Содержание к диссертации
Введение
Часть I. Совершенствование технологии разливки низкоуглеродистой листовой стали в изложницы 9
Глава 1. Совершенствование технологии разливки низкоуглеродистой кипящей стали с химическим закупориванием слитков 9
1.1. Существующая технология химического закупоривания слитков кипящей стали и качество разлитого металла 9
1.2. Теоретическое обоснование основных параметров технологии разливки кипящей стали с химическим закупориванием слитков 15
1.3. Улучшение макроструктуры крупных химически закупоренных слитков низкоуглеродистой кипящей стали 24
1.4. Изучение загрязнённости химически закупоренной низкоуглеродистой кипящей стали неметаллическими включениями 38
1.5. Снижение загрязнённости химически закупоренной низкоуглеродистой кипящей стали неметаллическими включениями 58
1.5.1. Регулирование окисленности низкоуглеродистого кипящего металла присадкой коксика в изложницу 60
1.5.2. Химическое закупоривание слитков низкоуглеродистой кипящей стали комплексными сплавами 71
1.6. Выводы 82
Глава 2. Совершенствование технологии скоростной разливки низкоуглеродистой кипящей стали с механическим закупориванием слитков 84
2.1. Существующая технология скоростной разливки кипящей стали и качество разлитого металла 84
2.2. Исследование природы дефекта "плена" на поверхности листов жести 89
2.3. Исследование влияния различных факторов сталеплавильного производства на образование дефекта "плена" 95
2.4. Регулирование окисленности кипящего металла в изложнице 97
2.5. Выводы 107
Глава 3. Совершенствование технологии ковшевого раскисления и разливки низкоуглеродистой стали для производства жести при замене кипящей стали на полуспокойную 108
3.1. Существующая технология раскисления полуспокойной стали для производства тонкого холоднокатаного листа 110
3.2. Разработка технологии ковшевого раскисления и разливки полуспокойной стали для производства жести 113
3.3. Исследование качества низкоуглеродистой полуспокойной и кипящей стали для производства жести 124
3.4. Выводы 130
Часть II. Совершенствование технологии непрерывной разливки низкоуглеродистой листовой стали .. 131
Глава 4. Улучшение температурно-скоростного режима непрерывной разливки стали 139
4.1. Уточнение параметров температурно-скоростного режима разливки низкоуглеродистой конструкционной стали 139
4.2. Совершенствование температурно-скоростного режима разливки трансформаторной стали 152
4.3. Выводы 157
Глава 5. Разработка рациональных режимов вторичного охлаждения непрерывнолитых слябов 158
5.1. Методика расчёта требуемой температуры поверхности непрерывнолитых слябов с рациональным распределением подлине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ 159
5.2. Результаты расчёта требуемой температуры поверхности непрерывнолитых слябов с рациональным распределением 164
5.3. Методика расчёта температуры поверхности сляба при заданных
расходах охладителя по секциям зоны вторичного охлаждения 170
5.4. Результаты расчёта температуры поверхности сляба при заданных расходах охладителя по секциям зоны вторичного охлаждения 172
5.5. Определение рациональных расходов охладителя по секциям зоны вторичного охлаждения 173
5.6. Результаты расчёта рациональных расходов охладителя и их промышленное опробывание 176
5.7. Совершенствование режима вторичного охлаждения непрерывнолитых заготовок из трансформаторной стали 186
5.8. Выводы 199
Глава 6. Моделирование процесса формирования переходного участка непрерывнолитого сляба при разливке методом "плавка на плавку" 200
6.1. Экспериментальные исследования переходных участков непрерывнолитых заготовок 201
6.2. Существующие представления о процессах массопереноса при формировании непрерывнолитого слитка 220
6.3. Математическое моделирование перемешивания металла при формировании переходного участка непрерывнолитого сляба 233
6.3.1. Описание математической модели 233
6.3.2. Изучение распределения заливаемого в кристаллизатор жидкого металла в отливаемом слябе 246
6.3.3. Результаты моделирования влияния технологических факторов непрерывной разливки стали на параметры переходного участка сляба 254
6.4. Выводы 274
Основные выводы 275
Список использованных источников 279
5 Приложение 1. Акты внедрения работы по двухступенчатому регулированию окисленности кипящей стали в изложнице 307
Приложение 2. Акт оценки эффективности научно-исследовательских работ по непрерывной разливке стали 316
- Существующая технология химического закупоривания слитков кипящей стали и качество разлитого металла
- Существующая технология скоростной разливки кипящей стали и качество разлитого металла
- Уточнение параметров температурно-скоростного режима разливки низкоуглеродистой конструкционной стали
- Методика расчёта требуемой температуры поверхности непрерывнолитых слябов с рациональным распределением подлине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ
Введение к работе
Производство готового проката на предприятиях чёрной металлургии Российской Федерации с учётом динамики спроса на металлопродукцию к 2010 г. должно увеличиться по сравнению с 2001 г. на 18...20 % и составить 55...56 млн.т [1]. Доля листового проката в общем объёме производства возрастёт с 41,4 [см. 1] до 53...55 % [2].
