автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Повышение эффективности разливки низкоуглеродистой листовой стали на крупном металлургическом предприятии

КОНТРОЛЬНЫЙ ЭКЗЕМПЛЯР

На правах рукописи

СТОЛЯРОВ

Александр Михайлович

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ ЛИСТОВОЙ СТАЛИ НА КРУПНОМ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОМ ПРЕДПРИЯТИИ

Специальность 05.16.02 - Металлургия чёрных, цветных и редких металлов

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук

Магнитогорск - 2004

Работа выполнена в Магнитогорском государственном техническом университете им. Г.И. Носова.

Научный консультант

доктор технических наук, профессор Колокольцев Валерий Михайлович.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Жульев Сергей Иванович;

доктор технических наук, профессор Казаков Сергей Васильевич;

доктор технических наук, профессор Девятое Диляур Хасанович.

Ведущее предприятие

ОАО "Северсталь" (г. Череповец).

Защита состоится 18 января 2005 г. в 15 часов на заседании диссертационного совета Д 212.111.01 в Магнитогорском государственном техническом университете им. Г.И. Носова по адресу: 455000, г. Магнитогорск, пр. Ленина, 38, малый актовый зал.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова.

Автореферат разослан 3 декабря 2004 г.

Учёный секретарь диссертационного совета

Селиванов В.Н.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Производство готового проката на предприятиях чёрной металлургии Российской Федерации с учётом динамики спроса на металлопродукцию к 2010 г. должно увеличиться по сравнению с 2001 г. на 18...20 %, а доля листового проката в общем объёме производства возрасти с 41,4 до 53...55 %.

Основное производство листового проката в нашей стране сосредоточено на крупных металлургических предприятиях, одним из которых является ОАО "Магнитогорский металлургический комбинат". До пуска в эксплуатацию кислородно-конвертерного цеха на этом предприятии для производства листовой металлопродукции в основном использовалась низкоуглеродистая кипящая сталь, выплавляемая в большегрузных подовых сталеплавильных агрегатах и разливаемая в изложницы. Интенсификация технологических процессов применением продувки ванны газообразным кислородом, скоростной разливки стали, химического закупоривания слитков препятствовала стабильному получению слитков и производимого из них готового проката высокого качества. После реструктуризации сталеплавильного производства в акционерном обществе листовой прокат начал производиться из успокоенной алюминием низкоуглеродистой стали, выплавляемой в кислородных конвертерах большой вместимости и разливаемой на высокопроизводительных криволинейных машинах непрерывного литья слябовой заготовки. В период освоения технологии в кислородно-конвертерном цехе в условиях постоянного наращивания объёмов производства стали и расширения её сортамента остро встали вопросы улучшения качества заготовки, снижения количества аварийных прорывов металла и брака слябов. Разливка стали является заключительной стадией сталеплавильного производства, её технология во многом предопределяет качество слитка и непрерывнолитой заготовки для получения листа, влияет на ресурсоёмкость продукции и производительность отделения. Поэтому совершенствованию технологии разливки низкоуглеродистой листовой стали уделяется постоянное внимание.

В работе учтены результаты исследований Г.Н. Ойкса, В.И. Явойского, В.А. Ефимова, В.И. Баптизманского, А.Х. Уразгильдеева, Р.П. Коновалова и др. в области разливки кипящей стали; B.C. Рутеса, В.Т. Сладкоштеева, Д.П. Евтеева, В.Т. Борисова, Ю.А. Самойловича, В.А. Журавлёва, В.А. Бер-зиня, А.А. Скворцова, А.Д. Акименко, В.А. Емельянова, Д.Х. Девятова и др. в области непрерывной разливки стали.

Цель и задачи работы. Целью работы является поиск дополнительных возможностей повышения эффективности разливки низкоуглеродистой листовой стали в условиях большого объёма производства путём совершенствования технологии разливки стали в изложницы и непрерывным способом. Математическое описание технологических процессов в работе представлено

,1 ЮС. национальная i библиотека i

. №лт

в виде инженерных расчётов, которые могут реально использоваться специалистами на производстве.

