Исследование и разработка технологии непрерывной разливки судовой хромоникелевой стали тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.16.02, кандидат технических наук Фуртат, В.Г.

• Фуртат, В.Г.
• кандидат технических наук
• 1984

Оглавление диссертации кандидат технических наук Фуртат, В.Г.

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА I. ВЛИЯНИЕ ТЕХНОЛОГИИ НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ НА КАЧЕСТВО СУДОВОЙ ХРСЖОНИКЕЛЕВОЙ СТАЛИ.

1.1. Требования, предъявляемые к судовым низколегированным сталям.

1.2. Влияние неметаллических включений на механические свойства низколегированной стали . . . . . II

1.3. Влияние гидродинамики циркуляционных потоков на качество затвердевающего металла.

1.4. Шлакообразупцие смеси, применяемые при непрерывной разливке стали.

1.4.1. Физико-химические характеристики шлакообразующих смесей, требования к ним предъявляемые

1.5. Влияние режима вторичного охлаждения на процесс затвердевания непрерывного слитка.

1.6. Выводы и задачи исследования.

ГЛАВА 2. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ЩРОДИНАМШЕСКИХ ПОТОКОВ В КРИСТАЛЛИЗАТОРЕ НА ПРОЦЕСС ЗАТВЕРДЕВАНИЯ НЕПРЕРЫВНОГО СЛИТКА.

2.1. Изучение поведения затопленной струи при наполнении кристаллизатора

2.2. Исследование гидродинамики потоков металла в кристаллизаторе и разработка основных параметров подводящего устройства.

2.3. Механизм укрупнения и удаления неметаллических включений в кристаллизаторе • •.••••••

ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ ФИЗИКО-ХИМШЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ШЛА-К00БРАЗУВДИХ СМЕСЕЙ ДЛЯ НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ СУДОВОЙ ХРОМОНИКЕЛЕВОЙ СТАЛИ.

3.1. Обоснование необходимых физико-химических характеристик шлакообразувдих смесей для разливки стали с остаточным содержанием алюминия и титана

- 3 - Стр.

3.2. Изучение процессов, происходящих при взаимодействии жидкого шлака с металлическим расплавом»

3.3. Промышленное опробование разработанных шлако-образунцих смесей для разливки судовой хромо-никелевой стали

ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА ОПТИМАЛЬНОГО РЕЖИМА ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ НЕПРЕРЫВНОГО СЛИТКА.

4.1. Температура поверхности непрерывного слитка судовой хромоникелевой стали.

4.2. Выбор оптимального режима вторичного охлаждения

ГЛАВА 5. ВНЕДРЕНИЕ РАЗРАБОТАННОЙ ТЕХНОЛОГИИ НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ СУДОВОЙ ХРШОНИКЕЛЕВОЙ СТАЛИ .КАЧЕСТВЕННЫЕ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ.

5.1. Технология производства судовой хромоникелевой стали в условиях завода "Амурсталь"

5.2. Влияние разработанного способа подвода на фронт затвердевания металла ••.•••.

5.3. Макроструктура и химическая неоднородность непрерывного слитка судовой хромоникелевой стали

5.4. Исследование расцределения неметаллических включений по сечению непрерывного слитка . ИЗ

5.5. Механические свойства листовой стали.

5.6. Результаты исследований ударной вязкости листов судовой хромоникелевой стали.

5.7. Качество поверхности непрерывнолитых сляб и горячекатаных листов судовой хромоникелевой стали

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Исследование и разработка технологии непрерывной разливки судовой хромоникелевой стали»

В соответствии с решениями ХХУ1 съезда КПСС главным направлением развития отечественной черной металлургии в текущей пятилетке и на период до 1990 г, является коренное улучшение качества металлопродукции. Комплексная программа, разработанная в отрасли, ставит на первый план рост качества металла за счет существенного повышения технического уровня производства стали, внедрения прогрессивных технологических процессов и новой техники, Существенное повышение качества стали при одновременном понижении ее себестоимости обеспечивается наряду с другими мероприятиями путем разливки металла на МНЛЗ. Доля разливаемой стали на МНЛЗ во всем мире, в том числе и в нашей стране, непрерывно растет вследствие повышенного выхода годного, более высокой однородности металла, увеличения массы отливаемых заготовок, сокращения стадий передела, свойственных процессу непрерывной разливки стали/1/.

Быстрое развитие различных отраслей народного хозяйства страны требует резкого улучшения служебных свойств металла: повышения прочности, хладостойкоети и других специальных свойств. Интенсивное освоение природных богатств в северных районах страны и связанное с этим возрастание грузовых перевозок привело к увеличению размеров и тоннажа морских судов, что вызвало необходимость повышения качества углеродистых и низколегированных сталей для судостроения. К применяемым в нашей стране для постройки корпусов морских судов методом сварки судовым сталям предъявляются менее жесткие требования как в отношении химического состава, так и в отношении механических свойств по сравнению со сталями, принятыми в наиболее развитых зарубежных странах.

Эхо усложняет условия ремонта советских судов в иностранных портах и снижает возможности экспорта судовых сталей.

Для обеспечения конкурентоспособности судовых сталей советского производства на мировом рынке Регистр СССР заключил соглашение с Международной Ассоциацией Классификационных Обществ МАКО о разработке согласованных требований к корпусным судовым сталям /2/. Такие требования включают унификацию существующих или вновь разрабаашваемых марок стали по химическому составу, способу выплавки, требованиям по механическим свойствам и методам их испытаний, а также по состоянию поставки. Эти разработки нашли отражение в разделе 4 ГОСТ 5521-76 "Требования к корпусной стали, изготавляемой по правилам Регистра" /3/. В нем оговорены химический состав и механические свойства корпусной стали нормальной и повышенной прочности в соответствии с требованиями МАКО.

Понятие качества стали - многообразное, включающее в себя самые различные характеристики, часто мало связанные между собой. В связи с этим многообразны и способы повышения качества стали. Условно можно выделить три направления в борьбе за качество стали снижение брака при производстве и дальнейшем переделе стали, разработка мероприятий по повышению механических и эксплуатационных свойств и, наконец, замена одних марок стали на другие (например, сталей ординарного качества на низколегированные). Естественно, в каждом случае должны быть свои пути решения этой проблемы. При этом необходимо рассматривать проблему в целом, нельзя забывать, что улучшение одних показателей качества может приводить к ухудшению других. Иначе говоря, проблема качества стали должна решаться комплексно.

Снижение брака при производстве и дальнейшем переделе стали это в первую очередь проблема существующих технологий.

Проблема сложная, главным образом организационная, и может быть полностью решена путем организации необходимого материально-технического обеспечения агрегатов и процессов производства и контроля за работой обслуживающего персонала. Однако хорошо известно, что даже при идеальном соблюдении технологии брак периодически возникает. Это вынуждает изыскивать новые технологические решения, призванные уменьшить количество брака,В свою очередь, совершенствование технологии производства требует знания природы возникновения того или иного типа дефект тов. В этом направлении достигнуты значительные успехи. В тоже время природа ряда дефектов в стали до сих пор остается не выясненной, что затрудняет разработку способов борьбы с ними. В этих случаях металлурги идут эмпирическим путем, широко используя на практике метод проб и ошибок. Естественно, эффективность такого пути мала и часто положительные результаты, полученные на одном заводе, не устраняют дефекты в условиях других предприятий. Установление механизма образования дефектов, выявление факторов, облегчающих их возникновение, и на этой основе разработка научно-обоснованных мер борьбы с ними является единственно правильным путем решения проблемы. К такого типа дефектам относятся волосовины, продольные трещины, грубые скопления неметаллических включений и многие другие.

Проблемам образования и поведения неметаллических включений в металле, а также их влияниям на свойства стали посвящен ряд опубликованных в последние годы монографий и огромное количество публикаций в периодической литературе. В настоящее время общепринято, что качество металла зависит от количества, состава, размера и распределения включений. Однако, это вошедшее в обиход металлургов выражение не всегда подтверждается практикой производства. Более того, практические результаты довольно часто противоречат друг другу.

Дальнейшее углубление существующих представлений о влиянии технологии производства на формирование и поведение неметаллических включений, изыскание способов управления количеством, формой и свойствами путем совершенствования технологии выплавки, разливки и кристаллизации стали является одним из важных путей успешного решения задачи повышения качества металлопродукции.

Исходя из вышеизложенного, целью настоящей работы являлось разработка рациональной технологии непрерывной разливки судовой хромоникелевой стали а именно:- исследование влияния различных способов подвода металла в кристаллизатор на гидродинамику процесса непрерывной разливки стали и количественная оценка величин скоростей циркуляционных потоков на кинетику удаления неметаллических включений;- разработка составов шлакообразующих смесей, обладающих комплексом оптимальных свойств, необходимых для обеспечения высокого качества поверхности непрерывнолитых слябов и стабильности процесса разливки хромоникелевых сталей, поставляемых по требованиям Регистра СССР;- разработка оптимального режима вторичного охлаждения хромоникелевых марок стали с повышенным (более 0,3($) содержанием меди.

Внедрение указанных разработок на металлургическом заводе "Амуреталь" позволило получить значительный экономический эффект.

ШВА I. ВЛИЯНИЕ ТЕХНОЛОГИИ НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ НА КАЧЕСТВО СУДОВОЙ ХРШОНИКЕЛЕВОЙ СТАЛИ1.1« Требования, предъявляемые к судовым низколегированным сталямДля обеспечения надежности металлических конструкций от современного конструкционного материала требуется не только высокое сопротивление хрупкому разрушению, но и высокое сопротивление пластической деформации. Такие важные требования предъявляются и к листовым сталям, предназначенным для судостроения.

Применяемые в отечественном судостроении листовые свариваемые стали марок Д40, Е40 с толщиной листов до 30 мм, а также 10-15ХСЦДрХЛ-45, с толщиной до 32 мм изготавливают, как правило, в горячекатаном состоянии. Данные о химическом составе и механических свойствах листов из этих сталей представлены в табл.1.1 и 1.2.

По требованиям раздела 4 ГОСТ 5521-76 необходимо ударную вязкость определять на образцах с острым надрезом (тип II по ГОСТ 9454-78). Известно /4/, что в этом случае значения ударной вязкости испытываемых образцов будут ниже, чем при испытанияхтого же металла на образцах с круглым надрезом. По этой причине эквивалентные категориям Д40,Е40 марки сталей отечественного производства в большинстве случаев не удовлетворяют по значениям ударной вязкости при их испытаниях на образцах с острым надрезом. Кроме того, требования к пластическим и прочностным свойствам судовых сталей, предусмотренные разделом ГОСТ 5521-76, как правило, более высокие по сравнению с требованиями раздела 3 того же стандарта. С целью разработки рациональной технологии производства сталей категории Д4-0, а также марок Ю-15ХСНД,СХЛ-45 целесообразно рассмотреть влияние тех факторов, которые в наибольшей степени отражаются на повышении ударной вязкости и других механических свойств листового металла.

1*2. Влияние неметаллических включений на механические свойства низколегированной сталиСтепень загрязненности стали неметаллическими включениями является одним из главных факторов, наряду с химическим составом определяющих качество стали. В работах последних лет /5-13/ рассматриваются различные методы исследования неметаллических включений, их роль в формировании структуры и свойств углеродистых и низколегированных сталей, взаимодействие с металлической фазой и т»д.

Современное состояние проблемы выявления влияния неметаллических включений на механические свойства позволяет сформулировать ряд тезисов:I) уровень загрязненности металла включениями и форма частиц в той или иной степени влияют на величину ударной вязкости, что подтверждается практически во всех исследованиях последних лет по изучению механических свойств конструкционной стали /14-24/»2) установлено, что прочностные свойства металла практически не зависят от загрязненности стали неметаллической фазой, а определяются ее химическим составом. В некоторых работах /25-26/ обнаружено незначительное изменение прочностных свойств (на 510%) при изменении количества и формы включений, однако это может быть связано с изменением химического состава стали в случае перехода к другому типу раскислителя /25/, либо с улучшением структуры (измельчением зерна и т.д.) /26/53) загрязненность неметаллическими включениями в значительной степени определяет усталостные свойства стали. Ряд исследователей /27,28/ полагает, что неметаллическая фаза играет решающую роль в распространении усталостной трещины и в уровне усталостной прочности.

Следует особо отметить, что основная часть работ посвящена исследованию влияния неметаллической фазы на механические свойства конструкционных сталей с низким и среднем содержанием углерода, так как именно для этого класса сталей уровень механических свойств имеет существенное практическое значение.

Ряд исследователей /19,22,25,29,30/ показали в своих работах наличие достаточно тесных корреляционных связей между индексом загрязненности металла, определяемым на шлифах, и уровнем ударной вязкости стали; в ряде случаев даже обнаружены прямые функциональные зависимости между количеством включений на шлифах иУДарной вязкостью, либо одной из ее составляющих /21,25/. В тоже время в большинстве работ отсутствуют данные по наличию корреляционных связей между загрязненностью и механическими свойствами стали, а упоминается лишь о той или иной степени повышения свойств после снижения загрязненности; авторы ряда работ/17,20,30/ утверждает, что попытки обнаружить корреляцию не увенчались успехом.

Хотя изучению влияния неметаллических включений на пластические свойства стали посвящено много работ, существуют противоре чивые мнения о том, какая из характеристик включений (химический состав, размер, количество или их распределение) наиболее опасны с точки зрения ухудшения качества деформированного металла. По-видимому, это вызвано многообразием марок стали и технологии ее производства, типов неметаллических включений, а также условиями исследований.