Основными производителями листового проката в нашей стране являются такие крупные металлургические предприятия, как ОАО "Магнитогорский металлургический комбинат" (г. Магнитогорск), ОАО "Северсталь" (г. Череповец) и ОАО "Новолипецкий металлургический комбинат" (г. Липецк). На этих предприятиях доля листовой металлопродукции в готовом прокате (по данным 2001 года) составляет в среднем 71,3 % [см. 2]. Объём производства холоднокатаного листа при этом примерно равен 40 % от общего объёма производства листового металла.
Для получения листового проката и, особенно, холоднокатаного листа в основном используется низкоуглеродистая сталь, обладающая высокими пластическими свойствами [3]. В низкоуглеродистой стали содержание углерода не превышает 0,25 % [4] и она может иметь различную степень раскис-ленности. Традиционно для производства листовой металлопродукции использовалась низкоуглеродистая кипящая сталь, как правило, выплавляемая в подовых сталеплавильных агрегатах и разливаемая в изложницы. На крупных металлургических предприятиях, производящих кипящую сталь в большом объёме, для её выплавки использовались большегрузные сталеплавильные агрегаты с интенсификацией процесса продувкой ванны газообразным кислородом, вследствие чего выплавленный металл имел повышенную окис-ленность. Для увеличения пропускной способности разливочных пролётов часто применялась скоростная разливка кипящей стали в изложницы и химическое закупоривание слитков. Всё это затрудняло стабильное получение высокого качества отливаемых слитков и производимого из них готового листа. По мере проведения реструктуризации сталеплавильного производства меня-
7 лись и приоритеты в способах выплавки и разливки низкоуглеродистой листовой стали. В настоящее время такая сталь, как правило, выплавляется в кислородных конвертерах большой вместимости и разливается на высокопроизводительных криволинейных машинах непрерывного литья слябовой заготовки. По химическому составу металл представляет собой успокоенную алюминием низкоуглеродистую сталь. Сортамент низкоуглеродистой листовой стали очень широк и разнообразен. Он включает в себя марки стали всех групп качества, углеродистую и легированную, в том числе электротехническую сталь. Разливка металла представляет собой заключительную стадию сталеплавильного производства. Технология разливки стали во многом предопределяет качество слитка и непрерывнолитой заготовки для получения листа, влияет на ресурсоёмкость продукции и производительность отделения. Целью данной работы является поиск дополнительных возможностей повышения эффективности разливки низкоуглеродистой листовой стали в условиях большого объёма производства путём совершенствования технологии разливки стали в изложницы и непрерывным способом. Математическое описание технологических процессов в работе представлено в виде инженерных расчётов, которые могут реально использоваться специалистами на производстве. Исследования проводились в цехах сталеплавильного и прокатного переделов ОАО "Магнитогорский металлургический комбинат" и в лабораториях Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова (ранее - горно-металлургического института и академии). Временной период проведения исследований является очень большим и насчитывает практически тридцать лет. За этот период времени коренным образом изменилась структура сталеплавильного производства ОАО "ММК" [5]. На смену морально устаревшему мартеновскому способу производства стали пришёл прогрессивный кислородно-конвертерный способ. После пуска кислородно-конвертерного цеха весь листовой металл выплавляется в этом цехе и полностью разливается непрерывным способом. Однако, несмотря на это, автор посчитал целесообразным включить в предлагаемую к рассмотре-
8 нию квалификационную работу и материалы по слитку, которые могут оказаться полезными для специалистов других металлургических предприятий, на которых ещё практикуется разливка стали в изложницы (по данным 2001 г. доля такой разливки ещё составляет примерно 49 % [6]).