Для достижения поставленной цели требовалось решить следующие основные задачи:

- улучшить макроструктуру крупных химически закупоренных слитков низкоуглеродистой кипящей стали с повышенной окисленностью;

- снизить загрязнённость низкоуглеродистой кипящей стали оксидными неметаллическими включениями - продуктами раскисления стали при химическом закупоривании слитка;

- улучшить структуру краевой зоны механически закупоренных слитков низкоуглеродистой кипящей стали массой до 10 т, отлитых с интенсифи-катором кипения;

- заменить низкоуглеродистую кипящую сталь для производства тонкого холоднокатаного листа, включая жесть, низкоуглеродистой полуспокойной сталью;

- разработать научно-обоснованные параметры температурно-ско-ростного режима непрерывной разливки низкоуглеродистой стали и режима вторичного охлаждения слябовой заготовки;

- разработать методику определения границ переходного участка сляба при непрерывной разливке стали различного химического состава методом "плавка на плавку" с заменой промежуточного ковша.

Основные положения, выносимые на защиту. На защиту выносятся следующие новые научные результаты:

- технология разливки низкоуглеродистой химически закупориваемой кипящей стали на крупные слитки с двухступенчатым регулированием её повышенной окисленности, регулированием высокой окисленности металла введением коксика в изложницу, применением для химического закупоривания слитков в качестве раскислителя комплексного сплава - низкокремнистого алюмосиликокальция;

- технология разливки низкоуглеродистой механически закупориваемой кипящей стали на слитки массой до 10 т с использованием интенсифика-тора кипения, имеющего повышенное содержание кокса;

- технология бескремнистого ковшевого раскисления и разливки низкоуглеродистой полуспокойной стали для производства тонкого холоднокатаного листа, включая жесть;

- методика расчёта параметров температурно-скоростного режима непрерывной разливки низкоуглеродистой конструкционной и трансформаторной стали на криволинейной МНЛЗ;

- методика расчёта параметров режима вторичного охлаждения непре-рывнолитых слябов из низкоуглеродистой конструкционной и трансформаторной стали;

- методика определения границ переходного участка сляба при непрерывной разливке стали различного химического состава методом "плавка на плавку" с заменой промежуточного ковша.

Научная новизна. Научная новизна заключается в следующем:

- установлено влияние на макроструктуру химически закупоренного алюминием крупного слитка низкоуглеродистой кипящей стали распределения раскислителя по объёму слитка циркуляционными потоками жидкого металла, степень развития которых зависит от уровня окисленности стали перед закупориванием;

- разработан способ двухступенчатого регулирования высокой окис-ленности низкоуглеродистой кипящей стали алюминием, позволяющий получать рациональную окисленность металла перед химическим закупориванием и качественно закупорить слиток;

- установлено, что картина распределения оксидных неметаллических включений, образующихся при закупоривании низкоуглеродистой кипящей стали алюминием, в слитке выявляется на серном отпечатке с осевого продольного темплета в виде участков характерного тёмного цвета;

- разработаны параметры технологии химического закупоривания слитка низкоуглеродистой кипящей стали комплексным сплавом - низкокремнистым алюмосиликокальцием, использование которого позволяет снизить загрязнённость металла оксидными неметаллическими включениями;

- разработана методика расчёта требуемой температуры поверхности широкой грани непрерывнолитого сляба с рациональным распределением по длине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ, предполагающим плавное снижение температуры до величины, на 30...50°С превышающей верхнюю границу интервала провала пластичности металла;

- разработана математическая модель формирования переходного участка сляба при непрерывной разливке стали различного химического состава методом "плавка на плавку" с заменой промежуточного ковша, учитывающая параметры настройки кристаллизатора и усадку металла при затвердевании, которая позволяет оценить влияние различных факторов на параметры переходного участка и определить его границы;

- выявлены две зоны преимущественного поступления заливаемого в кристаллизатор МНЛЗ металла, размер и расположение которых зависит от ширины отливаемых слябов, что позволяет уточнить механизм процесса мас-сопереноса в жидкой лунке непрерывнолитого сляба.

Практическое значение результатов. Практическое значение результатов работы состоит в следующем:

- снижении головной обрези слябов из крупных химически закупоренных слитков низкоуглеродистой кипящей стали на 1,20 % (абс.) - при двухступенчатом регулировании повышенной окисленности стали гранулирован-

ным алюминием, на 0,57 % (абс.) - при регулировании повышенной окислен-ности стали в изложнице коксиком в количестве около 200 elm металла, на 1,16 % (абс.) - при использовании для химического закупоривания комплексного сплава - низкокремнистого алюмосиликокальция;

- снижении на 5 % (абс.) отсортировки слябов по сотовой рвани из механически закупоренных массой до 10 т слитков низкоуглеродистой кипящей стали с повышенной окисленностью при применении интенсификатора кипения с содержанием кокса до 40 %;

