих участках вместо условия пластичности применено уравнение упругости.
Для условий плоской деформации металла уравнение пластичности может быть записано в виде
О! -о3 = 2тй
где а|, о3 - главные нормальные напряжения; т^ -сопротивление чистому сдвигу, т* = 1,150ф; Оф -сопротивление металла пластической деформации.
Так как угол захвата при тонколистовой прокатке мал, в качестве главных нормальных напряжений можно принять: = -их, 03 = -рх, тогда уравнение пластичности примет вид
В. В отличие от классической теории прокатки, решена задача расчета контактных напряжений в очаге деформации не только с одним нейтральным сечением (см. рис. 1), но и - впервые в теории прокатки - в очагах двух других типов -без нейтрального сечения и с двумя нейтральными сечениями.
Структуру очага деформации (количество нейтральных сечений и участков) определяет характер изменения скорости полосы по длине этого очага. Возможные варианты графиков изменения скорости полосы и* представлены на рис. 2, на этом же графике в виде прямой показан график окружной скорости бочки валка г)в,.
Скорость полосы в любом поперечном сечении х очага деформации (см. рис. 1) определяется из закона постоянства секундного объема:
рх-ох = 1,15оф.
О)
Сопротивление металла деформации на упругих участках очага деформации подчиняется закону Гука:
= ЕП
А,
; -1
А/г,
где Е„ - модуль упругости материала полосы; АИХ, ~ абсолютная и относительная упругие деформации полосы по толщине на упругих участках.
С учетом формул (2), уравнения упругости для участков упругого сжатия полосы длиной х\ и упругого восстановления длиной х4 могут быть выражены, по аналогии с уравнением пластичности (1), следующим образом:
(2)
о, = и,
' К '
(4)
рх-ах =1,15ЕП
1 —
где - скорость прокатки в 1-й клети; /г, - толщина полосы на выходе из 1-й клети; Их - толщина полосы в сечении с координатой х.
Согласно выражению (4), скорость полосы и^ увеличивается из-за уменьшения толщины от сечения АА до сечения ВВ (см. рис. 1, 2). При этом возможны три варианта увеличения скорости.
Вариант «А» - увеличение скорости происходит по линии 1. В этом случае скорость поло-
Рх -<*, =М5£П
1--2-
Рис. 2. Графики изменения скорости полосы по длине очага (3) деформации 1-й клети: 1-е одним нейтральным сечением: 2 -
без нейтральных сечений; 3-е двумя нейтральными сечениями
сы и*, увеличиваясь по мере обжатия, достигает величины ьх = ив, на значительном удалении от сечения, проходящего через вертикальную осевую плоскость рабочих валков, в котором толщина полосы минимальна (/гтт). На участке ВС скорость полосы уменьшается из-за некоторого увеличения ее толщины вследствие упругого восстановления. Очаг при таком графике изменения скорости полосы имеет одно нейтральное сечение толщиной /г„ и состоит из четырех участков: двух упругих с длинами X] и Х4 и двух пластических - зон отставания и опережения с длинами *2 = *отсг> = хопер-При этом скорость полосы на выходе из валков V, больше окружной скорости вращения валков ив/:
и:
>1, — >1. •0„,
Вариант «Б» - увеличение скорости происходит по линии 2 (см. рис. 2). В данном случае скорость полосы, увеличиваясь от сечения АА к сечению ВВ, не успевает достичь величины, равной скорости валков, а на втором упругом участке скорость уменьшается из-за некоторого увеличения толщины полосы. Поэтому такой очаг деформации не имеет нейтрального сечения и зоны опережения, он состоит только из трех участков - тех же двух упругих и одного пластического длиной Х2-3- *пл> причем все эти участки находятся в зоне отставания, а скорость полосы на выходе и, меньше окружной скорости валков:
<1
■О,
Вариант «В» - увеличение скорости происходит по линии 3. Пересечение графиков \>Х(ИХ) и г>„, происходит не в середине участка АВ, а вблизи сечения ВВ, в котором Их = /гт;п. В этом случае при снижении скорости полосы на втором упругом участке графики изменения скорости полосы и валков вновь пересекаются, следовательно, значение их становится меньше г>в,:
-^>1; — <1.