На механические свойства стали влияют также размер и форма включений. Считают /10-12/, что для каждой стали существует критический размер включений, зависящий от типа включений и стали. Более крупные включения отрицательно влияют на свойства стали независимо от их состава. Микровключения, размер которых меньше критического, могут способствовать повышению пластичности и ударной вязкости стали. Форма включений может существенно влиять на вязкие и пластические свойства стали /5,10/. Наиболее опасными для зарождения трещины и ухудшения ударной вязкости углеродистой и никзолетированной стали являются строчечные включения оксидов, силикатов и сульфидов.

На механические свойства стали, в частности, ¡га ударную вязкость, может влиять не только количество, тип, форма иразмер включений, но и характер их распределения в металле /11,12/. Неоднородное распределение неметаллических включений по длине и ширине прокатаной стали способствует неоднородности механических свойств. Снижением количества включений без повышения равномерности их распределения не всегда можно добитьсяповышения пластичности и ударной вязкости стали /5-1I/.

Таким образом, влияние неметаллических включений на механические свойства углеродистых и низколегированных сталей неоднозначно, ввиду большого разнообразия по размерам, форме, химическому составу и их распределению в катаном металле. Отсутствие единой установившейся точки зрения на связь включений и механических свойств, а также большой объем проводимых исследований по выявлению такой связи позволяет говорить с одной стороны о существенных сложностях в теоретической разработке вопроса, а с другой - о несомненной актуальности задачи.

1.3. Влияние гидродинамики циркуляционных потоков на качество затвердевающего металлаНа процесс затвердевания большое влияние оказывает (а иногда решающее) движение металла жидкой фазы, а также металл, находящийся в двухфазном состоянии.

Последствия движения отражаются на кинетике затвердевания и продвижении фронта кристаллизации, что во многом определяет качество формирующихся слитков.

Основными видами движения металла при кристаллизации стали являются конвективные потоки, вызываемые перепадом температур в разных частях слитка, а также потоки, образуемые в результате гидродинамического напора струи металла, поступающего из проме* жуточного ковша в кристаллизатор.

Размывание твердожидкой и твердой зон струей металла может привести к неравномерному затвердеванию, что способствует разной интенсивности теплоотвода по сечению слитка. А это, в свою очередь может явиться причиной образования трещин и усиления ликвации.

Изучению воздействия гидродинамических потоков, образуемых струей металла на твердую,двухфазную и жидкую области при кристаллизации посвящено целый ряд работ. В работе /31/ автор! с целью изучения влияния струи металла, поступавдего вертикально в кристаллизатор из промежуточного коша с определенным напором, определяли габариты раскрытия факела струи в поперечном сечении и глубину ее проникновения в кристаллизатор, а также размеры твердой, твердожид-кой и жидкой фаз в продольном сечении слитка от мениска металла в кристаллизаторе до полного затвердевания в зоне вторичного охлаждения. Установлено, что при существующем способе подвода металла в кристаллизатор невозможно цредотвратить размывающее действие струи на двухфазную зону и затвердевшую корку.

При исследовании кристаллизации стальных слитков весьма важной характеристикой затвердевающей оболочки является ее равномерность. Способ подвода металла существенно влияет на кристаллизацию и равномерность фронта затвердевания непрерывных слитков, отливаемых на УНРС с вертикальной технологической осью.

Авторы работы /32/ показали, что при наполнении по центру кристаллизатора наблюдается значительное уменьшение толщины оболочки сляба в месте подвода струи. Смещение струи в район узких граней кристаллизатора приводит к размыванию этих граней, а также примыкающих к ним участков оболочки на значительным расстоянии от мениска металла.

В работе /33/ установлено, что участок интенсивного воздействия струи обычно начинается на расстоянии 50-150 мм и заканчивается на расстоянии 200-300 мм от мениска. Тепловые потоки от жидкой стали и формирующейся оболочки слаба значительны лишь вблизи места подвода струи. При смещении струи к одной из узких граней на этой грани и на прилегающих к ней участках широких граней возникают максимальные тепловые потоки, по середине же широких граней и на противоположной узкой грани тепловые потоки равны нулю»В работе /34/ описан способ подвода, исключавший отрицательное влияние динамического напора струи металла, вытекающего из промежуточного ковша в кристаллизатор. Жидкий металл поступает в кристаллизатор через глуходонный стакан, боковые отверстия которого направлены вверх под определенным углом к горизонту. Это позволяет уменьшить величину и влияние гидравлического напора истекающего из ковша металла. Истечение металяа должно быть таким, чтобы полностью исключались барботаж металла в кристаллизаторе и возможность воздействия струи на твердо-жидкую зону.

При существовании разнообразных конструкций погружаемых стаканов, конструктивные различия относятся к нижней, погружаемой в металл части стакана, выполняющей функцию организации наполнения кристаллизатора. Конструкция погружаемого стакана должна определяться прежде всего требованиями производства, в частности, необходимостью гашения кинетической энергии струи стали из промежуточного ковша и распределения потоков стали в кристаллизаторе для обеспечения наиболее выгодных условий кристаллизации слитка.

В настоящее время в недостаточной степени исследовано влияние циркуляционных потоков на удаление неметаллических включений. В последние годы достигнуты существенные успехи в разработке проблемы удаления неметаллических включений из массы жидкого металла. Однако эффективные способы воздействия на распределение и удаление включений в процессе кристаллизации слитка пока еще не разработаны.

В.И.Явойский /35/ сделал два принципиально важных предположения о физико-химической природе и механизме очищения металла от неметаллических включений. Во-первых, решающее значение в процессе удаления включений имеет скорость подъема отдельных объемов металла,воплывание же в них включений играет определенную роль лишь в то время, когда эти объемы достигают верхних горизонтов жидкой части слитка. Во-вторых, решающая роль в очищении металла от неметаллических вклинений принадлежит поглощению твердых и дисперстных жидких частиц при контактирующей с металлом жидкой окисной фазы.

О поведении неметаллических включений в условиях непрерывной разливки стали известно мало. Экзогенные включения накапливаются обычно на мениске жидкого металла в кристаллизаторе, где захватываются формирующейся коркой металла и оказываются в поверхностных слоях слитка. Не исключено затягивание определенной доли экзогенных включений сравнительно небольших размеров и в центральную часть слитка. Исследованиями установлены способы борьбы с экзогенными неметаллическими включениями: применение высококачественных огнеупоров, тщательное удаление шлака с поверхности жидкого металла в кристаллизаторе, хорошая организация струи металла, использование защитных устройств от вторичного окисления, защита зеркала металла в кристаллизаторе шлакообразующими смесями /34,35/,Авторы /36/ отмечают повышенное содержание неметаллических включений в осевой зоне.

В общем случае, процесс удаления включений из стали при наличии шлаковой фазы можно представить состоящим из следующих стадий:- доставка включений к меяфазной границе шлак-металл;- смачивание и поглощение включения шлаком /38/.

Подавляющее большинство включений-продуктов раскисления сталиимеют плотность, значительно меньшую, чем жидкий металл, и поэтому должны всплывать.

Скорость всшшвания твердых шарообразных частиц в неподвижной жидкости определяется известной формулой Стокса:а.«где рм ирак - плотность жидкого металла и включения соответственно; у - ускорение силы тяжести; у,ок- радиус включения;динамическая вязкость металла.

Из этой формулы следует, что наибольшее влияние на скорость воплывания включений может оказывать их размер. Увеличение размера включений происходит за счет коалесценции жидких включений, коагуляции твердых включений и смачивания твердой частицы жидкой каплей.

Коагуляция твердых включений часто не заканчивается их полным спеканием, во многих случаях они прикрепляются друг к другу только в нескольких точках и при наличии определенных условий способны вновь разъединиться /37/. Эти положения в основном относятся к перекинетическому укрупнению (при наличии мелких включений, ^ < I мкм).

При достижении частицами больших размеров ( £ =10-80 мкм/ оп- ' ределящую роль играет ортокинетическое укрупнение, которое является доминирующим в заводской практике, поскольку скорости его в тысячи раз больше скоростей лерекинетического укрупнения /35/, Процесс укрупнения включений в значительной мере определяется гидродинамическими факторами и может ускоряться при перемешивании металла /40/.

Благоприятное воздействие перемешивания, по мнению авторов /41/, определяется прежде всего ростом включений за счет укрупнения, более интенсивном в этом случае, а также увеличением вероятности столкновения частиц и выхода на границу раздела металл-шлак.

Поэтому важным является вопрос о поведении включений в циркуляционных потоках металла, образующихся при повороте вертикальных потоков в верхних горизонтах кристаллизующегося слитка. Включение, попавшее в циркуляционный поток, силами Архимеда, центробежной и сопротивления будет отклоняться от линии тока на расстояние л Я определяемое уравнением /42/:(1.2)где Я - радиус загругления потока металла.

Из (Х.2) следует, что в зависимости от радиуса закругления, потока, соотношения плотностей металла и включений последние могут либо затягиваться в поток, либо выталкиваться, а могут и оставаться в потоке. Легкие включения затягиваются сильнее, чем тяжелые. Однако основное влияние на поведение включений оказывает характер движения металла. Потоки осуществляют не только транспортировку включений к границе шлак-металл, но могут увлекать их также обратно вглубь металла. Поэтому степень очищения стали может в значительной мере зависеть от термодинамических и кинетических условий процессов, происходящих на поверхности контакта шлак-металл.

Значительная роль циркуляционных потоков и перемешивания металла в удалении включений из стали признается многими исследователями /39,42/. В.И.Явойский и др. /42/, например, отмечают, что гидродинамика расплавленного металла может оказывать более сильное влияние на скорость удаления неметаллических включений, чем их природа и размеры.

Следовательно, основная роль в перераспределении неметаллических включений внутри затвердевающего непрерывного слитка принадлежит потокам жидкой стали, возникавдим под действием струи. Поэтому необходимы исследования по изысканию принципиально новых способовподвода металла в кристаллизатор, которые способствовали бы более полному выносу неметаллических включений на границу металл-шлак.

1.4. Шлакообразующие смеси, применяемые при непрерывной разливке сталиОдним из эффективных способов, обеспечивающих существенное улучшение качества поверхности и внутренней структуры непрерывно-литых слябов, является разливка стали с применением шлаковых покрытий на зеркале металла в кристаллизаторе* Применяемое шлаковое покрытие зеркала металла в кристаллизаторе участвует в формировании оболочки слитка, ассимиляции неметаллических включений оказывая при этом определенное влияние на дораженность слябов наружными трещинами, шлаковыми включениями, заворотами. Кроме того, технология защиты зеркала металла теплоизолирущими смесями существенно влияет на стабильность процесса разливки. Используемые шлакообра-зувдие смеси можно разделить на следующие три типа:1) экзотермические шлакообразующие смеси, которые при контакте с жидким металлом плавятся за счет тепла экзотермических реакцийи образуют расплавленный шлаковый слой /43-45/. Применение экзотермических шлакообразующих смесей обеспечивает получение качественной литой заготовки, однако при высоком содержании остаточного алюминия в стали, происходит его окисление, вследствие этого увеличивается количество неметаллических включений в стали. Такие смеси имеют ограниченный срок хранения, взрывоопасны, что затрудняет их промышленное применение. Кроме того, они дороги и для производства стали массового назначения их применение не оправдано;2) жидкие шлаки - шлаки, предварительно расплавленные в специальной печи и заливаемые на зеркало металла в кристаллизатор. Применение таких шлаков также обеспечивает получение качественных непрерывнолитых слябов. Но вследствие усложнения технологии и доволнительных энергетических затрат, они не получили широкого распространения /46,47/. В последнее время появились сообщения о возможности подачи жидкого шлака на зеркало металла в кристаллизатор, используя тепло металла, нашодящегося в промежуточном ковше /48/. Однако использование такой технологии усложняет процесс разливки. Кроме того, их использование выглядит весьма проблематичным в силу их повышенной теплопроводности /49,50/, технологической сложности применения таких способов, особенно при разливке "плавка на плавку";3) теплоизолирующие шлакообразующие смеси, которые получили наибольшее распространение в практике разливки стали в изложницы. В настоящее время разработано и применяется много типов и составов таких смесей. Но их применение для непрерывной разливки затруднено, т.к. в этом случае предъявляются специфические требования /50-52/:- быстрое образование гомогенного жидкого шлака на зеркале металла;- образование оптимальной толщины гарнисажа в зазоре между оболочкой слитка и стенками кристаллизатора;- сохранения стабильных физических свойств жидкого шлака с незначительным их изменением при поглощении шлаком всплывающих из металла включений.

Анализ литературных данных /53-69/ показывает, что в качестве основных составляющих шлакообразущих смесей применяются зола ТЭЦ, слюда, вермикулит и графит, флюсующими добавками служат окислы бора, марганец, каустическая сода, силикатная глыба, криолит, плавиковый шпат. В качестве основы теплоизолирующих шлакообразущих смесей применяют также цемент, датолит, кварцевый песок, нефелин. Для создания восстановительной атмосферы в полости кристаллизатора, а также предотвращения чрезмерного спекания сыпучего слоя применяют углеродосодержащие материалы, в качестве которых чаще всего используют аморфный графит, каменный уголь. Вместе с тем сообщается о разработке безуглеродистых шлакообразующих смесей /70/.

Большинство сообщений, касающихся химического состава шлакообразующих смесей свидетельствуют о применении в практике непрерывной разливки шлаков с основностью 0,6-1,4. Однако сведения об оптимальном составе шлакообразующей смеси для судовой хромо-никелевой стали отсутствуют.

1.4.1. Физико-химические характеристики шлакообразующих смесей, требования к ним предъявляемыеВажнейшими характеристиками шлака, оказывающими значительное влияние на качество слитка, является вязкость, жидкотекучесть, толщина шлакового гарнисоажа /71-73/.