- повышении пропускной способности разливочного пролёта за счёт сокращения в среднем на 20 мин времени пребывания каждого состава под площадкой, снижении ресурсоёмкости продукции и облегчении условий труда вследствие отказа от применения интенсификатора кипения и механического закупоривания слитков массой до 10 т, снижении головной обрези слябов на 2,0 % (абс.) и их отсортировки по поверхностным дефектам на 25 % (отн.) при замене низкоуглеродистой кипящей стали на полуспокойную для производства тонкого холоднокатаного листа;

- снижении количества аварийных прорывов металла на 8,9 % (отн.) по продольным трещинам и на 13,3 % (отн.) по подписаниям при непрерывной разливке, соответственно, низкоуглеродистой конструкционной и трансформаторной стали с уточнёнными параметрами температурно-скоростного режима;

- снижении на 5,6 % (отн.) брака непрерывнолитых слябов, на 20 % (отн.) расхода воды, на 7,7 % (отн.) токовых нагрузок привода роликов МНЛЗ при усовершенствовании режима вторичного охлаждения слябов низкоуглеродистой конструкционной стали.

В результате внедрения технологии разливки химически закупоренной кипящей стали с двухступенчатым регулированием её окисленности получена экономия металла в количестве 22,6 тыс.т. Экономический эффект от внедрения усовершенствованной технологии непрерывной разливки низкоуглеродистой стали составил 3,5 млн. руб (в ценах 2003 г.).

Апробация работы. Основные результаты и положения работы докладывались и обсуждались на V и VII конгрессах сталеплавильщиков в 1998 и 2002 годах, 8 Всесоюзных, республиканских, международных, отраслевых конференциях, 12 институтских (университетских) конференциях по итогам научно-исследовательских работ в 23 докладах.

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 40 статей в научно-технических журналах и сборниках, получено 5 авторских свидетельств и патентов.

Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, двух частей, включающих шесть глав, выводов, списка использованных источников и двух приложений. Она изложена на 318 страницах машинописного тек-

ста, содержит 96 рисунков, 35 таблиц и 257 источников.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении раскрывается актуальность проблемы повышения эффективности разливки низкоуглеродистой листовой стали в изложницы и непрерывным способом на крупном металлургическом предприятии путём совершенствования технологии разливки стали.

ЧАСТЬ I. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ ЛИСТОВОЙ СТАЛИ В ИЗЛОЖНИЦЫ 1. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ КИПЯЩЕЙ СТАЛИ С ХИМИЧЕСКИМ ЗАКУПОРИВАНИЕМ СЛИТКОВ

Высокая и нестабильная окисленность кипящего металла, выплавленного в двухванных агрегатах, вызывала трудности в правильном определении количества раскислителя для химического закупоривания и получения слитков высокого качества. Головная обрезь слябов из слитков кипящей стали достигала величины 10... 12%, металл имел высокое содержание оксидных неметаллических включений - продуктов раскисления стали. Поэтому появилась необходимость в теоретическом обосновании основных параметров технологии разливки кипящей стали с химическим закупориванием слитков и экспериментальном исследовании с целью улучшения макроструктуры слитков и снижения загрязнённости металла неметаллическими включениями.

В работе проведено теоретическое обоснование основных параметров технологии разливки кипящей стали с химическим закупориванием слитков: расхода раскислителя для закупоривания и времени проведения этой технологической операции. Для расчёта расхода раскислителя, используемого при химическом закупоривании слитка, необходимо иметь информацию о количестве связываемого кислорода, для чего следует знать требуемое содержание кислорода в металле перед закупориванием и его остаточное содержание после введения раскислителя. При использовании в качестве раскислителя для химического закупоривания гранулированного алюминия его расход на закупоривание слитка низкоуглеродистой кипящей стали можно определить по

где йщ, - расход гранулированного алюминия для химического закупоривания, г/тп\ Шщ, - коэффициент, характеризующий относительную массу алюминия, окисляемого единицей массы кислорода; Вроск - доля алюминия, непосредственно участвующего в раскислении стали, %; \AI\paa - содержание алюминия в раскислителе, %; [0]тр,[0]хт - требуемое содержание кислорода

в металле перед закупориванием и его остаточное содержание после закупоривания, %.