Очаг деформации при таком изменении скорос-
ти полосы будет состоять из пяти участков: упругого сжатия длиной х\, зон отставания длиной Х2 и опережения длиной расположенных на пластическом участке, и участка упругого восстановления, разделенного на две зоны: опережения длиной Х4опер и отставания длиной х4отст.
Г. Поскольку в классической теории прокатки рассматривался очаг деформации по варианту «А» с одним нейтральным сечением, а два другие типа по вариантам «Б» и «В» не рассматривались, то в новой методике энергосилового расчета разработаны алгоритм и критерии идентификации типа очага деформации, подробно описанные в работах [2, 3].
Д. Впервые доказано, что на современных станах холодной прокатки, использующих эффективные смазочно-охлаждающие жидкости новых поколений, зоны прилипания в очагах деформации рабочих клетей полностью отсутствуют, что, в отличие от станов горячей прокатки, позволило распространить закон трения скольжения на всю протяженность очага деформации.
Прилипание возникает в той части длины очага деформации, в которой касательные контактные напряжения хх, возрастающие пропорционально нормальным контактным напряжениям рх по закону трения скольжения хх=црх, достигают максимально возможной величины тОТ1ах = т.,. Расчеты показали, что максимальные значения касательных напряжений в очаге деформации при холодной прокатке в 4-17 раз меньше сопротивления чистому сдвигу материала полосы, это и является доказательством отсутствия зоны прилипания в очагах деформации современных станов холодной прокатки.
Расчет нормальных контактных напряжений с раздельным учетом напряженного состояния на упругих и пластических участках
В соответствии с новым подходом, для расчета контактных напряжений составляют систему трех уравнений отдельно для каждого упругого и пластического участков:
1) дифференциальное уравнение равновесия полосы в очаге деформации;
2) закон трения скольжения Амонтона;
3) уравнение, выражающее условие упругости или пластичности [выражения (1), (3)].
В результате решения системы получают расчетные формулы нормальных контактных напряжений рх[\-Ъ\
Формулы для расчета средних значений нормальных контактных напряжений на каждом участке очага деформации получают путем интегрирования выражений рх.
По известным средним значениям нормальных контактных напряжений на каждом участке средние для каждой схемы очага деформации значения вычисляют по формулам:
Рср, = -г(рл + />2*отст + Л*опер + />4*4 )
С,
с одним нейтральным сечением (вариант «А»);
Рср, =у-{Р\х1 + Ргъхпп + ал) а
без нейтральных сечений (вариант «Б»); Рср, = ~т(р\х\ + Р2Хотст + Рзхопер + />4*4опер + Рзх4 отст )
С!
— с двумя нейтральными сечениями (вариант «В»),
Для расчета усилия прокатки используют известную формулу:
Р ~ Рср / 1а
где Ъ - ширина прокатываемой полосы.
Определение мощности прокатки
В отличие от классических методик, составляющие работы прокатки вычисляют отдельно для каждого из упругих и пластических участков очага деформации, а в качестве нормальных контактных напряжений на этих участках используют их средние значения.
Работу нормальных и касательных сил на каждом участке вычисляют отдельно в горизонтальном (вдоль оси прокатки) и вертикальном (перпендикулярно к оси прокатки) направлениях, для чего находят проекции каждого из напряжений рр Т; на указанные оси, а затем от проекций напряжений переходят к проекциям соответствующих сил и, найдя с помощью интегрирования для каждого
участка путь соответствующей горизонтальной или вертикальной силы, определяют значения работы прокатки [1-3].
Удельную работу прокатки в целом для очага деформации г'-й клети рассчитывают по формуле
7=5
апр, = X а]>
7 = 1
где а} - работа прокатки нау'-м участке.