Автор выражает глубокую благодарность работникам центральной лаборатории комбината, кислородно-конвертерного и мартеновского цехов ОАО "ММК", сотрудникам и преподавателям кафедры металлургии чёрных металлов МГТУ им. Г.И. Носова, принимавшим участие в совместном проведении исследований, результаты которых были использованы в данной работе. Особенно признателен автор за ценные советы и замечания по содержанию работы заведующему кафедрой МЧМ, доценту, кандидату технических наук В.Н. Селиванову.
Существующая технология химического закупоривания слитков кипящей стали и качество разлитого металла
Химическое закупоривание является одним из способов прекращения кипения металла после окончания наполнения изложницы. При химическом закупоривании на поверхность жидкого металла - зеркало слитка через небольшое время после окончания наполнения изложницы (обычно - не более трех минут) вводится раскислитель. В результате раскисления металла в верхней части слитка образуется газонепроницаемый мост плотного металла, который изолирует жидкую сердцевину слитка от атмосферы. Давление внутри слитка возрастает и реакции газообразования в объеме жидкой фазы значительно подавляются. Вследствие этого циркуляция металла и унос примесей от фронта кристаллизации практически полностью прекращаются. В дальнейшем затвердевание слитка протекает аналогично спокойному металлу. Этот способ в сравнении с механическим закупориванием массивной чугунной крышкой позволяет существенно снизить химическую неоднородность разлитого металла, уменьшить потери его с головной обрезью и увеличить пропускную способность разливочного пролета [7].
Для химического закупоривания применяются самые различные рас-кислители. Так в период освоения технологии химического закупоривания довольно широкое распространение в качестве раскислителя получил ферросилиций разных марок. Однако, при использовании ферросилиция в металле повышается остаточное содержание кремния, вследствие чего увеличивается прочность и снижается пластичность металла. Кроме того, применение фер 10 росилиция вызывает сильную загрязненность металла продуктами раскисления. Так практически весь объем слитка, закупоренного ферросилицием [8], оказался загрязнен неметаллическими включениями следующего состава: 22...39% Si02, 36...41% MnO, 11...16% FeO и 2...5% А1203. Скопления крупных неметаллических включений являются основной причиной брака при штамповке и эмалировании изделий из холоднокатаной листовой стали 08кп. Металлографический и петрографический анализы дефектных зон листов [9] показали наличие в них крупных силикатных включений. Поэтому от использования ферросилиция в качестве раскислителя при химическом закупоривании постепенно отказались.
Широкое применение для химического закупоривания слитков кипящей стали получил алюминий. Он используется в самом различном виде: порошка, гранул, кусков, расплава [7]. Замена ферросилиция алюминием позволяет снизить загрязненность стали крупными оксидными неметаллическими включениями [8... 13]. В головной части слитка преобладают мелкодисперсные включения глинозема с присутствием фазы шпинелида МпО А1203 [8, 9].