Толщина шлакового гарниссажа зависит, в основном, от вязкости и температуры плавления шлака и определяет величину теплового потока, отводимого от кристаллизатора. Это положение иллюстрируется значениями теплового потока, отводимого от кристаллизатора в процессе непрерывной разливки с одной скоростью, но при использовании шлаков с различными температурами плавления /74/.

Вязкость шлаков при температурах непрерывной разливки должна обеспечить на зеркале металла в кристаллизаторе формирование равномерного по толщине защитного шлака с определенной жидко-текучестыо. Можно полагать, что вязкость и температура плавления шлака влияют на его расход, характеризуют "смазывающие" свойствашлака и в значительной мере определяют усилия, затрачиваемые на вытягивание слитка /75/,С позиции ионной теории введение в шлаковый расплав окислов металлов может оказывать влияние в двух направлениях:- ионы кислорода уменьшают размеры кремнекислородных комплексов;- ионы металлов способствуют повышению или снижению температуры кристаллизации шлаковых: расплавов вследствие различной прочности образуемых ими связей в кристаллической решетке.

Известно, что размеры кремнекислородных групп и прочность ионных связей в конечном итоге определяют вязкость шлака /76-78/. Это происходит потому, что размеры кремнекислородных комплексов обуславливают взаимное сцепление слоев жидкости и, следовательно, ее внутреннее трение-вязкость.

Влияние изменения химического состава доменных шлаков на температуру плавления и вязкость рассмотрено в работах /79-83/. Отмечается, что увеличение содержания РеО в шлаке резко уменьшает вязкость при низкой и высокой основности. Закись марганца резко уменьшает вязкость основных шлаков, причем это снижение наблюдается при концентрации 6-15% МпО, а щелочи в отсутствие глинозема понижают температуру плавления и вязкость шлаков. При содержании А4 ^ в расплавах выше 10% добавки щелочей увеличивают вязкость. Плавиковый шпат снижает температуру плавления основных и уменьшает вязкость менее основных шлаков. Такое действие плавикового шпата объясняется тем, что анионы фтора, подобно анионам кислорода, разукрупняют кремнекислородные комплексы шлаков и, уменьшая их размеры, делают шлаки более подвижными.

Возможность очищения металла от неметаллических включений взначительной мере определяется адгезией и межфазным натяжением на границе металл-шлак. Скорость протекания процесса перехода неметаллических включений из металла в шлак /84/ в значительной мере определяется вязкостью металла и шлака, и частично поверхностными свойствами рассматриваемых фаз. От вязкости шлака и межфазного натяжения шлак-включение зависит скорость обтекания и поглощение его шлаковой средой. Добавки окиси алюминия в шлак повышают его поверхностное натяжение и вязкость.

Аналитический анализ удаления включений при наличии шлаковой фазы, приведенный в работе /85/, показывает, что влияние поверхностных свойств весьма незначителвно. Гораздо большее значение имеет вязкость шлака, уменьшение которой способствует возрастанию скорости поглощения включения шлаком. Отмечается также, что даже те включения, к которым адгезия шлака и металла одинаковы, могут поглощаться шлаком достаточно быстро.

Подобное влияние вязкости было установлено и при экспериментальном определении скорости растекания шлака и смачивания шлаком твердых подложек и частиц, моделирующих оксидные включения /86/.

В работе /87/ утвфждается, что межфазные свойства в системе шлак-металл-включение не влияют на процесс очищения стали от включений; основой их удаления является химическое взаимодействие включений со шлаком. А так как сталь содержит обычно включения кислые или проявляющие кислотный характер, то для их рафинирования целесообразно применять более основной шлак.

Следует отметить, что возможность влияния на межфазные свойства ограничена. Поверхностное натяжение шлака может быть изменено за счет изменения концентрации окиси натрия и фтористого кальция, однако эти соединения в значительно большей степени влияют на вязкость шлака.

Сообщается /88/, что изменение химического состава шлаков системы СаО-^С^-А^ОдНе оказывает существенного влияния на поверхностное натяжение шлака.

Непрерывная разливка под слоем шлака улучшает теплофизические условия формирования оболочки слитка, так как в этом случае обеспечивается более равномерное затвердевание. Считается, что наличие гарниссажа в зазоре увеличивает интенсивность теп-лоотвода в целом. Исследования, выполненные авторами /91/ показывают, что наряду с этим, происходит перераспределение интенсивности теплоотвода по высоте кристаллизатора. Так, в случае разливки под шлаком, в районе мениска металла теплоотвод уменьшается на 15-20%, а в нижней части кристаллизатора увеличивается на 20-25%. Более равномерный теплоотвод по высоте кристаллизатора обеспечивает снижение термических и усадочных напряжений.

Вопрос о влиянии технологии разливки со шлаком на содержание неметаллических включений имеет важное значение не только с точки зрения разработки новых составов смесей, обеспечивающих улучшение качества поверхности и экономически приемлемых но также и для определения условий, при которых возможно обеспечить существенное повышение чистоты стали и улучшение ее служебНЫХ СВОЙСТВ.

1.5. Влияние режима вторичного охлаждения на процесс затвердевания непрерывного слиткаРежим вторичного охлаждения оказывает существенное влияние на качество непрерывного слитка.

За последние годы появились работы, дающие математическое описание процесса кристаллизации непрерывного слитка в зоне вторичного охлаждения /100-102/. Использовались как приближенные методы, так и точные решения с помощью ЭВМ. В большинстве случаев решалась задача нахождения температуры поверхности слитка и толщины корочки при заданном распределении коэффициента теплоотдачи на поверхности.

Однако, имеющиеся данные по зависимости коэффициента тенло-передачи от удельного расхода воды на единицу площади дают лишь его ориентировочные значения /103/. Фактически коэффициент теплопередачи может изменяться в широких пределах и зависит от типа применяемых форсунок, их расстояния от поверхности слитка, конструкции поддерживающих устройств.

К основным параметрам системы вторичного охлаждения, которые необходимо правильно выбрать при проектировании машин непрерывной разливки стали, относится режим охлаждения, оказывающий большое влияние на качество непрерывного слитка - на его внутреннее строение.

На всех промышленных машинах непрерывной разливки стали режим вторичного охлаждения уточнялся в период освоения опытным путем. Оценка макроструктуры поперечных и продольных темплетов позволяла судить о правильности выбранного режима. Должен существовать оптимальный режима вторичного охлаждения, определяемыйполным отсутствием внутренних трещин, минимально возможным развитием центральной пористости и минимальным временем полного затвердевания слитка. Поэтому важными факторами процесса непрерывной разливки является также распределение расхода воды по высоте зоны и общая длина зоны вторичного охлаждения, которая выбирается таким образом, чтобы слиток затвердел в ней полностью. При недостаточной длине зоны вторичного охлаждения может иметь место разогрев поверхности слитка за счет выделения теплоты кристаллизации. При этом поверхностные слои затвердевшей корки начинают расширяться, вызывая появление растягивающих напряжений у фронта кристаллизации, что способствует образованию внутренних Фрещин.

Оптимальным можно считать такой режим охлаждения, при котором обеспечивается наибольшая скорость затвердевания при условии, что термические напряжения не превышают допускаемой величины, а деформации (скорости деформации) не превышают допустимых пределов, определяемых эмпирическим путем. Определение оптимального режима расчетным путем затрудняется отсутствием экспериментальных данных по термомеханическим характеристикам с ¡талей при высоких температурах.

Повышение температуры поверхности слитка в зоне вторичного охлаждения (смягчение режима охлаждения) ведет к заметному уменьшению уровня термических напряжений в корке. Более ранний сброс охлаждающей воды (даже до завершения кристаллизации слитка) ведет к разогреву твердой корки и существенному снижению уровня термических напряжений /106/. *Термонапряженное состояние формирующейся оболочки поддается математическому описанию. Имеются методы расчета термических напряжений в корочке слитка при тех или иных упрощенных граничныхусловиях его формирования.

Однако эти методы пока малоэффективны из-за отсутствия прочностных характеристик сплава вблизи температуры его кристаллизации. Из теории и практики непрерывной разливки известно, что протяженность структурных зон и дисперсность дендритного строения теснейшим образом связаны с прочностными свойствами литого металла, т.е. кристаллическое строение сляба оказывает большое влияние на его качество.

Для более полного изучения влияния режимов вторичного охлаждения на структурообразование авторами /106/ было проведено исследование влияния интенсивности вторичного охлаждения на протяженность зоны транскристаллизации, скорость затвердевания и дисперсность дендритного строения литого металла.

Проведенные исследования показали, что протяженность структурных зон зависит, а дисперсность и скорость кристаллизации в центральных зонах слитка мало зависят от интенсивности охлаждения.

Найденные теплофизические параметры затвердевания непрерывного слитка при различных режимах охлаждения позволяет заключить, что для обеспечения равномерного роста твердой фазы в процессе кристаллизации необходимо, чтобы тепловой поток на поверхности был не равномерным, а изменялся по определенному закону: в пределах кристаллизатора тепловые потоки на большей части граней должны иметь вид горизонтальных прямых, круто загибающихся вниз вблизи ребер слитка; для широких граней такой характер изменения кривых тепловых потоков должен сохраняться до конца затвердевания с той лишь разницей, что длина горизонтального участка со(временен заметно уменьшается; на узких гранях тепловые потоки должны изменяться от наибольшего значения в середине грани до минимального на ребрах.

Обзор литературы по вторичному охлаждению показывает, что рекомендуемые оптимальные режимы охлаждения разработаны в основном исходя из условия предотвращения появления внутренних трещин. Эти режимы не учитывают локальную неравномерность отвода тепла, присущую форсуночному охлаждению, несмотря на появившиеся в последнее время работы в этой области. Поэтому особенности охлаждения поверхностного слоя слитка требуют дальнейшего изучения. Особое значение вопросы распределения интенсивности теплоотвода и разработки рациональных систем охлаждения непрерывного слитка приобретают при разливке судовых хромоникелевых марок стали, склонных к поверхностному трещинообразованию.

1.6. Выводы и задачи исследованияАнализ технической литературы показывает, что вопросы, связанные с технологией непрерывной разливки судовой, хромоникелевой стали, освещены недостаточно.

Сведения, относящиеся к выбору оптимального способа подвода металла в кристаллизатор, состава шлакообразующей смеси, режима вторичного охлаждения не имеют однозначного толкования.

Технология непрерывной разливки судовых хромоникелевых сталей на заводе "Амуреталь" не обеспечивала необходимый уровень стабильности процесса и качества металла, соответствующего возросшим требованиям к металлопродукции, в соответствии с Регистром СССР.

Поэтому, основным направлением диссертационной работы являлось комплексное исследование процесса и разработка рациональной технологии непрерывной разливки, обеспечивающей гарантированный уровень стабильности процесса и служебных свойств проката.- 31 В соответствии с вышеизложенным, в настоящей работе решались следующие задачи:1. Исследование влияния основных технологических параметров непрерывной разливки на качество металла,2. Изучение влияния различных способов подвода металла на распределение гидродинамических потоков и удаление неметаллических включений в кристаллизаторе,3. Выбор составов и изучение физико-химических и технологических свойств шяакообразующих смесей и образующихся при их плавлении шлаков.

Разработка оптимального режима вторичного охлаждения хро-моникелевых марок стали с повышенным (более 0,30$) содержанием меди,5, Исследование качественных показателей литого и катаного металла, уровня механических свойств, воспроизводимости при различных составляющих комплекса технологических приемов и их сочетаниях, обеспечивающих гарантированное превышение уровня результатов испытаний над требованиями соответствующих ГОСТов. Промышленное внедрение разработанной технологии.

ШВА 2. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ ПОТОКОВ В КРИСТАЛЛИЗАТОРЕ НА ПРОЦЕСС ЗАТВЕРДЕВАНИЯ НЕПРЕРЫВНОГО СЛИТКАВ условиях непрерывной разливки стали струя металла, поступающая в кристаллизатор, вызывает вынужденное движение жидкого металла при затвердевании оболочки непрерывного слитка. Однако действие струи металла в соответствии с законами ее распространен ния заканчивается на определенном расстоянии от мениска, посде чего решающее значение получает естественная конвекция в жидкой средцевине непрерывного слитка. На определенной стадии затвердевания непрерывного слитка естественная конвекция расплава также практически прекращается из-за растущей вязкости расплава /107/.

Таким образом, в затвердевающем непрерывном слитке можно условно выделить три зоны с различными конвективными потоками. В верхней зоне оболочка непрерывного слитка затвердевает в условиях вынужденного движения жидкого металла, затем кристаллизация непрерывного слитка идет в условиях естественного конвективного течения металла и в самой нижней чаати слитка, осевая зона затвердевает в условиях застоя расплава.

2.1. Изучение поведения затопленной струи при наполнении кристаллизатораВыходящий из сопла расплав представляет собой турбулентную струю, постепенно расширяющуюся в инжектируемую окружающую жидкость. При этом в силу условия замкнутости полей потоков в объеме жидкости сразу же после выхода струи в расплав образуются две циркуляционные зоны восходящих и нисходящих потоков. Инжекция окружающего расплава приводит к торможению струи и дальнейшему ее расширению.

Очевидным недостатком предлагаемых В.И.Лапицким расчетов является то, что в их основу положены закономерности распространения свободной струи, в то время как при наполнении изложницы или кристаллизатора струя является стесненной.