Мощность прокатки полосы в г-й клети вычисляют по формуле
-*Ч,Р, = аПр, • и, - /г,- Ь.
Анализ выражений для определения работ прокатки позволил сделать следующие выводы:
1. Работа и мощность прокатки зависят исключительно от касательных сил, вызванных касательными напряжениями; от нормальных контактных напряжений работа непосредственно не зависит, значения этих напряжений косвенно влияют на мощность прокатки лишь через коэффициент трения Ц/.
2. Полезную работу валки совершают только на первом упругом участке и в зоне отставания, а в зоне опережения и на втором упругом участке полоса возвращает валкам часть затраченной энергии.
В теорию процесса горячей прокатки тонких широких полос внесены новые положения, общие для горячей и холодной прокатки, обоснованные выше, и ряд принципиально новых положений, вытекающих из особенностей напряженно-деформированного состояния металла в очаге деформации при горячей прокатке.
Общие положения вытекают из того, что в рабочих клетях ШПСГП очаг деформации состоит, как и в клетях станов холодной прокатки, из двух упругих участков и пластического, расположенного между ними. В первых клетях чистовых групп доля длины этих участков от общей длины очага деформации составляет 1-2 %, а в последних клетях она увеличивается до 10-21 %. Поэтому контактные напряжения рассчитывают отдельно по участкам, причем в упругих участках вместо уравнения пластичности используют уравнения упругости (3).
Установлено, что, в отличие от холодной прокатки, в очаге деформации ШПСГП всегда есть
нейтральное сечение, причем оно является единственным.
Главное отличие методики энергосилового расчета ШПСГП вытекает из существенной особенности напряженного состояния полосы, состоящей в том, что большая часть протяженности очага деформации при горячей прокатке представляет собой зону прилипания. Как известно, зона прилипания характеризуется отсутствием относительного скольжения контактных поверхностей полосы и валков:
о.
где ихпов - скорость движения поверхностного слоя полосы, контактирующего с валком; ив - окружная скорость бочки валка.
Исходя из изложенных положений, в данной работе принята схема изменения скорости полосы по длине и толщине очага деформации ШПСГП, показанная на рис. 3.
Несмотря на то, что на пластическом участке из-за явления прилипания скорость поверхностного слоя полосы постоянна, относительно средней по толщине скорости полосы выполняются условия:
при Ьх > К 1)1ср < ив;
при Их < Ин и^ср > г>в.
Поэтому по отношению к средней скорости по толщине полосы пластический участок состоит из двух зон: 1) зоны отставания длиной х^,. отст-; 2) зоны опережения длиной х™, 0Пер-
Новый закон распределения контактных напряжений трения по длине очага деформации
Характерная особенность условий трения в зоне прилипания состоит в том, что в ней нормальные и касательные контактные напряжения практически не зависят от коэффициента трения скольжения, а зависят от сопротивления чистому сдвигу материала полосы и от разности между скоростью полосы ихср (средней в поперечных сечениях) и окружной скоростью бочки валков ив.
С учетом особенностей напряженно-деформированного состояния полосы, в разработанной новой методике расчета контактных напряжений принята следующая модель напряжений трения:
а) на упругих участках очага деформации действует закон трения скольжения:
Т.х = \1рх\
(5)
Рис. 3. Схема очага деформации рабочей клети широкополосного стана горячей прокатки и график изменения скоростей полосы
Согласно этой схеме очаг деформации состоит из трех участков:
- участков упругого сжатия полосы на входе в валки длиной х1упр и упругого восстановления части ее толщины на выходе из валков длиной Х2, в которых действует закон трения скольжения Амонтона;
- участка пластической деформации длиной Хпл, представляющего собой целиком зону прилипания.
б) на пластическом участке, представляющем собой зону прилипания, действует закон трения покоя и касательные напряжения изменяются линейно от максимального значения тхтт = т5 до минимального значения хх > -т„ проходя через значение гх= 0 в нейтральном сечении, в соответствии с выражением
(6)
где /г!упр - толщина полосы на границе первого упругого и пластического участков.