Преимуществом закупоривания жидким алюминием является меньшая трудоемкость процесса из-за отсутствия необходимости перемешивания металла в изложнице после введения раскислителя [14]. Однако, использование жидкого алюминия предопределяет наличие на разливочных площадках плавильных печей, обслуживание которых увеличивает загруженность персонала. Расход жидкого алюминия обычно выше по сравнению с гранулированным алюминием, а надежность качественного закупоривания слитков - ниже [см. 14]. После введения жидкого алюминия на зеркало металла в изложнице наблюдается сильный пироэффект. Увеличенный расход алюминия вызывает большую загрязненность металла продуктами раскисления [15].
Для закупоривания крупных листовых слитков низкоуглеродистой кипящей стали применяются также и сплавы на основе алюминия. Так известно [16, 17] использование сплава алюминия с железом - ферроалюминия фракцией не более 15 мм с содержанием около 60% алюминия. Ферроалюминий в количестве около 1000 г/т вводится в металл с помощью пневмоустройства. Применение ферроалюминия, присаживаемого пневмоустройством, обеспечивает меньшую загрязненность металла неметаллическими включениями по сравнению с использованием гранулированного алюминия [18, 19]. Металл же, закупоренный ферроалюминием при ручном его вводе, практически не отличается по содержанию включений от металла, закупоренного алюминиевой дробью [см. 19]. Однако технология химического закупоривания слитков кипящей стали ферроалюминием с помощью пневмоустройства не нашла широкого применения на металлургических предприятиях.
Кроме ферроалюминия для закупоривания слитков кипящей стали также применяются и комплексные сплавы, в состав которых входит алюминий. Так в работе [20] приведены данные о химической неоднородности металла и его загрязненности неметаллическими включениями при химическом закупоривании листовых слитков массой 12 т сплавом АМС (8,0 % А1, 28,5 % Si, 21,0 % Мп) и силикокалышем (3,0 % А1, 62,0 % Si, 28,0 % Са) в сравнении с использованием жидкого и твердого алюминия, а также 75 %-ного ферросилиция. В данном исследовании закупоривались слитки кипящей стали марок 1 Окп и Ст. 1 кп, отлитые сифонным способом. Изучение серных отпечатков и распределения примесей по длине и сечению прокатанных из слитков слябов показало, что использование для закупоривания сплава АМС ведет к существенному усилению зональной химической неоднородности металла по сравнению с применением жидкого и твердого алюминия, а также 75 %-ного ферросилиция. Максимальная степень ликвации углерода и серы в слябе из слитка, закупоренного сплавом АМС, составила 118 и 310 % соответственно, а при закупоривании алюминием не превышала 65 %. При использовании кремнийсодержащих раскислителей (ферросилиция, сплава АМС и силико-кальция) было обнаружено увеличение содержания остаточного кремния в металле (до 0,3 %). Суммарное содержание оксидных и сульфидных включений оказалось максимальным в металле, закупоренном сплавом АМС, и ми 12 нимальным при закупоривании алюминием, независимо от его агрегатного состояния. Результаты данного исследования свидетельствуют о том, что применение алюминия для закупоривания кипящей стали обеспечивает получение металла более высокого качества, чем при использовании других раскислителей.
Вследствие этого практически на всех крупных металлургических предприятиях [21] для химического закупоривания кипящей стали применяется алюминий в виде гранул или жидкого расплава.
Существующая технология скоростной разливки кипящей стали и качество разлитого металла
Скоростная разливка кипящей стали потребовалась для увеличения пропускной способности разливочных пролетов сталеплавильнах цехов, особенно при интенсификации выплавки металла в агрегатах газообразным кислородом. Однако увеличение линейной скорости разливки без проведения дополнительных мероприятий может привести к резкому ухудшению качества отлитых слитков. Это связано с тем, что при быстром наполнении изложницы металлом происходит резкое нарастание ферростатического давления, препятствующее образованию и выделению газов из объема жидкого металла. В таких условиях поверхностная корка плотного металла, отделяющая сотовые пузури в слитке от его поверхности, получается тонкой, что ведет к образованию сотовой рвани на прокатной заготовке. Слиток также часто имеет рослость и неплотную структуру головной части, вследствие чего возрастает обрезь при прокатке.
