шлака в зазоре обратно пропорциональна так называемому капиллярному числу Ca= ηum/δ, где η — динамическая вязкость шлака, Па·с, um — скорость движения кристаллизатора в данный момент времени, м/с, δ — поверхностное натяжение жидкого шлака, Н/м.Источник: Журнал «Металл и литье Украины» № 7–8 2006 г.
При непрерывной разливке одним из направлений улучшения качества заготовки, повышения выхода годного и снижения себестоимости металлопродукции является усовершенствование составов и свойств шлакообразующих смесей (ШОС), подаваемых на поверхность жидкой стали в кристаллизатор [1].
Известно, что при плавлении ШОС на поверхности жидкой стали в кристаллизаторе формируется слой жидкого шлака, который защищает поверхность металла от тепловых потерь и вторичного окисления [2], ассимилирует неметаллические включения, завершая, тем самым, процесс их удаления из металла [3], и служит источником жидкого шлака для зазора между слитком и кристаллизатором (СК-зазор). Существенное значение для стабильности процесса разливки и формирования равномерного шлакового слоя в СК-зазоре имеет глубина этой ванны [4, 5]. Рекомендуемая глубина жидкой ванны для условий разливки стали со скоростью примерно 1 м/мин составляет 10-12 мм, а для высокоскоростных МНЛЗ — 18-22 мм [6].
Процесс проникновения шлака непосредственно в зазор между слитком и кристаллизатором и формирование в нем шлаковой прослойки является наиболее ответственным в работе ШОС, так как этим процессом фактически определяется возможность образования поверхностных и подповерхностных дефектов заготовки, а также вероятность прорывов металла [7, 8]. На этом участке разливки существенную роль играют вязкость и температура затвердевания шлака (так называемая «температура излома» [9]), поверхностное натяжение на границах шлак-твердый металл и шлак-кристаллизатор, величина теплового потока от слитка к кристаллизатору, а также стабильность поступления жидкого шлака с поверхности расплавленного металла через участок мениска [6, 10, 11].
Следует отметить, что исследованию поверхностного натяжения шлаков, образующихся при плавлении ШОС уделяется недостаточно внимания. Между тем начальная стадия формирования корочки непрерывнолитого слитка происходит в условиях межфазного взаимодействия в системе «металл — шлак — гарнисаж» и сильно зависит от равномерности распределения жидкого шлака в СК-зазоре. От величины поверхностного натяжения жидкого шлака зависит равномерность распределения и однородность шлаковой пленки в СК-зазоре — при низком поверхностном натяжении в жидкой шлаковой пленке могут происходить разрывы, из-за чего нарушается равномерность теплоотвода и создаются условия для возникновения внутренних напряжений в затвердевающей заготовке с последующим образованием различного рода трещин. Влияние поверхностного натяжения на течение шлака в СК-зазоре предсказывается и теорией течения потока массы шлака в зазоре [12, 13], основанной на приближении смазки. Согласно этой теории величина безразмерного потока массы шлака в зазоре обратно пропорциональна так называемому капиллярному числу Ca= ηum/δ, где η — динамическая вязкость шлака, Па·с, um — скорость движения кристаллизатора в данный момент времени, м/с, δ — поверхностное натяжение жидкого шлака, Н/м.