Требуемое содержание кислорода в металле перед закупориванием должно быть таким, чтобы обеспечивалось интенсивное газовыделение в слое жидкого металла определённой высоты и формирование в слитке поверхностной корки плотного металла достаточной толщины. При температуре, близкой к температуре ликвидуса, оно определяется по формуле

+Ц»4. (2)

-П +1,643

Ш1803 - 80[С]

где р - плотность жидкого металла, кг/м3; К - высота слоя кипения в слитке, м; [С] - содержание углерода в металле, %.

Высота слоя кипения слитка К зависит от уровня окисленности стали. Однако, достоверные данные о содержании растворённого в металле кислорода получить довольно трудно. На содержание кислорода в кипящей стали оказывает влияние содержание в металле элементов-раскислителей - углерода и марганца. Для низкоуглеродистой кипящей стали марки 08кп экспериментально установлена зависимость высоты слоя кипения в слитке от содержания в металле углерода и марганца (ДОп], %)

Л,= 1,23 -2,5 ([С] + 0,1 [Мп]). (3)

Уровень окисленности кипящей стали после закупоривания примерно соответствует окисленности полуспокойной стали и остаточное содержание кислорода можно определить по формуле

-18Д1Ш +0,001. (4)

1018ОЭ-8О[С]+ '

С использованием зависимостей (1...4) был рассчитан расход гранулированного алюминия (рис. 1) для химического закупоривания стали марки 08кп при условии, что согласно анализа образующихся продуктов раскисления коэффициент /Ид, равен 1,08; на основании данных материального баланса раскислителя составляет 60% и [Л/]^« равно 87 %.

Минимальное время от момента окончания наполнения изложницы жидким металлом до введения на зеркало слитка раскислителя для осуществления операции химического закупоривания слитка кипящей стали определяется минимально необходимой толщиной слоя металла, отделяющего поверхность слитка в его самой верхней части от вторичных пузырей, фиксирующихся на фронте кристаллизации в момент введения раскислителя. С использованием известной зависимости квадратного корня можно рассчитать, что для получения вверху слитка слоя достаточной толщины - 11... 15 мм необходимо время 0,5... 1,0 мин. Максимальное время от момента окончания

Рис.

1. Зависимость расхода гранулированного алюминия для химического закупоривания слитков низкоуглеродистой кипящей стали от содержания в металле углерода и марганца

наполнения изложницы жидким металлом до введения на зеркало слитка рас-кислителя, как правило, лимитируется длиной сотовых пузырей, которые остаются в слитке и могут послужить причиной появления на раскате поверхностного дефекта - сотовой рвани. Нетрудно рассчитать, что для получения сотовых пузырей длиной не более 25...30 мм длительность кипения металла от окончания наполнения изложницы металлом до проведения операции химического закупоривания слитка не должна превышать 3...4 мин.

На практике правильно определить расход раскислителя для химического закупоривания слитка по содержанию в металле углерода и марганца довольно трудно. Это объясняется тем, что при одних и тех же содержаниях углерода и марганца колебание окисленности стали может быть очень существенным. Ошибки в определении расхода раскислителя могут оказать сильное влияние на макроструктуру слитка кипящей стали. Для уточнения характера этого влияния в условиях действующего производства были проведены экспериментальные исследования. Результаты их показали, что макроструктура крупного слитка кипящей стали определяется не только расходом раскислителя, но и в значительной мере распределением раскислителя по объёму слитка циркуляционными потоками жидкого металла, степень развития которых зависит от уровня окисленности стали. Рациональная окисленность стали характеризуется ровным энергичным кипением по периферии зеркала слитка до закупоривания. После закупоривания металл имеет небольшую усадку -30...60 мм, а свободная поверхность слитка после затвердевания приобретает

выпуклую форму. При повышенной же окисленности стали с характерным "пенистым" кипением и усадкой более 60 мм одноступенчатое регулирование окисленности введением алюминия под струю в конце наполнения изложницы не всегда позволяет снизить содержание кислорода до требуемой величины.

Устранить избыток кислорода можно введением на зеркало металла после окончания наполнения изложницы алюминия в количестве (ДСш, г/т), которое составляет до 25 г/т стали и определяется согласно экспериментальной зависимости от величины усадки металла после закупоривания слитка

Согласно данной зависимости с ростом избыточного содержания кислорода, вызывающего возрастание усадки металла после закупоривания, расход алюминия увеличивается со снижающейся интенсивностью. Это объясняется тем, что с увеличением окисленности стали возрастает эффективность использования раскислителя, так как возрастает интенсивность циркуляции металла в изложнице, вследствие чего введенный на зеркало слитка раскислитель быстрее уносится вглубь металла, меньше окисляясь кислородом воздуха.