Известно, что для получения достаточно толстой и плотной корки в слитке кипящей стали скорость образования и удаления пузырей окиси углерода должна превышать скорость затвердевания металла. Этого можно добиться интенсификацией кипения металла в изложнице.
Существуют различные способы интенсификации кипения: обдув струи металла газообразным кислородом, введение в металл таких материалов, компоненты которых взаимодействуют со сталью и между собой с выделением газообразных продуктов. Эти материалы получили название интен-сификаторов кипения. Интенсификаторы кипения могут применяться в виде порошков и брикетов. Порошкообразные интенсификаторы рекомендуется использовать в виде частиц не крупнее 3 мм, так как в этом случае обеспечивается большая поверхность контакта и быстрая доставка потоками жидкого металла к фронту кристаллизации (см. [21]). Состав интенсификаторов кипения бывает различным. Однако, основным компонентом большинства известных интенсификаторов кипения является окислитель, как правило, - прокатная окалина. Углеродсодержащие компоненты чаще всего могут быть представлены коксом или графитом. В качестве летучих составляющих используются фтористый натрий, кальцинированная сода и другие. В состав интенсификатора кипения могут входить и легкоплавкие шлакообразующие компоненты в виде плавикового шпата, датолита, буры и др., являющиеся поверхностно-активными материалами и активизирующими процесс газообразования.
В работе [82] при скоростной (до 2,5 м/мин) разливке кипящей стали рекомендуется применять порошкообразные смеси двух составов, %\ Компонент Первый вариант Второй вариант Прокатная окалина 70...75 82...85 Кальцинированная сода 10...7 — Натриевая селитра — 12...10 Плавиковый шпат 20...18 6...5 Расход смесей при оптимальных значениях температуры металла на выпуске из агрегата и содержания марганца в стали (не более 0,40 %) в основном определялся концентрацией углерода в металле, изменявшейся от 0,05 до 0,07 % , и находился в диапазоне 300...400 и 200...300 г/т стали для первого и второго вариантов состава смесей.
В качестве основного компонента порошкообразной смеси или изготовленных на ее основе окатышей в работе [83] использовался продукт ( 95 % Fe203) очистных установок, образующийся при травлении горячекатаного листа. Кипящая сталь разливалась со скоростью до 2,0 м/мин на листовые слитки массой 14... 18 т с химическим закупориванием жидким алюминием в количестве 300...600 vim стали для последующей прокатки сначала на горячекатаный, а затем - холоднокатаный лист толщиной 0,5. ..2,0 мм. Более стабильные результаты по получению толстой поверхностной корки в слитке были получены при использовании окатышей диаметром 8...22 мм по сравнению с порошкообразной смесью. В результате скоростной разливки с применением интенсификатора кипения в количестве 300 т/т стали продолжительность разливки металла одной плавки сократилась на 25...30 %, увеличилось количество годных слитков, несколько снизились брак и отсортировка слябов, горяче- и холоднокатаных листов.
Преимуществом использования порошкообразных интенсификаторов кипения является возможность равномерного введения материала в изложницу при ее наполнении металлом, коррекции расхода смеси по ходу разливки металла всей плавки, механизация ввода с помощью специальных бункеров, имеющих дозирующие отверстия.
К недостаткам применения порошкообразных интенсификаторов следует отнести непостоянство фракционного состава, забивание калиброванных отверстий дозирующих устройств из-за слеживания смеси, повышенное пылевыделение, необходимость в дополнительном обслуживающем персонале, чрезмерно бурное газовыделение при растворении в металле, приводящее к заплескам и ухудшению качества поверхности отлитого слитка.
Все это привело к постепенному отказу от применения порошкообразных интенсификаторов кипения и переходу к использованию брикетов-интенсификаторов практически на всех крупных металлургических предприятиях.