Выражения для расчета средних значений нормальных контактных напряжений для каждого участка {р\,рг,ръ) и для очага деформации в целом приведены в работе [4].
Определение мощности прокатки
Новая методика расчета мощности горячей прокатки аналогична методике, разработанной для станов холодной прокатки, однако ее основное отличие состоит в принятом законе изменения касательных напряжений по длине очага деформации.
Средние значения касательных напряжений на упругих участках вычисляются на основе закона трения (5):
Х4 = - \i-iP4-
Знак минус в выражении для определения Т4 указывает на противоположное по отношению к первому участку направление касательных напряжений, так как второй упругий участок находится в зоне опережения.
По той же причине средние значения касательных напряжений на пластическом участке определяют в каждой из зон отдельно путем интегрирования в соответствующих границах выражения (6):
в зоне отставания: т, = —;
2 2
в зоне опережения: т3 = ——
( К ~^2упр
^1упр V
Выражения удельных работ прокатки для каждого участка очага деформации рабочей клети непрерывного широкополосного стана горячей прокатки приведены в работе [5].
Изложенные новые положения обеспечили снижение погрешностей расчета усилий и мощности на широкополосных станах в 5-28 раз: с 4—90 до 0,2-15%.
Разработанные методики использованы для совершенствования оборудования и технологии листовых станов. Наиболее существенные практические результаты этих работ состоят в следующем.
1. В 2000-2001 гт. на 4- и 5-клетевом станах холодной прокатки «1700» выполнен комплекс исследований влияния положения нейтральных
сечений в рабочих клетях на чистоту поверхности холоднокатаных полос и на расход энергии.
В результате испытаний достоверно установлено, что сдвиг нейтрального сечения в рабочей клети вперед по ходу прокатки уменьшает количество загрязнений на полосе, а сдвиг в противоположную сторону уменьшает расход энергии при прокатке. На основании этих результатов внедрена в производство новая технология, что значительно улучшило чистоту поверхности полосы.
2. В 2002-2003 гг. на 5-клетевом стане холодной прокатки «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь» внедрены новые способы непрерывной холодной прокатки полос с натяжением, устранившие вибрационные процессы в рабочих клетях, за счет этого в 2 раза снизилась отсортировка холоднокатаных листов по дефекту «ребристость» и увеличилась рабочая скорость стана с 10-12 до 18-20 м/с.
3. В 2004-2008 гг. на 6-клетевом стане горячей прокатки «1700» ЧерМК ОАО «Северсталь» разработаны и испытаны усовершенствованные режимы прокатки, обеспечившие, по сравнению с рабочими, снижение: уровня контактных напряжений на 7-26 %; суммарной мощности двигателей главного привода стана на 2,8-7,6 %; продольной разнотолщинности и разноширинности полос в 1,7-2 раза и колебаний усилий прокатки почти в 2 раза.
4. В 2005-2007 гг. на 4-клетевом стане холодной прокатки «1700» Мариупольского металлургического комбината им. Ильича (Украина) в результате комплекса НИР разработаны и внедрены новые технологические режимы, снизившие обрывность полос в 1,5-1,8 раза, повысившие чистоту их поверхности на 15-19 % и уменьшившие расход энергии на 12-17 %.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Гарбер, Э. А. Станы холодной прокатки (теория, оборудование, технология) / Э. А. Гарбер. - М.: Ин-т «Черметинформация»; Череповец: ЧГУ, 2004.-416 с.
2. Гарбер, Э. А. Моделирование напряженного состояния полосы при холодной прокатке в очаге деформации с двумя нейтральными сечениями / Э. А. Гарбер, Д. Л. Ша-лаевский, И. А. Кожевникова, А. И. Трайно // Металлы. -2007.- №4. -С. 41-53.