В последние годы появились новые работы о поведении затопленной струи в области аэро- и гидродинамики /1X0/. На основе этих работ В.А.Ефимов /III/ впервые подходит к описанию гидродинамики жидкой стали как в замкнутом, ограниченном пространстве. Основные положения указанных работ, установленные эмпирически, заключаются в следующем. Струя (затопленная) развивается по закону свободной только в непосредственной близости к месту входа в замкнутое пространство. На более отдаленном расстоянии, где площадь поперечного сечения струи занимает более 20-25% площади поперечного сечения пространства (так называемое первое критическое сечение), струя меняет свой характер. Нарушается постоянство количества движения, замедляется прирост площади поперечного сечения струи и прирост расхода окружающей среды, увеличивается по сравнению со свободной струей безразмерное значение средней скорости движения среды и отношение скорости в сечении к осевой. Площадь поперечного сечения струи возрастает до тех\а/*** олхШ*- - ¿Т-0,21р0,62 Xпор,пока она займет 40-4-2$ площади поперечного сечения пространства (так называемое второе критическое сечение). Вследсза тем струя начинает угасать. Количество движения в струе резко падает, уменьшаются площадь поперечного сечения струи и осевая скорость. На основании указанных положений гидродинамические процессы в жидкой фазе стального слитка могут быть описаны с помощью некоторых безразмерных соотношений /III/.

Относительная площадь поперечного сечения струи растет с увеличением безразмерного расстояния х и достигает своего максимума при % =0,2-0,24,где х = -Щг. (г.6)Й - коэффициент турбулентной структуры струи; X -расстояние по оси затопленной струи; Р* - площадь поперечного сечения замкнутого пространства. Площадь любого сечения обратных циркуляционных потоков может быть определена по формуле fafe2'3* (г.?)поскольку в силу закона неразрывности расходы жидкости в прямом и обратном потоках в одних и тех же сечениях равны.

Значения средней скорости и расхода струи в критическом сечении равны /W* = Qvr0.52 Щ- (2.8)где соответственно скорость, расход и диаметрструи на входе. Скорость обратного потока во всех случаях стеснения струи имеет максимальное значение в критическом сечении и достигаетЦ = 0,69 (2.9)Бели для соотношения (2.9) может быть определена оптимальная скорость потоков, то практически нетрудно определить такой важнейший параметр, как исходный диаметр струи /III/:й£= (2.10)Важной характеристикой подводящего стакана является также угол наклона бокового отверстия к горизонту.

Известно /109,110/, что затопленная струя сохраняет прямолинейный характер только до определенного критического сечения, в котором начинается поворот струи, т.к. направление струи меняется на противоположное. Длина области поворота турбулентного потока составляет около 1/3 (рис.2.3).

Удаленность критического сечения струи от отверстия определяется диаметром струи d0 на входе в ограниченное пространство диаметра © (для кристаллизатора это размер узкой грани) и углом ее расходностигде /2„Л- коэффициент, характеризующий степень расширенияструи в критическом сечении. Для осесимметричной струиП,Рг /l+З C-f-)2/ (2.12)Решение уравнений (2.20) относительно йгд дает возможность определить протяженность области распространения струи металла, исходящего из бокового отверстия безнапорного стакана.

Протяженность области распространения струи от отверстия стакана до поворота струи ( £ = 4» + должна быть меньшерасстояния от отверстия стакана до узкой грани кристаллизатора во избежание потери скорости потоков обеспечивающих благоприятное влияние удаления неметаллических включений.

Рис.2Л, Схема распространения затопленной струи в ограниченном пространстве2.2. Исследование гидродинамики потоков металла в кристаллизаторе и разработка основных параметров подводящего устройстваЦиркуляция жидкого металла в кристаллизаторах в период поступления струи оказывает большое влияние на ход теплофизических процессов (скорость продвижения и неравномерность фронта кристаллизации), а также на распределение газов, неметаллических включений и образование поверхностных дефектов.

Хорошо известно, что при разливке в изложницы качество слитка в значительной мере зависит от условий наполнения изложниц сталью /108,112/. Расположение продольных поверхностных трещин подчиняется определенной закономерности относительно направления вынужденного движения жидкого металла /112,113/.

Структурная неоднородность слитка также зависит от направления вынужденных конвективных потоков жидкого металла /114/* В условиях непрерывной разливки стали в связи с относительно малой толщиной слитка циркуляция жидкого металла приобретает исключительно важное значение. При поступлении струи в кристаллизатор потоки вызывают значительную неравномерность толщины корки слитка, а при плохом центрировании струи могут вызвать эрозию корочки /115,116/. Вынужденные потоки жидкого металла под действием струи, поступающей по центру кристаллизатора, являются причиной образования поверхностных продольных трещин при отливке широких прямоугольных непрерывных слитков. Для устранения этого применяют подвод металла несколькими струями, одной струей, смещенной к узкой грани прямоугольного слитка, или же горизонтальными, наклонными струями.

Однако, до последнего времени вследствие значительных экспериментальных трудностей исследования гидродинамики непрерывнойразливки стали в вертикальный кристаллизатор непосредственно на жидком металле еще не проведены и поэтому многие вопросы пока еще остаются неясными. Пробел в известной степени восполняется исследованиями потоков жидкого металла путем гидравлического моделирования.

В связи с этим следует отметить работы К.А.Афанасьевой и Г.П.Иванцова /117/, Акименко А.Д. и Скворцова A.A. /118/ по моделированию движения жидкого металла под действием вертикальной открытой струи и работы Астрова Е.й. /119/ по моделированию движения жидкого металла под действием горизонтальной закрытой струи. Обобщая данные этих работ, можно отметить, что удалось установить качественную картину гидродинамических процеасов в зоне действия струи. Установлено, что зона максимальной циркуляции при вериикальной струе находится на глубине равной, примерно, 16 начальным диаметрам струи. Отмечается возможностью подплавления корочки в верхней части непрерывного слитка. Абсолютные значения скоростей потоков получены довольно разные, что по нашему мнению, объясняется несовершенством методик гидравлического модели-' рования. Весьма важным является вывод о том, что при горизонтальной струе значительно уменьшается глубина проникновения циркуляционных потоков металла.

В теории турбулентных струй вопрос распространения стесненных струй ввиду большой сложности является крайне мало разработанным.

Распределение струи расплава в верхней части жидкой лунки при различных режимах и способах разливки изучали на гидравлической модели общий вид установки показан на рис.2.2.

Установка состоит из промежуточного устройства (3), моделирующего промежуточный ковш МНЛЗ и создающего необходимое гидростатическое давление жидкости, модели кристаллизатора (5) и системы трубопроводов (1,6) для подачи воды в промежуточную емкость и отвода ее из модели. Промежуточная емкость оборудована разливочным устройством (4), позволяющим регулировать расход жидкости.

Модель кристаллизатора изготавливали из прозрачного органического стекла. В качестве моделирующей жидкости использовали воду. Вода (рис.2.1) из водопровода (I) через кран (2) поступала в бак (3), моделирующий промежуточный ковш, из бака через разливочное устройство и сопло (4) воду подавали в модель кристаллизатора (5) и через дно модели по отводящему устройству (б) сбрасывали в коллектор. Уровень воды в модели поддерживали постоянным с помощью отводящего устройства (б). Моделирование проводили при следующих заданных параметрах: сечение слитков, мм 200 х 1410скорость разливки, м/мин 0,5место струи относительнопоперечного сечения слитка от узкой грани наРазмеры моделей кристаллизатора, промежуточного ковша, стаканов и скорости истечения жидкости были определены на основании расчетов, вытекающих из теории подобия /117/.

Расход воды для моделирования, соответствующий скорости вытягивания слитка, определяли по нижеприведенным соотношениям/II8/Î a=P'ireo (2.19)где ÛL- количество жидкой стали, поступающее в кристаллизатор, м3/4»&4- количество воды, поступающее в модель, м3/ч; Ё - сечение слитка, м2; 1Ï- скорость разливки стали, м/мин.

Масштаб диаметра сопла в модели определяли из равенства &критериев"А" = -Ь- (2.21)Моделирование проводили применительно к условиям разливки стали на МНЛЗ завода "Амуре та ль"»Целью наших исследований по гидравлическому моделированию было изучение таких способов подвода металла, которые исключали бы недостатки, присущие вертикальной струе, и способствовали созданию более благоприятных температурных и гидродинамических условий формирования непрерывного слитка в кристаллизаторе.

Исследование влияния способов подвода струи в кристаллизатор на характер распределения и скорости циркуляционных потоков в жидкой фазе непрерывнолитого сляба производили на лабораторной установке, описанной выше (подобной слябовой МНЛЗ мартеновского цеха завода "Амуре таль").

При исследовании гидродинамических потоков воду в кристаллизатор подавали с регулируемым расходом в соответствии со скоростью литья через промежуточную емкость со стопором и погружаемый разливочный стакан.

На рис.2.4 представлены некоторые использовавшиеся в экспериментах варианты исполнения стаканов.

Характер распределения и скорости циркуляционных потоков в модели изучали путем киносъемки подкрашенной жидкости, истекающей из промежуточного устройства в кристаллизатор. Съемку про-вздили кинокамерой "Киев-16М".

Обработка результатов для каждого варианта эксперимента выполнялась следующим образом. Каждый кадр отснятой кинопленки последовательно проектировали на экран. При этом проектируемая координатная сетка совмещалась со стандартной координатной се«кой, предварительно нанесенной на экран. Через I сек. строили траектории движения гидродинамического потока в кристаллизаторе. Далее определялись скорости восходящих и нисходящих потоков, соот-вествующие числу кадров для каждой траектории. Результаты исследований представлены на рис.2.7, 2.8.

Однако при значительных углах наклона, в связи с увеличением пути до столкновения струи со стенкой и торможением ее при прохождении этого пути, наблюдается противоположный эффект, т.е. скорость снова уменьшается (рис.2.8), увеличивая глубину проникновения струи.

Данные, характеризующие влияние условий подвода жидкости в кристаллизатор на среднюю скорость восходящих и нисходящих потоков, приведены в табл.2.1.

0,50,50,50,514,822,826,420,413,514,817,210,8струи металла на двухфазную и твердую корку затвердевающего металла. При этом обеспечивается равномерность фронта затвердевания и улучшаются теплотехнические условия кристаллизации.

Образование равномерной по толщине корки по всему периметру слитка может значительно уменьшать возникновение термических напряжений, приводящих к образованию внутренних и наружных трещин.

Может уменьшиться глубина лунки, заполненная двухфазным сплавом за счет отсутствия вымытых из двухфазной зоны и оседающих кристаллов.

Габариты двухфазной лунки будут определяться только физико-химическими характеристиками сплава, технологическими и конструктивными особенностями разливки и установки. В этом случае обособленные объемы незатвердевшего металла будут образовываться, но значительно меньших размеров, время пребывания металла в двухфазном состоянии уменьшается, а соответственно пористость и ликвация будет получать меньшее развитие.

Кроме того, подача свежих горячих порций металла ближе к мениску создает благоприятные условия для процесса кристаллизации стали, т.к. внутрь слитка, там, где активно идет процесс затвердевания, нет поступления перегретого металла, в то же время на мениске создаются лучшие условия для снятия перегрева.

Наличие горячего металла у поверхности и создание направленных потоков металла способствует формированию шлакообразугощей смеси, обеспечивает жидкоподвижность и, при наличии шлака с определенными физико-химическими характеристиками, за счет ее ассимилирующей способности будет происходить значительная очистка стали от неметаллических включений.

2.3. Механизм укрупнения и удаления неметаллических включений в кристаллизатореВопросы кинетики процессов зарождения неметаллических включений и удаления их из жидкой стали в процессе выплавки, разливки и кристаллизации слитка до сих пор вызывают горячие споры. В последние годы достигнуты существенные успехи в разработке проблемы удаления неметаллических включений из массы жидкого металла. Однако эффективные способы воздействия на распределение и удаление включений в процессе кристаллизации слитка пока еще ' не разработаны.

Для разработки соответствующих методов воздействия на процесс перераспределения неметаллических включений, рассмотрим теоретические представления о физико-химической природе и механизме очищения металла от неметаллических включений при кристаллизации непрерывного слитка. Это необходимо для объяснения экспериментально выявленных особенностей поведения включений.

Теоретическому анализу процессов зарождения неметаллических включений посвящен ряд работ /120-122/. В них отмечается, что в реальных условиях жидкая сталь не является гомогенной жидкостью,в ней всегда имеются в достаточном количестве твердые образования, облегчающие образование новых фаз. Анализ гетерогенного зарождения включений, когда зародыш развивается на поверхности постороннего твердого тела, свидетельствует о том, что зарождение неметаллических включений любых типов в жидкой стали не может иметь термодинамических ограничений.

Из сопоставления вероятности столкновения частиц в потоке ( №ч ) с вероятностью столкновения в спокойной жидкости ( W» )* вытекает, что когда диаметр частиц равен 10 мк, отношение — превышает Ю5. Поскольку в стали всегда встречаются частицы указанных размеров, то перемешивание металла резко увеличивает частоту встреч.

Процесс удаления включений состоит из нескольких последовательных стадий: I) перемещения в объеме металла и подхода к ыеж-фазной границе металл-шлак; 2) перехода через межфазную границу; 3) поглощения шлаком.

Исследования скорости перехода включениями разного состава межфазных границ /125-126/, влияние барьерного действия металлических пленок на включениях на эту стадию процесса /127/, кинетики смачивания твердых окислов шлаками и слияния оксидных расплавов /128/, а также кинетики поглощения частиц шлаком /129/ свидетельствуют о весьма быстром завершении этих процессов.

Таким образом, результаты проведенного анализа позволяют заключить, что наиболее существенное влияние на удаление включений оказывает стадия выхода включения на межфазную поверхность.

Отсутствие четкой теории слияния частиц при их соударении в значительной мере тормозит решение задачи о влиянии различных факторов на процесс коагуляции включений. Исследования /130/ показывают, что самое сильное взаимодействие включений размером больше I мкм - это гидродинамические возмущения, т.к. влияние остальных факторов сильно экранировано жидким металлом.

В общем случае процессы образования роста и укрупнения включений за счет их коагуляции представляют самостоятельную задачу,а вше приведенную оценку следует считать в значительной мере качественной.