На Магнитогорском металлургическом комбинате разливка кипящей стали на слитки массой до 10 т производится со скоростью 1,5...2,0 мімин и введением в изложницу на подушку жидкого металла брикета-интен-сификатора кипения, состоящего из 65...75 % прокатной окалины, 15...20 % нефтяного или пекового кокса, 10... 15 % фтористого натрия, в количестве около 0,35 кг/т стали. После кипения металла в течение 12... 18 мин слитки накрывают тонким стальным листом и заливают водой. Такой способ прекращения кипения металла в изложнице является разновидностью механического закупоривания. Основным его преимуществом перед химическим закупориванием является меньшая загрязненность металла неметаллическими включениями. Так в работе [84] приведены данные, что при закупоривании слитков массой 7,8...9,0 т водой суммарное содержание оксидных неметаллических включений оказалось в три раза меньше, а распределение их по длине раската значительно более равномерное, чем при закупоривании гранулированным алюминием. В химически закупоренной стали также обнаружены крупные скопления включений с содержанием оксидов от 0,1 до 1,0 %. Поэтому химическое закупоривание слитков, предназначенных для производства тонкого холоднокатаного листа, например, жести, является неприемлемым.
При производстве тонкого холоднокатаного листа из слитков низкоуглеродистой кипящей стали массой до 10 т, отлитых с применением брикета-интенсификатора и закупоренных водой, одним из основных браковочных дефектов является наличие плен на его поверхности. Например, отсортировка жести по плене в отдельные периоды времени поднималась до 40...50 %.
Плёны являются довольно широко распространенным дефектом поверхности тонкого холоднокатаного листа различного назначения [85...87], причем довольно часто этому дефекту даются и другие названия: бороздка чешуек и отслоения [88, рис. 266], светлые полосы [89...91], белые полосы [92, 93], выпуклая строчка [94, 95].
Уточнение параметров температурно-скоростного режима разливки низкоуглеродистой конструкционной стали
При разработке научно обоснованных температурно-скоростных режимов разливки низкоуглеродистого конструкционного металла исходили из предположения, что экспериментально установленные в период освоения технологии режимы обеспечивают формирование затвердевшей оболочки сляба, имеющей необходимую толщину и прочность. На основании теплового баланса находящегося в кристаллизаторе металла была разработана методика расчета толщины слоя затвердевшего металла, приведенная ниже.
В приходную часть теплового баланса входят три составляющие: теплота перегрева жидкого металла над температурой кристаллизации; скрытая теплота кристаллизации, освобождающаяся при переходе металла из жидкого состояния в твердое; теплота, выделяющаяся при охлаждении затвердевшего металла ниже температуры кристаллизации.
Расходная часть баланса состоит из тепла, полученного кристаллизатором от затвердевшего сляба, и тепла, лотерейного в окружающую среду через свободную поверхность жидкого металла. При утеплении свободной поверхности жидкого металла в кристаллизаторе шлакообразующей смесью потери тепла в окружающую среду малы по сравнению с количеством тепла, полученного кристаллизатором. Поэтому потерями тепла в окружающую среду можно пренебречь. Тогда уравнение теплового баланса будет иметь следующий вид: где Q„ep - теплота перегрева жидкого металла над температурой кристаллизации, кДж\ QKp - скрытая теплота кристаллизации, кДж; Qme - теплота, выделяющаяся при охлаждении затвердевшего металла ниже температуры кристаллизации, кДж; Qnom - тепло, полученное кристаллизатором от затвердевшего сляба, кДж. Теплота перегрева жидкого металла над температурой кристаллизации определяется по формуле \ пер Сж Ш-ж " л пер } \ ш ) где сж - удельная теплоемкость жидкого металла, кДж/(кг град); тж - масса жидкого металла, кг; &tnep - величина перегрева жидкого металла над температурой кристаллизации, С. 141 При вытягивании из кристаллизатора сляба с достаточно большой скоростью жидкий металл