Внедрение способа регулирования повышенной окисленности низкоуглеродистой кипящей стали с дополнительной присадкой алюминия на зеркало слитка, получившего название двухступенчатого регулирования окис-ленности стали, позволило в результате улучшения качества макроструктуры слитков уменьшить величину головной обрези слябов на 1,2 % (абс.) и получить экономию металла в количестве 22,6 тыс. т.

Загрязнённость химически закупоренной алюминием низкоуглеродистой кипящей стали изучалась методами электролитического растворения образцов, металлографическим, микрозондирования и по серным отпечаткам. Результаты исследования позволили уточнить механизм образования неметаллических включений и распределения их в слитке. При химическом закупоривании сначала образуются первичные продукты раскисления металла алюминием, состоящие из алюминатов железа и марганца. Продукты раскисления, на основании анализа диаграмм состояния FeO - А12О3 и МпО - А12О3 должны находиться в двухфазном состоянии: твердый оксид алюминия и расплав оксидов переменного состава. Твердая фаза образует дендритообраз-ный каркас, который покрыт жидким оксидным расплавом. В состав крупных гетерогенных неметаллических включений могут входить и сульфиды алюминия.

Основная масса первичных продуктов раскисления сразу после закупоривания всплывает в верхнюю часть слитка, образуя зону жидкого металла с высоким (до 1,0... 1,5 %) содержанием оксидных неметаллических включе-

ний. Они в основном представлены шпинелями - их доля во включениях составляет 75...95 %. Впервые было установлено, что эта зона на серном отпечатке с осевого продольного темплета имеет вид тёмной полосы (рис. 2).

Положение боковой границы этой зоны относительно поверхности слитка и периферийной зоны металла с пониженным содержанием примесей, формирующейся в процессе кипения металла в изложнице, показывает, что первичные продукты раскисления металла всплывают очень быстро - в интервале времени от 10...20 с до одной минуты после прекращения кипения металла в изложнице. Некоторая часть продуктов раскисления в виде хлопьев включений затягивается вглубь слитка на расстояние от 15 до 45 % от его верха конвективными потоками металла, опускающимися вдоль фронтов кристаллизации со скоростью 0,1...0,6 м/мин.

Неметаллические включения, находящиеся в затвердевшем слитке ниже верхней загрязнённой зоны, являются вторичными и образуются при дальнейшем затвердевании металла. Поэтому в их составе очень мало оксидов алюминия и достаточно много железомар-

Рис. 2. Серный отпечаток с верхней половины 18-т слитка стали 08кп, закупоренного алюминием: 1 - зона металла с высоким содержанием включений; 2 - периферийная зона металла с пониженным содержанием примесей (зона "кипения"); 3-затянутые в слиток хлопья включений

ганцовистых силикатов. Дополнительным источником загрязнения кипящего металла неметаллическими включениями является шлак, затягиваемый с зеркала металла вглубь слитка. Однако, этот процесс получает существенное развитие лишь при большой продолжительности кипения металла до закупоривания слитка.

Снижение загрязнённости оксидными неметаллическими включениями химически закупоренной алюминием низкоуглеродистой кипящей стали мож-

но достигнуть двумя способами: снижением расхода раскислителя для закупоривания без ущерба для качества макроструктуры слитка либо применением другого раскислителя.

Реализация первого способа возможна при использовании для снижения высокой окисленности стали углеродсодержащего материала - коксика. При определении расхода коксика в изложницу для снижения фактического содержания кислорода в стали до его требуемого уровня на величину можно использовать формулу (1) со следующими параметрами: ту„ - коэффициент, равный относительной массе углерода, окисляемого единицей массы кислорода (для реакции образования монооксида углерода т^ = 0,75); - доля углерода коксика, участвующего в раскислении стали, %; [С]хс - содержание углерода в коксике, %. Расчёт расхода коксика был проведён для низкоуглеродистой кипящей стали марки 08кп при отливке 18-т слитка. Содержание углерода в коксике [С]к было принято равным 85 %. Доля углерода коксика Вущ, участвующего в процессе раскисления, равнялась 30 % - средней эффективности использования коксика, определённой на основании выполненного в работе материального баланса углерода. Фактическое содержание кислорода (опытные данные) в стали с усадкой после закупоривания более 60 мм превышало требуемый уровень (расчётные значения) на величину 0,005...0,009 %. В результате расчёта расход коксика оказался равен 150...250 г/т.

