WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 | 2 || 4 |

Рис. 5. Максимальные, минимальные и средние значения отношений [Mn]:[S] для стали SAE1006 и Ст3сп, разлитых на МНЛЗ ОАО «ЧМК» за 2005–2006 гг.

Высокое отношение [Mn]:[S] (более 22) и пониженная скорость литья оказывают благоприятное воздействие на качество НЛЗ в связи с повышением прочности корки и её сопротивляемости возникающим напряжениям.

Разность диагоналей (ромбичность) непрерывнолитой заготовки квадратного сечения является одним из наиболее распространенных дефектов профиля. В ОАО «ЧМК» проведено исследование по изучению влияния на ромбичность литой заготовки сечением 100100 мм химического состава разливаемой стали.

C 1 июля 2005 год по 28 февраля 2007 год на 6-ти ручьевой сортовой МНЛЗ №разлито 13 067 плавок со средним весом 140 тонн. На каждой плавке и на каждом ручье в начале, в середине и в конце разливки операторы газовой резки штангенциркулем или ромбомером (прибор для быстрого измерения диагонали заготовки, точность измерения ± 0,5 мм) производили измерения длины диагоналей. Было установлено, что на 5970 плавках (45,6 %) разность диагоналей была более 5 мм. Содержание углерода в зависимости от марки разливаемой стали колебалось от 0,06 до 0,43 мас. %. Скорость разливки изменялась в пределах от 3,8 до 6,0 м/мин (средняя скорость 5,1 м/мин). Все плавки с ромбичностью более 5 мм были поделены на 3 группы в зависимости от содержания в стали углерода: группа 1 – углерод менее 0,12 мас. %; группа 2 – 0,12…0,28 мас. %; группа 3–0,28…0,40 мас. % (табл. 3).

На механизм образования ромбичности существенное влияние оказывают особенности формирования заготовок в зависимости от химического состава разливаемой стали – температура ликвидуса, температурный интервал кристаллизации, толщина формирующейся корочки, величина объемной и линейной усадки и т.д. В ОАО «ЧМК» с учетом объемов производства наиболее неблагополучной оказалась среднеуглеродистая сталь марок 35ГС, ст5 и Grade60 (см.

табл. 3).

Таблица Максимальная ромбичность заготовки 100100 мм для сталей разных марок Максимальная Группа Марки стали ромбичность, мм 1 SAE1006–1008, Св08А 10,0 ± 0,2 Ст3, А500С, S235JR, 25Г2С 14,5 ± 0,3 35ГС, Grade60, ст5 16,0 ± 0,Если в литературе широко обсуждается влияние углерода на величину ромбичности, то о влиянии серы значимых работ нет. Однако, на основании статистических исследований нами было установлено, что с увеличением содержания серы в стали дефект ромбичности увеличивается. Причем, чем больше в металле углерода, тем выше влияние серы на ромбичность (см. табл. 4). Сера аналогично углероду влияет на процесс формирования толщины корочки в кристаллизаторе, то есть влияет на температурный интервал кристаллизации (температуры ликвидус и солидус). Влияние концентрации серы на ромбичность, также вероятно, связано с изменением вязко-упругих свойств кристаллизующейся корочки металла.

Таблица Влияние серы на ромбичность заготовки для различного содержания в металле углерода Процент от общего ко- Максимальная ромГруппа [S], % личества плавок, % бичность, мм [C] менее 0,12 мас. % 1 Менее 0,005 – – 2 0,005–0,015 28,86 10,0 ± 0,3 более 0,015 71,14 10,0 ± 0,0,12 [C] 0,28 мас. % 1 Менее 0,005 0,16 7,0 ± 0,2 0,005–0,015 39,77 11,0 ± 0,3 более 0,015 60,07 14,5 ± 0,[C] более 0,28 мас. % 1 Менее 0,005 0,56 8,0 ± 0,2 0,005–0,015 42,44 13,0 ± 0,3 более 0,015 57,00 16,0 ± 0,Таким образом, увеличение в металле углерода и серы приводит к развитию дефекта – ромбичность заготовки. С целью снижения брака по ромбичности заготовки необходимо уменьшать содержание серы до 0,005 мас. % или ниже, например, за счет наведения рафинировочного шлака на АКП.