может не успеть потерять всю теплоту перегрева за рассматриваемый период времени. В этом случае формула (4.4) принимает вид Q»ep = сж- тж- Atnep г /kj, (4.5) где к] — настроечный коэффициент. Скрытая теплота кристаллизации рассчитывается по формуле QKp = Гц, ттв, (4.6) где гкр — удельная скрытая теплота кристаллизации, кДж/кг; ттв — масса затвердевшего металла, кг. Теплота, выделяющаяся при охлаждении затвердевшего металла ниже температуры кристаллизации, может быть определена по формуле Qme - Ств ттв Atme I k2, (4.7) где ств — удельная теплоемкость твердого металла, кДоіс/(кг град); Atme — перепад температур по толщине слоя затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора, С; кг - настроечный коэффициент. Тепло, полученное кристаллизатором от затвердевшего сляба, рассчитывается по формуле Qnom = qcp -PKp- h-r, (4.8) где qcp - средний удельный тепловой поток от сляба к кристаллизатору, квт/м2; Ркр — периметр поперечного сечения кристаллизатора, м. Средний удельный тепловой поток от сляба к кристаллизатору можно определить по формуле qcp=\)q(r) dv, (4.9) 142 где q (г) - функция, описывающая изменение теплового потока от сляба к кристаллизатору во времени. Из уравнения теплового баланса (4.3) можно получить формулу для вычисления массы затвердевшего металла ттв = (Qnom - Q„ep) / (гкр + ств Atme I k2) , (4.10) где Qnom определяется по формуле (4.8), a Qnep - по формуле (4.4) или по формуле (4.5) в зависимости от длительности пребывания металла в кристаллизаторе. В первом приближении можно считать, что толщина слоя затвердевшего металла по всему периметру поперечного сечения кристаллизатора одинакова. Тогда среднюю толщину слоя затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора можно рассчитать, решив следующее уравнение: (а-2Э-(Ь-2 = а-Ь-ттв/(ртв-И), (4.11) где — средняя толщина слоя затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора, м; ртв — плотность затвердевшего металла, кг/м .
При использовании данной методики необходимо иметь конкретные выражения для описания функций At (т) и q (т) . Они были получены путем аппроксимации имеющихся в литературе данных [150, с. 436, 480; 151, с. 170].
При настройке программы для расчета толщины слоя затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора, выполненной в электронных таблицах Quattro Pro 5, использовались данные измерений фактической толщины слоя затвердевшего металла под кристаллизатором при прорывах, возникших из-за трещин в корке нормальной толщины (табл. 4.1).
Данная программа была использована для выявления характера влияния различных технологических параметров разливки на толщину корки затвердевшего металла. Так на рис. 4.2...4.4 приведены расчётные зависимости толщины слоя затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора от скорости вытягивания сляба, температуры металла в промежуточном ковше и ширины отливаемого сляба при различном сочетании факторов для разливки низкоуглеродистой стали с содержанием углерода 0,08 и 0,18 %.
Методика расчёта требуемой температуры поверхности непрерывнолитых слябов с рациональным распределением подлине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ
По данным других авторов [см., например, 153] для многих сталей, разливаемых в условиях смягченного режима охлаждения, целесообразно иметь температуру поверхности слитка в конце зоны вторичного охлаждения на уровне 900 С.
Для МНЛЗ с изогнутой технологической осью накладываются дополнительные ограничения на температуру поверхности слитка в зоне его разгибания.
По данным исследования [195] для получения непрерывнолитого сляба с поверхностью, свободной от поверхностных трещин, температура поверхности слитка в конце затвердевания должна быть на 30..50 С выше, чем верхняя граница интервала провала пластичности.
С учетом вышеприведенных положений была разработана методика расчета требуемой температуры поверхности непрерывнолитых слябов с рациональным распределением по длине зоны вторичного охлаждения, сущность которой иллюстрирует рис. 5.1.