Отсутствие прямых исследований поведения включений в жидкий стали и сложность проведения такого рода экспериментов в условиях влияния большого числа параметров не позволяет определить основные параметры, оказывающие значительное влияние на поведение неметаллических включений. Хотя влияние циркуляционных потоков отмечается во многих исследованиях, теоретическая сторона данного вопроса - гидродинамика поведения включений - разработана недостаточно.

Поведение включений в циркуляционных потоках металла, образующихся при повороте вертикальных потоков, проанализировано в работе /131/. Установлено, что в зависимости от радиуса закругления потока, соотношения плотностей металла и включений последние могут либо затягиваться в поток, либо выталкиваться, а могут и следовать за линией тока. Легкие включения (например, кремнезем) затягиваются сильнее, чем тяжелые (например глинозем). Однако основное влияние на поведение включений оказывает характер-движения металла.

Сложный характер движения включений на криволинейном участке под действием выталкивающей силы Архимеда Д центробежной Т и силы сопротивления среды определит дальнейшее пребывание их в металле (рис.2.10).

Для глинозема взято наиболее часто встречающееся значение Кф /133/, для остальных включений К+= I. Размеры включений принимали 100 мкм и 50 шш. Свойства металла приняты следующие: вязкость ^ =0»4-.10""3Па.с, плвтность 7000 кг/м3 при параметрах циркуляционных потоков RM и ffM от 0 до I м и ы/сек соответственно. Для всех расчетов коэффициент присоединенной массы брался равным ^-0,5 /130/.

Характеризовать скорость всплывания включений формулойточке потока. Для этой цели более удобным является формула (2.35), определяющая перемещение д/? за время циркуляции т.е. 1.57 Ям /. Отсюда вычислялись эффективные скорости всплывания включений, приведенные к вертикали в точке перехода к горизонтальному направлению, по формуле:40002800(2.34) неудобно, т.к. она определяет величину в каждойZ Vptм/сек (2.39)м/секг,о 0,50,25 ц £ 0,7* Я»,*Рис.2.II. Значения критических параметров потоков при Кф =1, =0,5 для включений А^ОдД^ размером 50 (а) и 100 (б) мкм йЯ<-0 йй>0 0,250,50,75 /?м>Рис.2.12. Значения критических параметров потоков при=0,5 для включений А120д и ТХ02 размером 50 (а) и 100(6) мкм при различных К*приВеличины характерных радиусов закругления были взяты для расчетов из моделирования жидкости в кристаллизаторе.

Отсюда определяем скорость очищения металла от включений в циркуляционных (криволинейных) потоках по выражению /134/:Объем металла, который будет очищаться от включений, с учетом (2.39) равен2Г*м г£\*лх Я*7ГМ м3.(2.41)При прямолинейном движении металлаЛ,X/ „ 2-т м3 (2.42)Ум ь ¡г„ м • ^ 'Сравнение (2.41) и (2.42) показывает более существенное влияние скорости металла в случае развития криволинейных потоков по сравнению с прямолинейным движением металла на объем очищаемого металла.

Полученные результаты приведены на рис.2.13. Видно, что в случае криволинейного, циркуляционного движения, скорость очищения имеет максимум. Скорость очищения спокойного металла может быть на несколько порядков меньше, чем с участием развитых потоков. Из сказанного следует вывод о предпочтительном развитии интенсивных криволинейных потоков обеспечивающих наибольшее очищение металла от включений.

Экспериментальное изучение процесса удаления включений в условиях кристаллизатора показало, что благоприятное действие гидродинамических потоков сказывается прежде всего на удалении продуктов раскисления стали алюминием, титаном и др. сильными раскислителями, образующими оксидные частицы, плохо смачиваемыеУ/0"0,5№ / 2 V/ 5 "Т — — -—о,<0,20,3¿и/секРис.2.13.Скорость очищения металла V' в зависимости от радиуса закругления. Ям,м: 1-1,0; 2-0,75; 3-0,5 при разработанном подводе и V" при вертикальном подводеметаллом.

Данные влияния способа подвода металла в кристаллизатор на загрязенность литого металла неметаллическими включениями приведены в главе 5.

Следовательно, основная роль в перераспределении неметаллических включений внутри затвердевающего непрерывного слитка и их удаление принадлежит потокам жидкой стали, возникающим под действием струи. Это обусловлено тем, что при указанном способе подвода создаются условия для дополнительного всплывания неметаллических включений за счет изменения направления циркуляционных потоков.

Таким образом, анализ проведенных исследований показывает благоприятное влияние разработанного способа подвода на удаление неметаллических включений. Однако, вынос включений в поверхности раздела металл-шлак и выталкивание их под действием центробежной силы является лишь одной из промежуточных стадий процесса удаления включений из металла. Завершающая стадия удаления сводится к ассимиляции их шлаком. При плохой ассимилирующей способности шлака они могут вновь увлекаться потоками внутрь металла.

ШВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ ФЙЗИКО-ХШИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ШЛАКООБРАЗУЮЩИХ СМЕСЕЙ ДЛЯ НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ СУДОВОЙ ХРОМОНИКЕЛЕВОЙ СТАЛИВыбор состава шлакообразующих смесей определяется рядом технологических факторов: маркой стали, скоростью разливки, сечением кристаллизатора, способом подвода металла в кристаллизатор, Важное значение при этом имеют вопросы температурных условий и механизма формирования шлакового покрытия, взаимодействия шлака с металлическим расплавом.

3.1. Обоснование необходимых физико-химических характеристик шлакообразующих смесей для разливки стали с остаточным содержанием алюминия и титанаШлакообразующие смеси образуют на зеркале металла в кристаллизаторе шлаковое покрытие, которое предохраняет металл от вторичного окисления, тепловых потерь. Шлаковый расплав, образующийся на зеркале металла, ассимилирует всплывающие неметаллические включения и затекая мезду оболочкой слитка и стенками кристаллизатора создает гарниссаж, выравнивающий теплоотвод по высоте кристаллизатора.

Промышленное использование ранее разработанной технологии непрерывной разливки стали с содержанием алюминия и титана не менее 0,02С$ на крупногабаритные слябы, включающей подвод металла в кристаллизатор через прямоточный стакан и защиту зеркала металла шлакообразующей смесью на основе графита и слюды показали, что при разливке металла шлакообразующая смесь комкуется, резко снижается ее удельный расход (с 0,5-0,6 до 0,2-0,3 кг/т). Полученные слябы были поражены наружными (продольными) трещинами табл.3.5, наблюдалось также существенное науглероживание поверхности слябов.

Сокращение удельного расхода шлака до сталь низких значений свидетельствует об отсутствии сплошной шлаковой прослойки между оболочкой слитка и стенками кристаллизатора, в результате чего возрастает неравномерность теплоотвода по высоте и периметру, образует' ся разнотолщинность оболочки слитка,вследствие чего резко возрастают усадочные и термические напряжения в оболочке, что в итоге приводит к повышенной пораженноети слябов наружными трещинами.

Повышенное науглероживание поверхности слябов, которое имеет место в этом случае, свидетельствует о недостаточной и неравномерной величине жидкой шлаковой прослойки. Такое науглероживание поверхности слябов можно объяснить непосредственным контактом металла со шлаковым покрытием, который имеет место при прорыве или недостаточно развитой жидкой прослойки шлака. В этом смысле применение таких количеств углеродосордержащих материалов (до ЗОД является недопустимым.

Недостаточная величина жидкой шлаковой прослойки приводит к изменению физико-химических свойств шлака при ассимиляции им всплывающих неметаллических включений. Такое шлаковое покрытие в конечном итоге не обеспечивает стабильность процесса и удовлетворительное качество поверхности непрерывнолитых слябов.

При разливке хромоникелевой судовой стали происходит увеличение содержания в шлаке окислов » * и др. Эти окислы образуют тугоплавкие соединения, которые находятся в шлаке в твердом состоянии и увеличивают его вязкость. Воспрепятствовать этому процессу можно ускорением его обновления в кристаллизаторе, т.е. увеличением жидкотекучести.

Следовательно, решающее значение, в случае разливки хромоникелевой стали с остаточным содержанием алюминия и титана, приобретает наличие развитой жидкой шлаковой прослойки на зеркале металла в кристаллизаторе, которая при ассимиляции неметаллических включений не изменяла бы своих физико-химических характеристик.

Исследования составов шлакообразующих смесей для непрерывной разливки судовой хромоникелевой стали в крупногабаритные слябы проведены в лабораториях ДЗЛ и на МНЛЗ мартеновского цеха завода "Амуреталь".

Физико-химические свойства шлаков этой системы значительно расширяются дополнительным введением фторидов и окислов щелоч-но-земельных металлов.

Известно, что окислы А1203,Т^02,Сч203 наиболее активно поглощаются шлаками с большим содержанием фтористых соединений. Кроме того, шлаки с большим содержанием фтора имеют минимальную вязкость.

Реальные шлаки, образованные из природных материалов, являются многокомпонентными системами, поэтому сложно изучить влияние того или иного компонента на их свойства. Присутствие в шлаках таких компонентов, как закись железа, окись марганца, окись магния и других, которые поступают в шлак из исходных материалов, оказывает существенное влияние на их физические характеристики. Кроме того, на физические характеристики шлаков значительное влияние оказывает и минералогический состав применяемых материалов.

Поэтому, при выборе стремились использовать материалы, которые металлургические заводы получают в виде порошков и у которых окислы, входящие в состав, находятся в минералогической связи (портландцемент, нефелин, плавиковый шпат, криолит, графит, слюда).

Вянкость шлаков определяли на электровибрационном вискозиметре по методике, изложенной в работе /135/. Шлаки плавили в печи сопротивления Таммана с графитовым нагревателем в атмосфере аргона в магнезитовых тиглях. Шпиндель вискозиметра устанавливали по оси тигля. Температуру замеряли платина-платинародиевой термопарой. Для исследования готовились шлаки исходных материалов с химическим составом, аналогичным химическому составу жидкого шлака, отобранного из кристаллизатора. Точность измерения оценивается величиной + 0,02 Па.с. Химический состав и результаты исследований приведены в табл.3.1.

Изменение химического состава шлака, которое имеет место как вследствии взаимодействия шлака с расплавом металла, особенно при разливке стали с остаточным содержанием алюминия и титана, так и из-за колебания химического состава применяемых материалов, обуславливает при неблагопориятном соотношении компонентов существенное колебание физических свойств шлака. В этом случае шлаки перестают выполнять свои функции, нарушается стабильность процесса развивки, ухудшается качество литого металла.

Поэтому было изучено влияние содержания окислов и их композиций на физические характеристики шлакообразующей смеси. Влияние СаО и.jiOg изучалось с точки зрения основности шлака.

Было установлено, что требованиям к шлаку по температуре и продолжительности плавления при непрерывной разливке хромоникелевой стали с остаточным содержанием алюминия и титана отвечают шлакообразующие смеси основностью 0,9-1,1 (табл.3.1, №№ опытов II—15).

Скорость плавления шлакообразующих смесей можно регулировать подбором эффективных флюсующих и солевых добавок и крупностью компонентов шихты. Влияние солевых добавок на скорость процесса связывают с разрушением и растворением солями окисной пленки восстановителя. С этой точки зрения по отношению к алюминию наиболее высокой активностью обладают фториды кальция, натрия, алюминия /136/.

Скорость плавления шлакообразующей смеси зависит и от физических свойств образующегося шлака. Так, с понижением вязкости и температуры плавления шлака она возрастает /137/.

Ускорение обновления шлака в кристаллизаторе зависит от его вязкости, так как чем она меньше, тем легче шлак будет проходить в зазор между стенкой кристаллизатора и формирующейся коркой, образовывая тонкий шлаковый гарниссаж. Вязкость шлаков также должна находиться в определенных пределах, так как слишком вязкие и очень жидкоподвижные шлаки имеют ряд отрицательных особенностей.

Рационально подобранный состав смеси должен обеспечивать получение легкоплавкого шлака, сохраняющего жидкоподвижность в течение всей разливки, а также очищать металл от неметаллических включений и не загрязнять его частицами самого шлака.

В лабораторных условиях установлено, что присутствующий в смеси графит, препятствуя контакту и сцеплению частиц расплавленного шлака, регулирует скорость расплавления смеси. В процессе плавления смеси углеродистые частицы собираются в верхней части расплавленного шлака и на границе шлак-защитная смесь образуют сдой с концентрированным содержанием углерода. Количество углерода в расплавленном шлаке не зависит от содержания углерода в исходной смеси и составляет незначительную величину (0,4-0,8%). Это указывает на то, что у шлака с основностью 0,9-1,1 степень растворения углерода невелика, а следовательно, маловероятно науглероживание поверхностного слоя слитка.

Анализ полученных данных показывает, что на температуру плавления шлаков наибольшее влияние оказывает содержание фтора, основность и окислы щелочноземельных элементов оказывают меньшее влияние, а окислы алюминия и титана при содержании их в изученных пределах не оказывают существенного влияния на эти характеристики при основности шлаков 0,9-1,1.

Таким образом, в шлаках основностью 0,9-1,1 при увеличениисодержания А1203 ДО и ТЮ^до 4,5% оптимальная температура плавления достигается при увеличении содержания фтора до 12-14%.

Скорость протекания процесса перехода неметаллических включений из металла в шлак, как было показано В.И.Явойским с сотрудниками /123/, в значительной мере определяется вязкостью металла и шлака и частично поверхностными свойствами рассматриваемых фаз. От вязкости шлака и межфазного натяжения шлак-включение зависит скорость обтекания включения и поглощение его шлаковой средой.

Следовательно, проведенный анализ подтверждает правильность обоснованных физико-химических характеристик шлака.