В третьей главе изложены результаты анализа причин образования прорывов и обрывов кристаллизующейся корочки металла: проанализированы технологические параметры выплавки, внепечной обработки и непрерывной разливки стали. Дополнительно осматривали место прорыва с целью уточнения его характера.

По каждому прорыву фиксировали: марку стал; её химический состав; замечания по выплавке и внепечной обработке; температуру стали в сталеразливочном ковше; номер промежуточного ковша; номер ручья, на котором произошел прорыв; номер кристаллизатора и гильзы; общее количество разлитого металла через гильзу; диаметр разливочного стакана-дозатора; температуру стали в промковше (минимум и максимум); место и зону прорыва (под кристаллизатором или в зоне вторичного охлаждения).

В момент, когда уровень металла в кристаллизаторе начинал снижаться от заданного (начало прорыва), фиксировались следующие технологические параметры: температура в промковше (последнее измерение); скорость разливки;

уровень металла в промежуточном ковше (вес металла); расход масла в кристаллизаторе; уровень металла в кристаллизаторе; частота качания стола кристаллизатора; амплитуда качания стола кристаллизатора; время опережения качания кристаллизатора.

На рис. 6 представлен график снижения удельного числа прорывов за 27 месяцев работы сортовой МНЛЗ.

Рис. 6. Изменения среднего удельного числа прорывов (пунктирная линия) и увеличение средней серийности в плавках (сплошная линия) на сортовой МНЛЗ ОАО «ЧМК» Всего за контрольный период произошло:

– прорывов подвисания – 327 случаев (33,75 %);

– прорывов охлаждения, а также несоблюдения температурно-скоростного режима разливки – 311 случаев (32,09 %);

– стартовых или пусковых прорывов – 114 случаев (11,76 %);

– шлаковых прорывов – 43 случая (4,44 %).

Кроме того, 45 прорывов (4,64 %) произошло из-за несоблюдения отношения [Mn]:[S] и 34 прорыва (3,51 %) – из-за смещения технологической оси ручья. Оставшиеся 95 прорывов (9,81 %) произошли по другим причинам, которые не рассматривались в анализе, так как по каждой из них было не более 3 % случаев.

Была установлена зависимость удельного числа прорывов от марки стали, а точнее, от содержания в металле углерода (см. рис. 7), который определяет процесс кристаллизации и температуры ликвидус и солидус. Наибольшее удельное число прорывов было зафиксировано на низкоуглеродистых сталях марок Св08А, SAE1008 и SAE1006 – 0,00100…0,00750 шт./т и на сталях перитектического класса (Ст3сп, А500С, S235JR) – около 0,00100 шт./т. Наименьшее количество прорывов имело место при разливке на среднеуглеродистых сталях (35ГС, 25Г2С, Grade60, SAE1040 и др.) – менее 0,00090 шт./т.

Для низкоуглеродистых сталей характерен узкий температурный интервал кристаллизации и её начало при температурах, близких к температуре затвердевания чистого железа (Тликв = 1525–1530 °С). Это способствует резкому снижению скорости кристаллизации после образования тонкой корочки, которая подвергается повышенному ферростатическому давлению жидкого металла, приводящему либо к её прорыву, либо к вздутию.

0,0,0,0,0,0,0,0,0 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,[C], мас. % Рис. 7. Влияние содержания углерода в металле на удельное число прорывов на заготовке сечением 100100 мм Для стали перитектического класса и среднеуглеродистой стали интервал кристаллизации больше, а температура ликвидус меньше в сравнении с низкоуглеродистым металлом, поэтому толщина корочки в этих сталях больше, что объясняет более низкое удельное количество прорывов. Однако, на заготовках из стали 3сп и А500С в результате перитектического превращения, приводящего к снижению пластичности, в процессе кристаллизации возникают трещины, которые приводят к увеличению количества прорывов в сравнении со сталями 35ГС, SAE1040 и Grade 60.