Цель настоящей работы — определение поверхностного натяжения ШОС с использованием усовершенствованной методики измерений, температуры «излома» по результатам экспериментального определения вязкости, а также кристаллизационной тенденции шлаков, образующихся при плавлении ШОС. Химический состав исследованных ШОС, которые были отобраны на разных МНЛЗ, приведен в табл. 1. Первые четыре ШОС используют для разливки квадратных заготовок различного сечения в широком диапазоне скоростей, в том числе и для скоростей > 2,5 м/мин, а две другие — для разливки слябов на обычных скоростях (0,8-1 м/мин). Для измерения вязкости расплавленных ШОС использовали электроротационный вискозиметр, конструкция которого описана в работе [14]. На рис.1 приведен общий вид вискозиметра. По результатам исследования вязкости расплавленных ШОС [14] (рис. 2) определили температуру начала выделения кристаллической фазы (температура «излома») (табл. 2). Из данных, приведенных в табл.2 видно, что ШОС № 3, № 5 и № 6 имеют явно выраженную температуру «излома». Соответственно для ШОС № 1, № 2, № 4 при их затвердевании практически не выделяется кристаллическая фаза, что благоприятно сказывается при разливке на повышенных скоростях, так как склонность шлаков к кристаллизации оказывает влияние на теплопередачу от слитка к кристаллизатору. Это влияние проявляется в следующем. В соответствии с данными [6, 12] тепловой поток, осуществляемый излучением, в два раза превышает решеточную составляющую общего теплового потока для чистого стекольного шлака, а наличие кристаллитов уменьшает его до 20 % от решеточной составляющей. Таким образом, кристалличность в шлаке необходима, если требуется сократить тепловой поток с целью, например, предотвращения трещинообразования в среднеуглеродистых (перитектических) марках стали, но она нежелательна для условий скоростной непрерывной разливки. При высокой (> 2,5 м/мин) скорости разливки необходим значительный тепловой поток от слитка к кристаллизатору для формирования достаточной (с точки зрения прочности) толщины затвердевшей корки при выходе из кристаллизатора. Поэтому наиболее подходящими смесями для таких условий будут смеси, затвердевающие преимущественно по типу стеклофазы и обладающие большим коэффициентом теплоотдачи излучением.
Одной из характеристик кристаллизационной тенденции шлаков является индекс кристаллизации [6]
где ХCaO, ХMgO и др. — мольные доли компонентов шлакового расплава.
На рис. 3 показана взаимосвязь индекса кристаллизации и содержания кристаллической фазы в шлаке. Из него видно, что в шлаках, у которых индекс кристаллизации выше 1,85, содержится более 50 % кристаллической фазы. По формуле (1) был рассчитан индекс кристаллизации и оценено количество кристаллической фазы в шести исследуемых ШОС. Результаты расчета представлены в табл.2. Расчетные данные свидетельствуют о том, что ШОС № 1 и № 4 практически не имеют в своем составе кристаллической фазы. Это согласуется с данными по температурной зависимости вязкости и отсутствием температуры «излома» у этих ШОС.
Так как зазор между слитком и кристаллизатором имеет толщину 0,05…5 мм, то просачивание шлака в этот зазор можно рассматривать как течение жидкости по щели, а в этом процессе, как указывалось выше, помимо вязкости шлака большую роль играет его поверхностное натяжение. Методом лежащей капли определено поверхностное натяжение (?) шести исследованных ШОС. При проведении эксперимента с ШОС № 4 не удалось добиться стабильности формы капли и, следовательно, результаты по поверхностному натяжению этой ШОС не получены. Для остальных пяти ШОС результаты определения ? представлены на рис.4, из которого видно, что наибольшую величину поверхностного натяжения имеет ШОС № 3, а наименьшую — ШОС № 5. Наиболее стабильное значение ? в исследованном температурном интервале имеет ШОС №1.
Для сравнения полученных экспериментальных результатов провели расчет поверхностного натяжения по формуле:
где δ — поверхностное натяжение жидкой ШОС при 1400°C, мН/м; ХCaO, ХSiO2 и др. — мольные доли элементов жидкого шлака ШОС.
Результаты расчета приведены в табл.3, где они сравнены с результатами эксперимента. Как видно из этой таблицы расчет по формуле (2) плохо согласуется с экспериментальными данными. На наш взгляд, это вызвано тем, что в формуле (2) не учитывается влияние фтора на поверхностные свойства шлака. Поэтому формулу (2) следует использовать лишь для ориентировочных расчетов поверхностного натяжения безфтористых ШОС.
Так как ШОС № 1 и № 4 не имеют температуры излома, при затвердевании содержат минимальное количество кристаллической фазы, а № 1 показывает наиболее стабильное значение поверхностного натяжения в интервале температур 1200-1500°С, то эти смеси будут формировать достаточно однородную стекловидную пленку шлака в СК-зазоре, имеющую высокую теплопроводность излучением, что создает при разливке с высокой скоростью оптимальные условия для формирования в кристаллизаторе бездефектной корочки слитка достаточной толщины, позволяющей не допустить прорыва металла при выходе заготовки из кристаллизатора. Таким образом, смеси № 1 и № 4 рекомендованы для непрерывной разливки стали со скоростью > 2,5 м/мин.