В процессе экспериментальных исследований установили, что коксик фракцией до 10мм в количестве около 200 г/т целесообразно вводить в переокисленный жидкий металл несколькими порциями в процессе наполнения нижней половины изложницы. В этом случае на раскисление стали расходуется 20...40 % углерода коксика, а остальная часть - на растворение в металле. Снижение содержания кислорода в кипящей стали позволило уменьшить расход алюминия для химического закупоривания слитка на 10...20 % (отн.). Исследование загрязнённости металла слитков и слябов неметаллическими включениями показало, что при использовании коксика длина загрязненной оксидными включениями зоны металла в верхней части слитка уменьшилась на 26 % (отн.), содержание включений в этой зоне снизилось в 3...8 раз, а в целом по слитку - на 42 % (отн.). Это позволило уменьшить величину головной обрези слябов на 0,57 % (абс.). Негативным следствием применения коксика явилось увеличение содержания серы в металле на 0,001...0,004 % (абс.), содержания углерода- на 0,010...0,015 % (абс.) и зональной химической неоднородности.

Введение коксика в изложницу в процессе её наполнения оказало влияние и на строение краевой зоны отливаемого слитка низкоуглеродистой кипящей стали. Поверхностная корка слитка стала значительно плотнее вследствие устранения в ней канальцев, хотя её толщина в нижней части

слитка уменьшилась на 2...3 мм. Повышение плотности поверхностной корки слитка привело к снижению отсортировки слябов по сотовой рвани на 2,57 % (абс).

Для реализации второго способа снижения загрязнённости низкоуглеродистой кипящей стали оксидными включениями было предложено опробовать комплексный сплав, при использовании которого образуются легкоплавкие продукты раскисления стали, хорошо удаляющиеся из жидкого металла. Анализ диаграмм состояния тройных систем оксидов показал, что наиболее перспективной для получения легкоплавких продуктов раскисления низкоуглеродистой кипящей стали при её химическом закупоривании является система CaO-Al2Oз-SiO2. С учетом раскислительной способности элементов и при условии, что сумма элементов-раскислителей в комплексном сплаве составляет около 80 %, для получения легкоплавких продуктов было рассчитано требуемое содержание компонентов в сплаве: 55...60 % Л1, 12...15 % Са и 8...10 % Si. Однако, получить трёхкомпонентный сплав требуемого состава оказалось довольно сложно, поэтому вначале были испытаны самые простые - двухкомпонентные сплавы системы Al - Si, и только в последующем -трёхкомпонентные сплавы состава А1 - Si - ТС и Л1 - Si - Са с высоким и низким содержанием кремния. Наиболее близким к расчётному составу оказался сплав А1 - Si - Са с низким содержанием кремния. Химический состав исследованных комплексных сплавов приведён в таблице.

Химический состав комплексных сплавов для закупоривания слитков

Группа Сплав Содержание элементов*, %

А1 Са ТС

АФС-1 46,9 27,9 — —

Алюмоферро-силиций АФС-2 АФС-3 АФС-4 38,6 30,9 20,6 32.8 36.9 43,4 — —

АФС-5 14,2 50,9 — —

Алюмосили-кокальций низкокремнистый АСКн-1 АСКн-2 57,2 51,5... 66,5 7,4 8,3... 13,7 12,0 4,0... 7,0 —

Алюмосили- АСКк-1 42,3 27,0 10,9 —

кокальций АСКк-2 35,6... 25,0... 6,0... —

кремнистый 54,9 29,0 7,2 —

Алюмосилико-титан ACT 26,4 20,5 — 22,3

* Остальное - преимущественно железо. Расход сплавов составлял 500...700 г/т стали и подбирался так, чтобы

после закупоривания слитки имели выпуклую свободную поверхность без прорывов. При химическом закупоривании слитков комплексными сплавами на зеркале жидкого металла в изложнице образовывалось значительно большее количество шлака: им было занято 30... 100 % площади свободной поверхности слитка, в то время как при закупоривании гранулированным алюминием - до 20 %. Поэтому свободная поверхность опытных слитков затвердевала, как правило, несколько медленнее, чем контрольных, что, впрочем, не снижало надёжности закупоривания.