Снижение количества четырех основных типов прорывов привело к общему снижению прорывов на сортовой МНЛЗ с уровня 0,0008 до 0,0002 шт./т. Снижение количества прорывов составило: прорывов подвисания – с 0,00024 до 0,00006 шт./т, прорывов охлаждения – с 0,00015 до 0,00013 шт./т, стартовых прорывов – с 0,до 0,00002 шт./т и шлаковых – с 0,00005 до 0 шт./т.

После установления причин образования прорывов и обрывов кристаллизующейся корочки металла на сортовой заготовке были внедрены корректирующие мероприятия в технологию производства НЛЗ, что позволило снизить удельное число прорывов с 0,0008 до 0,0002 шт./т.

Для проведения корректирующих мероприятий по снижению удельного числа прорывов на высокоскоростной сортовой МНЛЗ помимо известных мероприятий было рекомендовано следующее:

– низкоуглеродистый металл глубоко раскислять алюминием на выпуске из печного агрегата (расход алюминия не менее 1,0 кг/т и зависит от марки стали и технологии выплавки);

– внепечную обработку на АКП производить так, чтобы выдерживать оптимальные рекомендованные отношения [Mn]:[Si] (с учетом содержания в металле углерода) и [Mn]:[S];

– улучшить десульфурацию в ковше за счет наведения рафинировочного шлака присадками извести с расходом не менее 12 кг/т и шпата – 0,3 кг/т, а также за счет раскисления рафинировочного шлака до белого цвета порциями карбида кремния или алюминиевой сечкой и кусковым силикокальцием.

Четвертая глава посвящена разработке мероприятий по увеличению производительности, серийности и энергоэкономичности высокоскоростной МНЛЗ. Проведены исследования: по выбору оптимального режима первичного охлаждения МНЛЗ, по улучшению разливаемости стали через оксидциркониевые стаканчики и оптимизации шлакового режима в промежуточном ковше.

Выбор оптимального режима охлаждения произвели для кристаллизатора сечением 100100 мм. Методика исследования заключалась в плавном снижении расхода воды от 1750 до 1450 л/мин на кристаллизатор с шагом 50 л/мин через каждые две разлитые плавки. Всего было разлито 16 экспериментальных плавок и 500 опытнопромышленных. Все эксперименты проводили на четырехконусных итальянских гильзах фирмы EUROPA METALLI. На каждой плавке контролировали технологические параметры разливки: фактический расход воды, давление воды на входе в кристаллизатор, температура входящей воды на кристаллизатор, разница температур входящей и выходящей воды на кристаллизатор, скорость разливки, температура металла в промковше, колебания уровня металла в кристаллизаторе, состояние геометрического профиля заготовок.

В середине и в конце каждой разлитой плавки на экспериментальном ручье производили отбор темплета для оценки макроструктуры. Для адекватности результатов дополнительно производили контроль расхода воды в зоне вторичного охлаждения.

Расход воды на вторичное охлаждение на экспериментальном ручье составлял от 2,19 до 2,46 л/кг, в среднем по 16 плавкам – 2,24 л/кг.

Установлено, что расход воды на кристаллизатор 100100 мм с водяным зазором 3,25 мм в пределах 1450…1500 л/мин в сравнении с повышенными расходами 1700…1750 л/мин не влияет на качество макроструктуры НЛЗ. Помимо этого пониженный расход воды на кристаллизатор приводит к экономии очищенной воды в количестве 620 л на тонну разлитой стали. Наряду с проведенными исследованиями были выполнены теплотехнические расчеты для гильзового кристаллизатора.

Существенную роль в обеспечении серийности играет стойкость стакановдозаторов (разливка без затягивания неметаллическими включениями) от системы быстрой замены при разливке открытой струей. Исследовались стаканы-дозаторы, на которых отмечалось затягивания и на которых затягивание отсутствовало.