3.2. Изучение процессов, происходящих при взаимодействии жидкого шлака с металлическим расплавомС целью определения механизма формирования шлакового покрытия, процессов, протекающих при взаимодействии жидкого шлака с металлическим расплавом, исследовали шлакообразующие смеси, которые применяли при разливке судовой хромоникелевой стали с остаточным содержанием алюминия и титана. Образцы отбирали при установившемся процессе непрерывной разливки пробницей. Пробы отбирали по ходу разливки - начало, середина, конец разливки. Производили анализ изменения химического состава шлакового покрытия по сравнению с химическим составом исходной шлакообразующей смеси. Химический состав приведен в табл.3.2. При аналиэз отобранныхпроб шлакового покрытия установлено, что над жидкой прослойкой шлака образуется обогащенный углеродом промежуточный твердо-жидкий слой, наличие которого можно объяснить следующих образом. При даче смеси в кристаллизатор часть углерода окисляется, а оставшийся углерод в процессе проплавления смеси и из-за нехваткиокислителя достигает жидкой шлаковой шюслойки, однако вследствие ограниченной растворимости в жидком шлаке, собирается на его поверхности.

Наличие обогащенного углеродом слоя при незначительной величине жидкой прослойки шлака обуславливает повышенное науглероживание поверхности слябов, которое имеет место при разливке стали под шлаком I (табл.3,4). В этом случае возможен прорыв металлом тонкой шлаковой прослойки и непосредственный контакт с обогащенным углеродом слоем. При работе под шлакообразувдими смесями с развитой жидкой прослойкой науглероживание поверхности литых слябов весьма незначительно как но площади, так и по интенсивности науглероживания. Грубое науглероживание имеет место только при нарушениях стабильности процесса разливки. Углерод в составе смеси выполняет еще одну важную функцию, являясь регулятором скорости плавления смеси, влияя в конечном итоге на величину жидкой шлаковой прослойки.

Таким образом, каждый слой покрытия выполняет свои функции. Жидкий шлак на зеркале металла ассимилирует неметаллические включения, предохраняет металл от контакта с сйпучими материалами смеси и образует гарниссаж, который выравнивает теплоотвод по длине кристаллизатора от поверхности слитка к стенкам кристаллизатора, снижает усилие вытягивания слитка и транспортирует неметаллические включения.

В сыпучем слое происходит подготовка смеси к расплавлению, удалению влаги. Поэтому свойства шлакообразующей смеси должны определяться комплексом характеристик всех слоев шлакового покрытия.

Ассимиляция включений шлаком возможна лишь при условии их непосредственного соприкосновения. В жидком металле доставка включений к межфазным границам осуществляется циркуляционными потоками.

В этих условиях возможен лишь кратковременный контакт вклшений со шлаком. Поэтому реальная возможность поглощения неметаллических включений шлаком зависит не только от термодинамических характеристик системы металл-шлак-включение, но и от кинетики смачивания вклшений шлаком Д38/. Если скорости смачивания велики, то включения, соприкасающиеся со шлаком, будут удаляться из металла. В противном случае включения могут вновь увлекаться в объем металла.

Скорость смачивания включений, как установлено в работе /139/ на основании исследования растекания шлаков по поверхности твердых окислов, зависит главным образом от вязкости пшака; причем, уменьшение вязкости способствует повышению скорости смачивания.

В связи с изложенным при изучении ассимиляции включений были опробованы шлаки, характеризующиеся различными условиями взаимодействия металла со шлаком и составы смесей, образующие при плавлении ишаки с различной вязкостью (табл.3.2). Опыты проводились при разливке стали Д40, 10-15ХСЦЦ.

Анализ полученных результатов показывает, что при формировании шлакового покрытия происходит изменение химического состава, обусловленное окислением углерода и взаимодействием жидкого шлака с металлическим расплавом.

Содержание углерода в жидком шлаке независимо от его исходного содержания в смеси не превышает 1,0$ (табл.У.2).

В.жидком слое шлакового покрытия происходит увеличение окислов металлов по сравнению с содержанием этих окислов в исходной смеси. Содержание А1203 и Т^ в шлаковом расплаве увеличивается на 5-10$ абс., причем отмечается зависимость прироста от их содержания в стали (табл.3.2) и способа подвода металла в кристаллизатораВыход включений на межфазную границу состоит из следующих процессов: а)раэрыв металлической пленки и ее оттекание с поверхности включения; б) смачивание включения шлаком (растекание шлака по поверхности включения). Эти оба процесса протекают одновременно,В случае выхода включения на мелфазную границу металл-шлак процесс оттекания металла будет сопровождаться растеканием шлака.

При одновременном акте оттекания металл-натекания шлака процесс будет лимитироваться скоростью более медленной стадии. Он может проходить в двух режимах: в инерционном - в этом случае скорость процесса будет определяться скоростью оттекания металла, как жидкости имеющей большую инерцию, и в вязкостном. В этом случае скорость процесса будет определяться скоростью растекания шлака по поверхности включения, так как вязкость шлака значительно больше вязкости металла.

Поскольку для исследуемых шлаков вязкость имеет меньшее зна%чение, то и смачивание включения ими будет протекать в инерционном режиме•Исходя из вышеизложенного, можно отметить, что для качественной характеристики ассимилирующей способности шлаков необходимо знать их поверхностные свойства на границе с металлической фазой и включением, Однако такая оценка является весьма приближенной, т.к. позволяет оценить термодинамическую возможность рафинирования металла данным шлаком, но не учитывает конкретных особенностей процесса. Поэтому выбор шлаков необходимо производить на основе опытных данных по ассимилирущей способности к различным типам включений.

Разработанные составы шлакообразуицих смесей были испытаны в промышленных условиях при разливке на МНДЗ судовых хромоникелевых. сталей в кристаллизаторы сечением 200x1260-1510 мм.

Д40 Исходная смесь 60 10 24,6 24,2 9,9 14,5 14,3 0,7 0,5 0,1 — 1,1Жидкий шлак 60 0,9 23,1 24,9 15,8 14,3 14,1 0,6 0,5 4,3 1,2 1,310ХСВД Исходная смесь 40 10 25,1 24,8 10,3 14,1 13,5 0,5 0,8 ОД — 0,7Жидкий шлак 40 1Д 24,3 25,4 14,5 14,0 13,4 0,3 2,2 4,8 1,3 0,7 |Д40 Исходная смесь 40 30 15,2 14,6 10,7 14,5 13,1 0,6 0,4 0,1 — 1,4 ооЖидкий шлак 40 0,8 24,6 23,8 13,6 13,5 12,0 0,7 3,8 3,5 0,9 3,0 115ХСВД Исходная смесь 30 10 24,9 25,2 9,8 13,8 13,6 0,7 0,6 - - 1,0Жидкий шлак 30 1,0 25,0 26,3 14,2 13,5 13,2 0,3 1,5 3,8 0,9 1,3В результате отливки более 100 тые.тонн металла лучшие результаты были получены при использовании смеси 4 (табл.3.4).

Шлаки этой смеси быстро формируются, имеют хорошую жидкоподвиж-ность, сохраняющую достаточное время до полного обновления шлака.

0 способности шлака ассимилировать неметаллические включения можно судить по изменению его состава в процессе разливки (табл.3,3). Значительное увеличение содержания этих окислов в процессе разливки с одной стороны свидетельствуют о хорошей смачиваемости их жидким шлаком, с другой - о большой контактной поверхности металла со шлаком при разливке с измененным способом подвода металла в кристаллизатор.

Таким образом, при разработанной шлакообразующей смеси № 4 получается шлак, у которого наиболее низкие из многих, обычно применяемых смесей, температуры плавления и начала затвердевания, сочетающиеся с минимальной вязкостью и большой ассимилирующей способностью по отношению к окислам алюминия, титана и хрома.

В результате исследования физико-химических свойств в лабораторных и промышленных условиях разработана и внедрена ёмесь Л 4, она обладает сравнительно небольшой вязкостью и температурой плавления. Физико-химические процессы на границах стальчплак-включение при использований этой смеси проходят в желательном для нас направлении и позволяют успешно осуществлять непрерывную разливку исследуемых марок сталей.

3.3. Промышленное опробование разработанных шлакообраз-зущих смесей для разливки судовой хромоникелевойсталиПромышленные испытания шлакообразущих смесей проводили в условиях мартеновского цеха завода "Амурстадь" на вертикальных МНЯЗ со скоростями разливки 0,45-0,5 м/мин.

В табл.3.4 приведены химические составы, а также характеристикки плавления шлакообразующих смесей опробованных при разливки судовых хромо никелевых марок стаяи с содержанием остаточных алюминия и титана не менее 0,02%,Качество литого металла определяется, в основном, степенью пораженности непрерывного слитка различными дефектами, при этом преобладающим видом дефекта поверхности являются продольные трещины.

При оценке влияния применяемых шлакообразующих смесей учитывалось, что при неудовлетворительных физико-химических характеристиках используемых шлакообразующих смесей возможно их косвенное действие, т.е. создание предпосылок для возникновения и развития дефектов в дальнейшем, например, в зоне вторичного охлаждения.

Как показывает опыт и анализ литературы, продольные трещины образуются, как правило, в кристаллизаторе, реже в зоне вторичного охлаждения. Этот вид дефекта может быть вызван неудовлетворительными физико-химическими характеристиками применяемых шлакообразующих смесей, в результате чего нарушается теплоотвод в кристаллизаторе. Характерным признаком в этом случае служит наличие продольных трещин небольшой протяженности, чередующихся на широкой грани слитка.

На основании проведенных исследований рекомендована шлакооб-разуицая смесь 14 к промышленному применению.

Смесь хорошо растекается по поверхности зеркала металла в кристаллизаторе, не комкуется, образует оптимальной толщины гарнис-саж по стенкам кристаллизатора. При использовании смеси № 4 получено самое низкое количество заготовок с поверхностными дефектами.

Установлено также, что рассматриваемый шлак обладает повышенными ассимилирующими свойствами по сравнению с другими - шлак обладал хорошей дидкотекучестью при повышенном содержании глинозема, титана и хрома.

ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА ОПТИМАЛЬНОГО РЕЖИМА ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ НЕПРЕРЫВНОГО СЛИТКАК основным параметрам системы вторичного охлаждения, которые необходимо правильно выбрать при непрерывной разливке стали, относится режим охлаждения, оказывавший большое влияние на качество нецрерывного слитка - на его внутреннее строение.

На всех промышленных машинах непрерывной разливки стали режим вторичного охлаждения подбирался в соответствии с марочным составом опытным путем.

Оценка макроструктуры поперечных и продольных темплетов позволяла судить о правильности выбранного режима. Должен существовать оптимальный режим вторичного охлаждения, определяемый полным отсутствием внутренних трещин, минимально возможным развитием : центральной пористости и минимальным временем полного затвердевания слитка.

Поэтому важными факторами процесса нецрерывной разливки являются также распределение расхода воды по высоте зоны и общая длина зоны вторичного охлазщения, которая выбирается таким образом, чтобы слиток затвердел в ней полностью. При недостаточной длине зоны вторичного охлаждения и ее режиме может иметь место разогрев поверхности слитка за счет выделения теплоты кристаллизации. При этом поверхностные слои затвердевающей оболочки начинают расширяться, вызывая появление растягивающих напряжений у фронта кристаллизации, что способствует образованию вцутренних трещин.

4*1« Температура поверхности непрерывного слитка судовой хромоникелевой сталиОпределение температуры поверхности слитка проводили при разливке низколегированной стали Д40Д0-15ХСБД в слябы сечением0,20x1,41-1,51 м2.

Исследования температурного поля поверхности слитка в зоне вторичного охлаждения проводили на МНЛЗ с двумя брусьевыми секциями, Датчики устанавливали на пяти уровнях по длине зоны вторичного охлаждения по два на кавдом - в центре и вблизи ребра широкой грани слитка. Схема расположения датчиков в зоне вторичного охлаждения показана на рис,4.1.

Основными факторами, влияющими на температуру поверхности слитка, являются интенсивность охлаждения, которая характеризуется расходами воды через форсунки зоны вторичного охлаждения, и время воздействия факела форсунки на данную точку поверхности слитка.

Математическая обработка показаний пирометров производилась только тех участков диаграмм, которые соответствовали стационарным условиям процесса разливки послб стабилизации основных факторов, влияющих на температуру поверхности слитка: расходы воды по форсуночным секциям и скорости вытягивания.

В табл.4Д приведены существование до начала опытов расходы воды по секциям зоны вторичного охлаждения в зависимости от скорости вытягивания.

Неравномерность фронта затвердевания зарождается в кристаллизаторе. При малой интенсивности вторичного охлаждения выравнивание этой неравномерности происходит медленнее, чем при большей интенсивности.

Таким образом, очевидно, что должен существовать оптимальный режим вторичного охлаждения, определяемый полным отсутствием внутренних трещин, минимально возможным развитием центральной пористости и минимальным временем полного затвердевания слитка.

Для практических целей более приемлемыми являются решения с граничными условиями I рода, т.е. решения с заданным законом изменения температуры поверхности слитка. В этом случае регулировка расходов воды производится в зависимости от разниод температур, замеряемых в опорных точках зоны вторичного охлаждения, и заданных расчетных температур.

Выбор оптимальной кривой охлаждения поверхности слитка является главным условием решения этой задачи.

В качестве оптимальной кривой изменения температуры поверхности металла выбрали зависимость предложенную в работе /140 /. Она обеспечивает минимальные напряжения по толщине оболочки слитка, исходя из условия небольшой и постоянной разности в скорости охлаждения из условия небольшой и постоянной разности в скорости охлаждения поверхностных и внутренних слоев затвердевания металла.