Наилучшие результаты оценки качества металла в слябах, горяче- и холоднокатаных листах были получены при использовании для химического закупоривания слитков низкоуглеродистой кипящей стали вместо алюминия комплексного сплава АСКн-2 - низкокремнистого алюмосиликокальция. Общее содержание оксидных включений в целом по слитку снизилось на 20 % (отн.), причем содержание оксида алюминия уменьшилось в 1,8 раза, а оксида железа - примерно на треть. В верхней же части слитка содержание оксидов было в 3,5 раза меньше, что позволило снизить головную обрезь слябов на 1,16 % (абс).

2. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ СКОРОСТНОЙ РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ КИПЯЩЕЙ СТАЛИ С МЕХАНИЧЕСКИМ ЗАКУПОРИВАНИЕМ СЛИТКОВ

На Магнитогорском металлургическом комбинате для производства тонкого холоднокатаного листа, включая жесть, до пуска в эксплуатацию кислородно-конвертерного цеха использовались слитки низкоуглеродистой кипящей стали массой до 10 m. Такие слитки отливались с высокой скоростью -1,5...2,0 м/мин и введением в начале наполнения изложницы интенсификато-ра кипения. В качестве интенсификатора кипения применялись брикеты, состоящие из 65...75 % прокатной окалины, 15...20 % нефтяного или пекового кокса и 10... 15 % фтористого натрия. Расход брикетов составлял около 0,35 кг/т стали. После кипения металла в течение 12.. 18 мин слитки накрывались тонкими стальными листами и заливались водой. Такой способ прекращения кипения металла в изложнице является разновидностью механического закупоривания слитка. Основным его преимуществом перед химическим закупориванием является меньшая загрязнённость металла оксидными неметаллическими включениями. Произведённый из механически закупоренных слитков кипящей стали холоднокатаный лист довольно часто имел на своей поверхности браковочный дефект в виде плены. Отсортировка жести по плене в отдельные периоды времени поднималась до 40...50 %. Образование плён могло быть вызвано достаточно широким кругом причин, действующих как в сталеплавильном, так и в прокатном производствах.

В результате металлографического исследования было установлено,

что плёны на поверхности листов жести представляют собой тонкие, отслаивающиеся слои металла, вытянутые в направлении прокатки. Отслоившийся металл имел многочисленные разрывы, через которые просматривалась более тёмная поверхность. Под отслаивающимся металлом были обнаружены неметаллические включения в виде оксидов железа. Плёны на поверхности холоднокатаного листа располагались в зоне, которая в слитке соответствовала зоне сотовых пузырей. При металлографическом исследовании загрязненности металла слябов неметаллическими включениями в зоне, соответствующей зоне сотовых пузырей слитка, обнаружили точечные оксиды, оцениваемые баллом 2...3 по шестибальной шкале. Следовательно, одной из причин образования плён на поверхности тонких холоднокатаных листов из слитков кипящей стали могло быть окисление внутренней полости сотовых пузырей проникающим туда воздухом.

Статистический анализ сталеплавильных факторов при производстве около 36,5 тыс. т низкоуглеродистого кипящего металла для производства жести показал, что повышенная (до 32 %) отсортировка жести по плене наблюдалась при прокатке металла с низким содержанием как углерода -0,06...0,08 %, так и марганца-0,25...0,30 %. Возможной причиной появления плён на поверхности холоднокатаного листа являлось повышенное содержание кислорода в жидком металле, который в изложнице кипел интенсивно, вследствие чего образовывалась толстая, но с наличием сквозных канальцев поверхностная корка слитка. Информация об окисленности низкоуглеродистой кипящей стали в процессе разливки обычно отсутствует и об уровне содержания кислорода в стали приходится судить по поведению металла после окончания наполнения изложницы. При требуемом содержании кислорода в стали уровень жидкого металла после окончания наполнения изложницы, как правило, стабилен. В случае недостаточного содержания кислорода наблюдается рост металла, а при избыточном содержании - понижение уровня, называемое осадкой металла. Сталь марки 08кп с содержанием углерода не более 0,08 % и марганца - до 0,30 % характеризуется осадкой металла до 100 мм после окончания наполнения изложницы. Таким образом, для улучшения качества поверхности жести требовалось снижение содержания кислорода в кипящей стали до требуемого уровня.

Для решения этой задачи предложили увеличить содержание углерод-содержащего компонента в брикете-интенсификаторе кипения, применяемом при разливке стали. Расчёт дополнительного расхода кокса был проведён по ранее приведённой методике для снижения фактического содержания кислорода в стали, определённого опытным путём, до его требуемого уровня, рассчитанного по формуле (2), на величину 0,0020...0,028 %. Дополнительный расход кокса оказался равен 60...80 г/т.