Исследовали на растровом микроскопе JEOL JSM–6460LV состав отложений на оксидциркониевых стаканах-дозаторах, приводящих к из закупориванию во время разливки. Съемку образцов осуществляли с двух сторон: со стороны отложения и в разрезе с боковой стороны отложения в обратных электронах (BSE). Исследования выполнены на пяти оксидциркониевых стаканах-дозаторах систем быстрой замены, через которые разливали арматурную и углеродистую стали.

Установили, что на стаканах осаждаются тугоплавкие алюминаты кальция и магнезиальная шпинель (см. рис. 8). Причем, за счет проникновения в стакан по порам алюминатов образуется прочная основа для дальнейшего роста алюминатов и кристаллов шпинели. Глубина проникновения алюминатов и шпинелей в огнеупор составляет до 100 мкм. В случае разливки стали без «затягивания» наблюдается пропитка огнеупорного стаканчика оксидом железа на глубину до 60 мкм.

Рис. 8. Микроструктура отложений на стакане, РЭМ, 700:

1 – алюминаты кальция (CaO6Al2O3 и CaO2Al2O3);

2 – магнезиальная шпинель (MgOAl2O3) С целью уменьшения и предотвращения затягивания оксидциркониевых стаканов алюминатами и шпинелями наряду с известными мероприятиями разработаны следующие:

1. Было снижено содержание общего алюминия в сталях, раскисленных кремнием и марганцем (для арматурных сталей). Для этого был снижен расход алюминия на раскисление с 1,0 до 0,3 кг/т и в пределах марочного химического состава уменьшен расход ферросилиция марки 65 за счет большего расхода ферросиликомарганца.

2. Рекомендовано иметь в качестве оптимальной окисленности металла в сталеразливочном ковше в пределах 0,003…0,005 мас. %.

3. Технически обеспечен постоянный и максимальный уровень металла в промежуточном ковше с первой плавки в серии (более 600 мм от дна ковша).

4. Рекомендовано разливку первой плавки в серии производить на "пусковом" стаканчике, а второй и последующих– на "новом" для исключения начального затягивания стаканчика на последующих плавках.

5. Рекомендовано вводить шлакообразующую смесь в промежуточный ковш только после достижения рабочего уровня металла (600…800 мм).

Снижение в металле содержания алюминия с 0,007 до 0,004 мас. % полностью исключило затягивание стаканов-дозаторов алюминатами кальция и шпинелями.

Изучена работа футеровки промковша и её взаимодействие со шлаком. Для увеличения серийности сортовой МНЛЗ был снижен износ магнезиального торкрет-слоя промковша за счет использования оптимальной шлаковой смеси промковша. На 6-ти ручьевой МНЛЗ ОАО «ЧМК» была испытана и внедрена технология использования смеси марки REFRAMAT SP–C на основе системы CaO(MgO)–SiO2–Al2O3 (суммарное содержания CaO и MgO до 45 мас. %). Испытания производились на протяжении всей серии разливок квадратной заготовки сечением 100100 мм из углеродистых и низколегированных сталей. В первой серии разлили 47 плавок, во второй – 50 плавок.

Промежуточные ковши были торкретированы массой марки JEMATUN с содержанием MgO более 80 %.

Из данных по разлитым сериям установлено, что в процессе разливки происходило значительное изменение состава шлака, связанное с поглощением продуктов раскисления и вторичного окисления стали. Так, содержание SiO2 увеличилось с 20 мас. % до 38 мас. %, MnO до 13 мас. %, Al2O3 с 15 мас. % до 18 мас. %. При этом основность шлака упала с 1,9 до 0,5. После скачивания шлака из промковша и наведения нового на обеих сериях содержание оксидов FeO, MnO и SiO2 снижается, а содержание CaO и MgO увеличивается, т.е. создаются благоприятные условия для уменьшения эрозии магнезиального рабочего слоя промковша.

Pages:     | 1 | 2 || 4 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»