Задавая оптимальную функцию изменения температуры поверхности/.200о о1400&СО Р| отоф Е-1900гоое5 {0 & 20 15 Время охлаждения, минРис.4.3. Температура поверхности непрерывного слитка1-оптимальная температура поверхности слитка в зоне вторичного охлаждения;2-температура поверхности слитка до отработки для 0,45 м/мин;3-то же, после отработкислитка от времени охлаждения, рассчитывали расхода вода по сек циям зоны вторичного охлаждения (табл.4.2).

Подвод вода, регулирование и измерение расхода ее в секциях производался раздельно на каждую грань слитка.

На рис.4.3, где показаш результаты исследований, кривая 2 иллюстрирует изменение температуры центра широкой грани, если елиток охлаждается по принятой до опытов технологии (см.табл.4.I) при разливке со скоростью 0,45 м/мин.

Для приближения средних условий охлаждения слитка в секциях зоны вторичного охлаждения к оптимальным изменяли режим вторичного охлажения, регулируя подачу воды в каждой секции.

Кривая 3 характеризует охлаждение слитка при скорректированных расходах воды для скорости вытягивания 0,45 м/мин. Режимы, приближающиеся к оптимальным по средним в пределах секций условиям охлаждения, приведены в табл.4.3.

Таблица 4.3.

В ходе исследования режима вторичного охлаждения была предложена новая расстановка форсунск, отличающаяся от старой меньшим их количеством в секциях 3 и 4.

Верхний ряд форсунок в 3 секции был убран, что исключило переохлаждение поверхности металла при шреходе из одной секции в другую. С целью уменьшения влияния на охлаждение слитка воды, стекающей по его поверхности, между секциями зоны вторичного охлаждения установили водосборные устройства в виде наклонных щитов.

Большое количество факторов, влияющих на затвердевание слитка в зоне вторичного охлаждения, а следовательно и на качество слитка, не позволяют в настоящее время чисто аналитическим путем определить оптимальный режим охлаждения. Необходимым средством, дающим возможность откорректировать режим охлаждения, является исследование качества слитка.

4.2. Выбор оптимального режима вторичного охлажденияРациональный режим охлаждения слитка должен обеспечивать одинаковую концентрацию напряжений по его периметру в течение всего технологического процесса кристаллизации.

Анализ результатов экспериментальных и теоретических исследований цроцесса охлаждения и затвердевания непрерывного слитка на МНДЗ мартеновского цеха с точки зрения его влияния на качество поверхности и внутренней структуры металла позволил выявить ряднедостатков существовашей системы вторичного охлаждения, К основным из них относятся следующие:

Заключение диссертации по теме «Металлургия черных, цветных и редких металлов», Фуртат, В.Г.

- 133 -ОБЩЕ ВЫВОДЫ

1. Исследовано влияние технологических параметре® непрерывной разливки на формирование физической и химической неоднородности судовых хромоникелевых заготовок и разработана технология, обеспечивающая высокое качество литого металла,

2. Проведено гидравлическое моделирование различных способов подвода металла в кристаллизатор. Получены фотограммы распространения потоков при использовании различных стаканов, позволяющие количественно оценить характер потоков. Установлено, что оптимальным является способ подвода металла при помощи безнапорного стакана с боковоым отверстием нацравленным вниз под углом 15°. Указанный способ обеспечивает наиболее благоприятные условия для удаления неметаллических включений из жидкого расплава кристаллизующегося слитка.

3. По результатам экспериментального изучения циркуляционных потоков в кристаллизаторе вскрыт один из механизмов удаления неметаллических включений, согласно которому частицы первоначально укрупняются путем ортокинетической коагуляции при движении потока, вынос включений, а затем выталкивание из потока под действием центробежных сил. Сформулированы условия, необходимые для реализации установленного механизма удаления неметаллических включений.

4. Разработанный подвод металла в кристаллизатор способствует получению равномерного фронта кристаллизации непрерывного слитка, что вместе с пониженной скоростью затвердевания стали в верхней зоне кристаллизатора обуславливает значительное снижение термических и усадочных напряжений в затвердевающей корке и создает благоприятные условия для формирования поверхностной зоны непрерывного слитка.

- 134

5. Исследование физико-химических и технологических свойств шлакообразующих смесей позволило разработать шлакообразущую смесь для непрерьшной разливки судовой хромоникелевой стали с остаточным содержанием алюминия и титана. Установлено, что шлакообразушцая омесь должна иметь следуадие физические характеристики:

- температура плавления - Ю20-1040°С;

- вязкость при температуре 1500°С - 0,02 Па.с.

Указанные характеристики достигаются при использовании шлаков на основе силикатной системы СаО - ¿¿02 - А1203 с соотношением СаО /#02 = 1,0-1,1 и содержанием Р = 12-14$, Уа^О+^О = 13-14$. Применение смеси позволило снизить количество слябов с продольными трещинами с 30,2 до 2,2$. Обеспечивается получение устойчивых результатов по качеству поверхности при изменениях скорости вытягивания заготовки в процессе разливки. в» Исследование качества металла промышленных непрерывных слитков судовой хромоникелевой стали подтвердило высокую эффективность разработанного способа подвода металла в кристаллизатор в сочетании с шлакообразующей смесью. Загрязненность непрерывнолито-го металла неметаллическими включениями по разработанной технологии непрерывной разливки снижена на 30$, причем в корковой и осевой зоне более чем в 2 раза. Отмечено существенное повышение пластичности горячекаваного листа из непрерывнолитых слитков.

7. Проведено экспериментальное исследование влияния режима вторичного охлаждения на качество внутреннего строения непрерывного слитка судовой хромоникелевой стали. Установлен оптимальный удельный расход воды (0,44-0,46 л/кг стали),обеспечивающий получение непрерывных слитков практически без внутренних трещин.

8. Проведенный комплекс исследований механических свойств позволил установить, что листовой прокат из слябов, полученных

- 135 по разработанной технологии, характеризуется повышением и стабилизацией свойств по всему поперечному сечению при статическом и ударном нагружении.

9» Внедрение результатов работы на металлургическом заводе "Амурсталь" позволило получить экономический эффект 235,8 тыс. рублей.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Фуртат, В.Г., 1984 год

1. Материалы ХХУ1 съезда КПСС. -М.Политиздат, 1981.

2. Бюллетень дополнений и изменений к правилам классификации и постройки морских судов, 1974, № I.-Л.¡Транспорт, 1975, часть ХШ.

3. ГОСТ 5521-76. Сталь свариваемая для судоетроения.-М.: Издательство стандартов, 1976.

4. Георгиев М.Н. Вязкость малоуглеродистых сталей.-М.: Металлургия, 1973.-224 с.

5. Явойский В.И.,Рубенчик Ю.И.,Овенко А.П. Неметаллические включения и свойства стали. М.: Металлургия, 1980.-176 с.

6. Червяков А.Н. Металлографическое определение включений в стали.-М.:Металлургиздат, 1953. 116 с.

7. Мчедлишвили В.А., Любимов Г.А.,Самарин A.M. Роль марганца в устранении вредного влияния серы на начество стали.-М.¡Метал-лургиздат, I960. 56 с.

8. Виноград В.И. Включения в стали и ее свойства.-М.¡Метал-лургиздат, 1963.-224 с.

9. Шульте Ю.А. Неметаллические включения в электростали. М.: Металлургия, 1964.-205 с.

10. Явойский В.И., Близнюков С.А., Вишкарев А.Ф. и др. Включения и газы в стали. М.¡Металлургия, 1979.-272 с.

11. Куслицкий A.B. Неметаллические включения и усталость стали. -К.: Техника, 1976.-128 с.

12. Бельченко Г.И., Губенко С.И. Неметаллические включения и качество стали.- К.¡Техника, I980.-I68 с.

13. Шпис Х.И. Поведение неметаллических включений в стали при кристаллизации и деформации. Ш.: Металлургия, I97I.-I27 с.

14. Волчок И.П. Неметаллические включения и разрушение литой стали.-Дис.докюра технических наук.-Запорожье, 1977.

15. Виноград М.И., Громова Г.П. Образование неметаллических включений и влияние их на свойства стали. Сборник трудов ЦНИИЧМ, 1968, вып.60, с.41-46.

16. Матросов Ю.И., Поляков И.Е. Повышение вязкости и пластич ности и уменьшение анизотропии свойств низколегированных сталей. -Сталь, 1976, 1° 2, с.162-167.

17. Кодзасу И., Синидзу Т. и др. Влияние неметаллических включений на пластичность и вязкость конструкционных сталей. Тэщу то хаганэ, ТеСьи Ь/ 1971, 57, № 13, с.169-181. (Перевод № 7409 ВЦП).

18. Шульте Ю.А. Хладностойкие стали. М.: Металлургия, 1970.-224 с.

19. Полонска§ С.М., Окенко А.П. Влияние морфологии сульфидной фазы на характер разрушения низкоуглеродистой стали. -Изв.АН СССР, Металлы, 1976, № I, с.119-120.20., Т., Тараб/гс^у/и М., Мсх^^О^а М. У

20. Ропгго^ъуггш^ 19Г5, V. 1/£} р.

21. Зац Е.Л., Рыжикова А.П. О влиянии рафинирования на склонность углеродистой стали и хрупкому разрушению. Изв. вузов. Черная металлургия, 1976, № 3, с.145-148.

22. Н, СА^сС/игр Л, ЯеАок /Звл*е*. а**/ Т^сЖ. ош/ ¿¿ее/, Тмуц Рм^.р. ¿0-Ш.

23. Олерская С.М. и др.Влияние вакуумирования в процессенепрерывной разливки на качество стали. В сб.: Научные труды МИСиС, 1973, Ш 79, с.230-283.25. Р9 Ье^еъ К -Т. Рекпс^и*-,1. У р.

24. Свойства сталей, выплавленных и разлита; в вакууме.-М.: Бюллетень Черметинформации, 1970. серия 12, инф.№ 7.-с.16.

25. Куслидкий А.Б. Неметаллические включения и усталость стали, К.-: Техника, 1976. - 120 с.

26. Зарвин Е.Я., Веревкин Г.И. Свойства и загрязненность рельсовой стали при различных вариантах ее раскисления. В сб.: Технология производства железнодорожных рельсов. X., 1973,с.22-25.

27. Денисевич Е.А. Влияние циркония на неметаллические включения литой легированной стали. Технология и организация производства. Научно-произв.сборник, 1969, № 2(56), с.53-55.30. выгъ^ Н У/., к Р ¡9?2/} „.¿¿г

28. Афанасьева К.И., Иванцов Г.П. Сталь, 1958, № 7, с.599-604.

29. Складкомтеев В.Т. и др. Качество стали при непрерывной разливке. Г0СНТИ,М., 1963, 174 с.

30. Иодко Э.А. В сб.: Аспирантский сборник научных трудов, выпуск 46, часть I, Днепропетровский металлургический институт, Днепропетровск, 1962, с.13-27.

31. Васильев Б.К., Матерпин Ю.В. Гидродинамические исследования влияния конструкции погружаемых стаканов на их службу при непрерывном литье стали. 41,: Металлургия, 1979, Мг 6, с.52-57.

32. Явойский В.И.-В сб.: Проблемы металлургии. Сборник трудов МИСиС, Издательство Металлургия, 1968, с.9-23.

33. Рутес B.C., Чигринов М.Г. и др.-Сталь, 1965, № I.-25 с.

34. Климашин П.С., Катомин Б.Н., Ермолаева Е.И. В сб.: Физико-химические и теллофиеические процессы кристаллизации стальных слитков. - Труды П конференции по слитку, Металлургия, 1967, с.451-457.

35. Явойский В.И. Проблемы металлургии -М.¡Металлургия, № 52, с.9-23.

36. Явойский В.И. Теория процессов производства стали.-М.: Металлургия, 1967.-790 с.40. Тоъъъе/К., М.9 Je Setle969, * ¿¿Яt 399

37. Строганов A.H., Дробышевский A.C., Поволоцкий Д.Я. Известия вузов. Черная металлургия, 1972, № 2. с.64.

38. Явойский В.И., Выонг Минь Тьюнг, Горохов JI.C. Современные проблемы качества стали. М: Металлургия, 1970, № 6, с.9-16.

39. Шнееров Я.А., Коновалов Р.П., Поляков В.Ф. и др. Эффектш-ные экзотермические смеси для утепления головной части слитка.- Сталь, 1978, Ш 2, с.121-124.

40. Молонов Г.Д., Сердюков Г.В. Разливка стали через слой шлака. -Сталь, 1977, № 3.-2I9 с.

41. Антипин В.Г., Чеботарев В.И., Камаев Б.А. и др. Разработка и испытание новых: композиций шлакообразующих смесей для разливки стали. Изв.ВУЗов, Черная металлургия, 1974, № 5, с.40-43.

42. Рутес B.C., Аскольдов В.Н., Евтеев Д.П. и др. Теория непрерывной разливки. М.: Металлургия, I97I.-296 с.

43. Пат. № 52-133Ш32 (Япония). Шлакоэбразующая смесь. /Исигурс Мориюки. Опубл.8.II.77.

44. Пат., № 52-84129 (Япония). Шлакообразующая смесь для разливки металла./Садахиро Сейдзи, Муранако Хироси.-0публ.18.07.77.

45. Ефимов В.А., Минчук В.И.,Сивцов Г.В. и др. Разливка стали сверху под шлаками. Сталь, 1962, «г 12, с.1074-1078.

46. Къа^сал Жир, Коуа^сс Уел па, ¿¿//г^рюу/ь^сг Аягь&нлссъгьпе? ^^уяиь^г ог^Л^, —

47. Пат. й! 50265 (ГДР). Применение шлакообразующих смесей при отливке сортовых и листовых слитков. Опубл.4.12.65.