На выходе из кристаллизатора затвердевшая оболочка сляба имеет известные толщину , и температуру поверхности t0, определяемые, главным образом, скоростью вытягивания. Рассчитать толщину слоя затвердевшего металла можно по методике, приведенной в приложении 1, либо по известному закону квадратного корня, а температуру поверхности сляба — по методике В.А. Емельянова [см. 152]. Без большой погрешности можно считать, что на выходе из кристаллизатора металл незатвердевшеи части заготовки имеет температуру ликвидус tA, а температура в слое затвердевшего металла меняется линейно, уменьшаясь на поверхности до некоторой величины t0 (линия ABC на рис. 5.1а). При окончании затвердевания изменение температуры по толщине сляба будет изображаться линией AD. Положение точки D может изменяться в зависимости от интенсивности вторичного охлаждения и химического состава разливаемого металла. Минимальные напряжения при затвердевании и последующем охлаждении после завершения затвердевания возникнут в том случае, если по мере увеличения толщины слоя затвердевшего металла распределение температуры будет изображаться линией, плавно перемещающейся от начального состояния (линия ВС) к конечному состоянию (линия AD). Очевидно, что эта линия всегда должна проходить так, чтобы ее продолжение за пределы слитка проходило через некоторую точку М. Положение точки М однозначно определяется пересечением продолжения линий AD и ВС, то есть начальным состоянием сляба при входе в зону вторичного охлаждения и заданной температурой его поверхности в момент завершения затвердевания tK3.
При назначении температуры поверхности сляба в момент завершения затвердевания можно, вообще говоря, руководствоваться разными соображениями. Очевидно, наилучший результат может быть получен в том случае, когда эта температура будет на 30...5О С выше верхней границы интервала провала пластичности для данной марки стали.
Проведя последовательно такие расчеты для всех участков зоны вторичного охлаждения, можно получить искомое рациональное распределение температуры поверхности сляба по длине зоны вторичного охлаждения.
Результаты расчета требуемой температуры поверхности непрерывнолитых слябов с рациональным распределением По разработанной методике в электронных таблицах была составлена программа расчета требуемой температуры поверхности непрерывнолитого сляба в процессе его затвердевания.
Результаты расчета требуемой температуры поверхности слябов (по оси широких граней) из выбранных марок стали при одинаковой скорости вытягивания заготовки из кристаллизатора представлены на рис. 5.2 [199]. Кривая распределения температуры поверхности сляба трубной стали расположена выше двух остальных вследствие склонности этой стали к трещино-образованию. Среднее положение занимает кривая, показывающая изменение температуры стали марки Ст. Зсп, склонной в процессе затвердевания к перитектическому превращению. Самый жесткий режим охлаждения может быть применен при разливке низкоуглеродистой стали 08Ю.
На рис. 5.3...5.5 показано рациональное распределение температуры осевой части широких граней слябов из стали Ст. Зсп, 17ГС и 08Ю по длине зоны вторичного охлаждения при вытягивании заготовок из кристаллизатора с различной скоростью.
Из рис. 5.3...5.5 видно, что для всех трех марок разливаемой стали с увеличением расстояния от кристаллизатора в зоне вторичного охлаждения усиливается влияние скорости вытягивания заготовки из кристаллизатора на температуру поверхности широкой грани сляба. Несколько сильнее это влияние проявляется для стали марки 08Ю, затем следуют марки Ст. Зсп и 17ГС. Так на расстоянии примерно 10 м увеличение скорости вытягивания с 0,6 до 0,9 м/мин ведет к возрастанию температуры поверхности сляба из стали 08Ю на 29 С, Ст. Зсп - на 26 С и 08Ю - на 23 С.
![Совершенствование режимов работы блока доменных воздухонагревателей с целью повышения эффективности процесса нагрева дутья [Электронный ресурс]](/i/i/4263/169004.png "Совершенствование режимов работы блока доменных воздухонагревателей с целью повышения эффективности процесса нагрева дутья [Электронный ресурс] Рябчиков Михаил Юрьевич")