Заключение
Оптимальные условия непрерывной разливки стали обеспечиваются при определенном значении вязкости, плавкости и поверхностного натяжения ШОС, которые в каждом конкретном случае необходимо определять экспериментально.
В результате исследования вязкости, плавкости и поверхностного натяжения шести шлакообразующих смесей для высокоскоростной непрерывной разливки рекомендованы смеси № 1 и № 4, которые затвердевают по типу стеклофазы и имеют необходимые для стабильности процесса разливки блюмов величины вязкости, температуры растекания и поверхностного натяжения (ШОС № 1).
При сравнении расчетных и экспериментальных данных по поверхностному натяжению выявлено несоответствие между ними, причина которого в ограниченности применения рассмотренного расчетного метода для определения поверхностного натяжения фторсодержащих ШОС.
Смирнов А.Н. Современный прогресс и перспективы развития процессов непрерывной разливки стали: 5-ая Европейская конференция по непрерывной разливки стали // Металлургическая и горнорудная промышленность. — 2005. — № 5. — С.90-96. Лейтес А.В. Защита стали в процессе непрерывной разливки. — М.:Металлургия. —1984. — 320с.
Фуртат В.Г., Сауткин Н.И., Евтеев Д.П. Механизм удаления неметаллических включений в кристаллизаторе при подводе металла под уровень // Сталь. — 1986. — № 7. — С.32-33.
Model analysis of melting process of mold powder for continuous casting of steel / T. Nakano, K. Nagano, N. Masuo and al. // Nippon Steel Technical Report. — 1987. — № 34. — Р.21-30.
Исследование механизма поступления шлакового расплава в зону контакта между оболочкой слитка и стенками кристаллизатора / Д.П. Евтеев, И.И. Шейнфельд, Б.Г. Кузнецов и др. // Сталь. — 1985. — № 4. — С.19-21.
Mills K.С. Mould powders for continuous casting. — Johannesburg: The South African Institute of Mining and Metallurgy. — 1997. — 156 p.
Условия формирования корки непрерывнолитого слитка / Д.А. Дюдкин, Н.А. Маняк, П.А. Левин, И.Б. Шукстульский // Сталь. — 1987. — № 9. — С.43-45.
Процессы непрерывной разливки / А.Н. Смирнов, В.Л. Пилюшенко, А.А. Минаев и др. — Донецк: ДонНТУ, 2002. — 535 с.
Break temperatures of mould fluxes and their relevance to continuous casting / S. Sridhar, K.C. Mills, O.D.C. Afrange and al. // Ironmaking and steelmaking. — 2000. — Vol.27. — № 3. — P.238-242.
Managing technological properties of mould fluxes / R. Carli, V. Chilardi // ISM. — 1998. — June. — P.43-46.
Казачков Е.А., Остроушко А.В., Живило С.В. Экспериментальное определение и прогнозирование свойств шлакообразующих смесей для непрерывной разливки стали // Вісник Приазов. держ. техн. ун-ту: Зб. наук. пр. — Мариуполь, 2003. — Вип. 13. — С. 37-41.
Heat Transfer between Mold and Strand through Mold Flux Film in Continuous Casting of Steel / A. Yamauchi, K. Sorimachi, T. Sacuraya, T. Fujii // ISIJ International. — 1993. — Vol. 33. —№ 1. — P. 140-147.
Streinr?ck H., Redischer K. Numerical Investigation of the Entrainment of Flux into the Lubrication Gap in Continuous Casting of Steel // 5th World Congress on Computational Mechanics, July 7-8, 2002, Vienna. — Vienna. —2002. — P. 256-271.
УСвойства шлакообразующих смесей для непрерывной разливки стали с повышенной скоростью / А.Н. Смирнов, С.Л. Макуров, М.В. Епишев, А.Ю. Цупрун // Металл и литье Украины. — 2006. — № 1. — С. 55-58.