48. А.с.206011 (СССР). Теплоизолирующая шлакообразующая порошкообразная смесь для разливки стали./С.А.Шарадзенидзе, К.П.Бзиава, В.В.Аверин.-Опубл. в Бюллетене, 1967, № 24.

49. А.с.298427 (СССР). Шлаковая смесь для разливки стали. Ю.В.Илимов, Л.И.Купман, Ю.Г.Ярославцвв и др.-Опубл.в Бюллетене, 1971, № II.

50. Пат., № 127861 (ЧССР). Синтетическая шлакообразующая смесь, применяемая при разливке стали в изложницы.- Опубл. 25.03.65.

51. А.с.203163 (СССР). Теплоизолирующая смесь для разливки- 141 стали /Й.М.Ектов, Г.ГЛитник. А.М.Офенгенден и др. Опубл.в Бюллетене, 1967, Iis 20.

52. A.c. 261647 (СССР). Теплоизолирующая смесь/И.М.Ектов, Г.Г.Житник и др. Опубл.в Бюллетене, 1970, № 5.

53. Пат., № 12X2999 (Англия). Состав флюсов для разливки расплавленных металлов. Опубл.18.07.68.

54. А.с#248910 (CCCf). Теплоизолирующая смесь./Ю.А.Евстратов, Б.И.Лавров, Ф.Н.Красавин.-Опубл.в Бюллетене, 1969, Ш 24.

55. Бакуменко С.П. и др. Оптимизация металлургических процессов. Б сб.: Разливка стали в слитки и их качество.- Н.: Металлургия, вып.1, 1967, с.58-50.

56. A.c. 924II8 (СССР). Шлакообразующая смесь для непрерывной разливки стали. /А.Я.Глазков, М.С. Гордиенко и др. Опубл. в Бюллетене, 1982, Яг 16.

57. А.с.692682 (СССР). Шлакообразуощая смесь./О.С.Бобкова, В.В.Аникиев, А.В.Лейтес.-Опубл.в Бюллетене, 1979, № 39.

58. А.с.668782 (СССР). Шлакообразующая смесь /О.В.Носоченко, П.Н.Ткачев, А.В.Лейтес и др. Опубл.в Бюллетене, 1979, № 23.65« А.с.550430 (СССР). Шлакообразующая смесь для разливки стали. /С.В.Колпаков, Д.П.Ёвтеев и др. Опубл.в Бюллетене, 1977, № 10.

59. А.с.645751 (СССР). Шлакообразующая смесь для защиты зеркала металла в кристаллизаторе./Н.Й.Сауткин, Н.С.Силаев, А.В.Ларин и др. Опубл.в Бюллетене, 1979, № 5.- 142

60. А.с.572505 (СССР). Рафинирующая смесь для защиты зеркала жидкого металла/ Н.И.Сауткин, Н.С.Силаев Опубл.в Бюллетене, 1977, № 34.

61. Хидемаро Т. и др. Разработка безуглеродистой защитной смеси для непрерывной разливки стали. -Тэцу то Хаганэ, 1978, т.64, № 10, с.1548-1557 (Перевод Ш Б 12804 ВЦП).

62. Ефимов В.А., Ищук Н.Я., Олибус A.B. и др. Вязкость синтетических шлаков, применяемых при разливке стали. Изв.ВУЗов Черная металлургия, I97X, Иг 8, с.67-70.

63. Ефимов В.А., Ищук Н.Я. и др. Пути совершенствования разливки стали. -М.: Металлургиздат, 1964. 184 с.

64. Клипов А,Д., Колпаков Н.Й., Чигринов №.Г. и др. Физико-химические и теплофизические особенности непрерывной разливки под шлаком. Сталь, 1971, № 2, с.124-128.

65. Ефимов В.А., Ищук Н.Я., Чебурко В.В. и др. В сб.: Проблемы стального слитка. М.,Металлургия, 1976, № 6.

66. Воскобойников В.Г., Дунаев Н.Е. и др. Свойства жидких доменных шлаков.-М.: Металлургия, 1975, 184 с.

67. Есаулов B.C., Коновалов Г.Ф., Попель С.И. и др. Вязкость шлаковых расплавов, применяемых для непрерывной разливки стали. -Изв.ВУЗов. Черная металлургия, 1976, № 6, с.45-48.

68. Гиммевфарб A.A. и др. Изв.АН СССР. Металлы, 1968, № 2, с.59-70.80» Цылев Л.М. .Восстановление и шлакообразование в доменном процессе. -М.:Наука, 1970.-157 с.

69. Цылев Л.М.,Руднева А.В. В кн.: Химико-термическая обработка железных руд. - М.:Наука, 1969, с.3-23.

70. Жило Н.1. Формирование и свойства доменных шлаков.-М.: Металлургия, 1974.-120 с.

71. Васильев В.Е. Доменная плавка на устойчивых шлаках.-К.: Гостехиздат, 1956.-206 с.

72. Явойский В»Н. и др. Бюллетень института Черметинформация, 1969, № 8.-с.35.

73. Гуревич ¡O.P. Изв.ВУЗов .Черная металлургия, 1968, № 8, с.5-10.

74. БзиаваИ.П., Аверин В.В. Изв.АН СССР. Металлы, 1972, Ш 2, с.18-24.

75. Подовский С.А., Панин В.В. Изв.АН СССР. Металлы,1968, № 2, с.115-121.

76. Fen^ke H., М-ечл Huit*. S9rût У1$,р.

77. Юдина В.М. и др. Влияние экзотермических смесей на удаление неметаллических включений и газов из стали. Черметинфор-мация. 1966, серия 6, инф.20.

78. Клеметов Г.А., Дорохов В.И., Паленичка В.А. и др. Некоторые свойства экзотермических смесей, применяемых для разливки саали под слоем шлака. Изв.АН СССР, Металлы, 1971, № 2, с.109-112.

79. Явойский В.И., Падалка В.Г., Нечкин Ю.М. и др. Межфазное натяжение шлаков, используемых для разливки металла, на границе со сталью 40Х. Изв.ВУЗов. Черная металлургия, 1972,5, с.33-34.

80. Ефимов В.А. и др. Поверхностные свойства шлаков, применяемых при разливке стали. Изв. АН СССР, Металлы, 1961, № 5,с.13-17.

81. Колпаков А.И. Исследование технологии непрерывной разливки хромоникелевых сталей под жидкими шлаками. Дис. канд.техн. наук. - М.: 1967, - 156 с.

82. Дерябин A.A. и др. Адгезия окислов с техническими сплавами и сталями. Изв. АН СССР. Металлы, 1968, № 2, с.78-83.

83. Катомин Б.И. и др. Усовершенствование технологии разливки стали с повышенными скоростями на УНРС приволинейного типа НТМК. М.: Отчет ДНИИЧМ, 1972, - 71 с.

84. Боревский В.М. и др. Производство электростали, 1977, k 6, с.87-92 .

85. Скворцов A.A., Акименко А.Д. Теплопередача и затвердевание стали в условиях непрерывной разливки. М.: Металлургия, 1966, - 190 с.

86. Грачев П.Н. Особенности формирования крупногабаритного листового непрерывного слитка, отлитого под шлаком. Сталь, 1976, № 6, с.509-510.99. Reloowclct К. /97/, p.stfsrf.

87. Самойлович Ю.А. Тепловые процессы при непрерывном литье стали. М.; Металлургия, 1982 - 150 с.

88. Акименко А.Д., Скворцов A.A., Сидоров С.П. В кв.: Моделирование формирования стальных слитков и исследование теплоотдачи при их затвердевании. - Горький, Книжное издательство, 1970, с.5-13.

89. Уманец В.И., Колпаков C.B., Евтеев Д.П. и др. Непрерывное литье стали. М.: Металлургия, 1976, № 3, с.167-170.

90. Евтеев Д.П., Соколов A.A., Лебедев В.И. Оталь, 1975, № I, с.32-34.

91. Скворцов A.A., Анименко А.Д., Китаев Е.М. Теплоотдача в зоне вторичного охлаждения установки непрерывной разливки стали. В кн.: Непрерывная разливка стали. Металлургия, 1970.

92. Popp meid /, TofZMcunrr ß. ¿¿ri/î&zAtsoi&t*?1. M ¿¿¡я/r-éh. бел^-стг/1. JU/iotâ^, ßrf. Уя

93. Лапотышкин М.М., Лейтес A.B. Трещины в стальных слитках.- М.: Металлургия, 1969.

94. RcfoÙM- RuMâfae^a*/, /96?, У/.

95. Ланицкий В.И. В сб.: Стальной слиток. Металлургиздат, 1952, с.159-165.

96. Абрамович Г.Н. Теория турбулентных стуй.-М.: Физматиздат, I960.

97. Голевский A.A. Вопросы механики струйного движения жидкостей и газов. Машгиз, 1957.

98. Ефимов В.А. и др. Пути усовершенствования разливки стали.- Металлургиздат, 1963.

99. Лившиц A.C. Сталь, 1949, № 9.

100. ИЗ. Яковлев Ю.Н. Известия вузов, Черная металлургия, 1958, № 3, с.34.1. П4. U ¿Л*« oat*/ W

101. Сладкоштеев В.T. и др. Качество стали при непрерывной разливки. ГНТИЛ по черной и цветной метааллургии, 1963.

102. Рутес B.C., Николаев H.A., Лейтес A.B. Сталь, 1962,2, с.316.

103. Афанасьева К.И., йванцов Г.П. Сталь, 1958, № 7, с.509

104. Акименко А.Д., Скворцов A.A. Известия вузов, Черная металлургия, 1966, № 8, с.56.

105. Астров Е.И., Клинов А.Д., Полушкин H.A. Моделирование процесса непрерывной разливки стали. Сталь, 1966, № 10, с.903.

106. Явойский В.Й., Вишкарев А.Ф. и др. Включения и газы в сталях. -М.: Металлургия, 1979, 272, ил.

107. Виноград М.И. Включения в стали и ее свойства.- М., Металлургиздат, 1963, 242 ил.

108. Шульте Ю.А., Курбатов М.И. В кн.: Физико-химические основы производства стали. М., Металлуриздат, I96I-I5I с.

109. Явойский В.И. Теория процессов производства стали. М., Металлургия, 1967, - 788 с.

110. Кройт Т.Р. Наука о коллоидах, ИЛ, 1955.

111. Хлынов В.В., Горновой В.А., Есин O.A. Изв.вуз.Черная металлургия, 1970, № 5.

112. Крупман Л.И., Ярославцев Ю.Г. Изв.АН СССР. Металлы, 1977, № 5.

113. Минаев Ю.А., Уточкин Ю.И., Григорян В.А. Физическая химия поверхности расплавов, Тбилиси, Мецнтреба, 1977, с.89-92.

114. Хлынов В.В., Горновой В.А., Сорокин ¡Q.B. Изв.вузов Черная металлургия, 1969, № 6, с. 16-21.

115. Бзиава К.П., Ьверин В.В., Самарин A.M. Физико-химические основы производства стали. М., Наука, 1971, с.187-191.

116. Попель С.И., Хлынов В.В., Дерябин I.A. В кн.: Физико-химические основы металлургических процессов. М.,Наука, 1973,с.104.

117. Ефимов В.А. Разливка и кристаллизация стали. М. Металлургия, 1976, - 548.

118. Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа. М.,Наука, ГРФМЛ, 1970,- 410 с.

119. Поволоцкий Д.Я. Алюминий в конструкционной стали. М. Металлургия, 1970.

120. Дробышевский A.C. Моделирование поведения неметаллических включений в жидкой стали. Дисс. канд.техн.наук. - Челябинск, 1974.

121. Линчевский Б.В. Техника металлургического экслеримента.-М., Металлургия, 1979, « 255 с.

122. Фирсанова Л.А., Беляев А.И. Известия вузов, Черная металлургия, 1962, № I, с.55-58.

123. Зиньковский И.В. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук, М., 1969,

124. Явойский В.Й., Вьюнг Минь Тыонг, Горохов Л.С. Сталь, 1970, № 3, с.220.

125. Хлынов В.В., Сорокин Ю.В., Есин O.A. ЗК.Ф.Х., 1967, т.16. № 7, с.1764.

126. Евтеев Д.П., Соколов Л.А., Лебедев В.И. О выборе граничных условий при расчетах затвердевания слитка. -Сталь, 1975,1. I, с.32-34.

127. Бойченко М.С., Рутес B.C., Фульмахт В.В. Непрерывная разливка стали. Металлургиздат, 1961.

128. Ушаков E.H. Известия ВУЗов, Черная металлургия, 1959, № 8, с.31.

129. Пронов А.П., Кристаллизация стального слитка. Издательство АН СССР, I960.

130. Тарман Б.,Понимайер В. В сб.: Проблемы непрерывной разливки стали .- Металлургия, 1967, й.154-165.

131. Голиков И.Н. Дендритная ликвация в стали. металлургиздат, 1958.

132. Гуляев Б.Б. Затвердевание и неоднородность стали. Металлургиздат, 1950.

133. Манохин А.И., Лвпотышкин Н.М. Сталь, 1965, /й 10.

134. Рутес B.C. Бюллетень ЦНЙИЧМ, 1965, № 4, с.10-13.

135. Лемпицкий В.В., Лихорадов А.П., Манохин А.И., Сауткин Н.М. Бюллетень ДНИИЧМ, № 8, 1969.

136. Астров Е.А., Клипов А.Д., Полушкин H.A. Бюллетень ДНИИЧМ, 1966, № 4, с.51-53.

137. Штайнхауэр 0. Яух Р. Черные металлы, Ш 7, 1967,с.22-31.152. Хофмаййр И. /9Sr Ул.

138. Астров Е.А., Клипов А.Д., Полушкин H.A. Бюллетень ЦНИИЧМ, 1966, № 4, с.51-53.

139. Mtofam А. Уъ>п JU6 v. зг,л/£, р