3. Гарбер, Э. А. Моделирование контактных напряжений и скоростного режима полосы при холодной прокатке в очаге деформации с двумя нейтральными сечениями / Э. А. Гарбер, Д. Л. Шалаевский, И. А. Кожевникова // Производство проката. - 2007. - № 8. - С. 2-11.
4. Гарбер, Э. А. Расчет усилий горячей прокатки тонких полос с учетом напряженно-деформированного состояния в зоне прилипания очага деформации / Э. А. Гарбер, И. А. Кожевникова, П. А. Тарасов // Производство проката. -2007,-№4.-С. 7-15.
5. Гарбер, Э. А. Уточненный расчет мощности двигателей главного привода широкополосных станов горячей прокатки / Э. А. Гарбер, И. А. Кожевникова, П. А. Тарасов // Производство проката. - 2007. - № 10. - С. 5-12.
Кожевникова Ирина Александровна - кандидат технических наук, доцент кафедры машин и агрегатов металлургических заводов Череповецкого государственного университета.
Тел.: 8 (8202) 51-70-17, e-mail: [email protected]
Гарбер Эдуард Александрович - доктор технических наук, профессор кафедры машин и агрегатов металлургических заводов Череповецкого государственного университета, заслуженный деятель науки и техники РФ.
Тел.: 8 (8202) 51-83-05, e-mail: [email protected]
Kozevnikova, Irina Alexandrovna - Candidate of Science (Technology), Associate Professor, Department of Machines and Aggregates in Metallurgical Plants, Cherepovets State University.
Tel.: 8 (8202) 51-70-17, e-mail: [email protected]
Garber, Eduard Alexandrovich - Doctor of Science (Technology), Professor, Department of Machines and Aggregates in Metallurgical Plants, Cherepovets State University, Russia's Honoured Science and Technology Worker.
Tel.: 8 (8202) 51-83-05, e-mail: [email protected]
УДК 669.162
С. M. Тлеугабулов, А. Т. Степанов, Е. Е. Киекбаев, Н. В. Черный
НОВЫЕ СПОСОБЫ ПРОИЗВОДСТВА ОКАТЫШЕЙ ИЗ ЖЕЛЕЗОРУДНОГО КОНЦЕНТРАТА СОКОЛОВСКО-САРБАЙСКОГО ГОРНО-ОБОГАТИТЕЛЬНОГО
ПРОИЗВОДСТВЕННОГО ОБЪЕДИНЕНИЯ
S. М. Tleugabulov, А. Т. Stepanov, Е. Е. Kiekbaev, N. W. Cherniy
NEW WAYS OF PELLET PROPDUCTION OUT OF IRON ORE CONCENTRATES FROM SOKOLOUSKO-SARBAYSKOE GROUP OF ORE-DRESSING AND PROCESSING COMPANIES
Приведены результаты применения мелассовой связующей добавки для производства окатышей. Установлено, что возможность применения новых окатышей зависит от давления шихты в печи примерно до середины шахты. Если к этому моменту окатыши не разрушатся, то в дальнейшем происходит их самоупрочнение. Установлено, что при производстве метал-лизованных окатышей на мелассовой связующей добавке содержание серы снизилось примерно в 10 раз.
Шахтная печь, железорудные окатыши, прочность, мелассовая связующая добавка.
The paper presents the results of using molasses bonding additives in production of pellets. It is found out that the possibility of using new pellets depends on the column pressure approximately till the centre of furnace stack, i.e. till getting the definite level of reduction on the level 0.5-0.6 at which metallic cover is formed. If pellets stand the column pressure till this level, then they are not destructed as far as there takes place spontaneous hardening. At the same time, the quantity of sulfur in pellets is reduced 10 times.
Shaft furnace, iron ore pellets, hardness, molasses bonding additives.
Поиски технических решений по снижению се- дукцию эта проблема становится узловой. Такие бестоимости стали никогда не теряют актуальное- поиски ведутся в нескольких направлениях: это ти, а в условиях мирового экономического кризиса разработки вариантов модернизации традицион-и повсеместного снижения спроса на металлопро- ной технологии производства стали по всем пере-