С учётом результатов расчёта был разработан новый состав брикета-

интенсификатора кипения, в котором содержание кокса было увеличено до 40 % за счёт уменьшения содержания прокатной окалины.

Исследование строения краевой зоны слитков низкоуглеродистой кипящей стали марки 08кп, отлитых с опытным и обычным брикетами (рис. 3),

показало, что увеличение содержания кокса в брикете способствовало получению более плотной поверхностной корки в нижней части слитка: в ней уменьшилось количество канальцев, а сквозные канальцы исчезли вообще. Толщина поверхностной корки и длина сотовых пузырей в обоих слитках были практически одинаковыми, а диаметр пузырей несколько увеличился при использовании интенсификатора кипения с увеличенным содержанием кокса.

Максимальная степень зональной химической неоднородности опытного металла в слябе по углероду и сере оказалась на 20 и 30% (отн.) меньше, чем контрольного металла. Увеличение содержания кокса в интенсифика-торе кипения привело к небольшому науглероживанию металла - в среднем на 0,005 % (абс), а на содержание серы влияния не оказало.

При опытно-промышленном опробывании разливки низкоуглеродистого металла в количестве около 11 тыс.т для производства жести использование интенсификатора кипения с увеличенным содержанием кокса позволило снизить отсортировку слябов по сотовой рвани на 5 % (абс).

3. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ КОВШЕВОГО РАСКИСЛЕНИЯ И РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ СТАЛИ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ЖЕСТИ ПРИ ЗАМЕНЕ КИПЯЩЕЙ СТАЛИ НА ПОЛУСПОКОЙНУЮ

Изложенная в предыдущем разделе технология разливки низкоуглеродистой кипящей стали на слитки массой до 10 т с механическим закупориванием стальными листами и заливкой водой позволяла получать слитки с поверхностной коркой плотного металла толщиной 12... 15 мм и поверхностным

Рис. 3. Фотографии угловых проб на расстоянии 15 % от низа 9-т слитков стали 08кп, отлитых с применением опытного (вверху) и обычного (внизу) брикетов-интенсификаторов кипения

слоем пластичного металла с пониженным содержанием примесей толщиной 80... 100 мм до вторичных пузырей. Однако такая технология имела и ряд существенных недостатков: составы с изложницами приходилось выдерживать у разливочной площадки в течение примерно 30 мин после окончания разливки; на первых по порядку разливки слитках часто происходили прорывы затвердевшей свободной поверхности и фонтанирование жидкого металла; трудности с организацией работ в зимних условиях из-за интенсивного парообразования, а также отсутствия воды для закупоривания слитков вследствие её замерзания в трубопроводах; очень высокая химическая неоднородность отлитых слитков; довольно значительные (в среднем 6...8 %) потери металла с головной обрезью; необходимость дополнительной зачистки поверхности 15...20 % раскатов после прокатки на обжимном стане.

В связи с предполагаемым строительством кислородно-конвертерного цеха очень важным было опробывание производства жести из "успокоенной" стали, отличающейся по своим свойствам от кипящей стали. Дело в том, что при непрерывной разливке кипящей стали возникают трудности со стабильным получением заготовки высокого качества, вследствие чего кипящую сталь заменяют "псевдокипящей" сталью. Однако, замена кипящей стали спокойной в условиях действующего мартеновского цеха с обычной разливкой в изложницы привела бы к значительному уменьшению выхода годного проката, росту себестоимости металла, снижению пропускной способности участков подготовки составов и разливочного пролёта, резкому уменьшению производительности листопрокатного стана. В связи с этим было предложено заменить низкоуглеродистую кипящую сталь для производства жести на полуспокойную.

Качество слитка полуспокойной стали во многом определяется скоростью разливки и степенью раскисленности металла. Способ разливки стали сверху, используемый в мартеновском цехе, позволял разливать полуспокойную сталь с линейной скоростью 1,5... 1,9 м/мин на слитки со слаборазвитыми поверхностными пузырями за счет быстрого роста ферростатического давления металла. Поэтому данный способ разливки являлся приемлемым для получения слитка полуспокойной стали с хорошим качеством поверхности. Степень раскисленности полуспокойной стали определяется остаточным содержанием кислорода, которое можно определить по формуле (4). С использованием результатов расчётов по этой формуле были вычислены расходы раскислителей - низкокремнистого ферромарганца и вторичного алюминия для ковшевого варианта раскисления стали.

Первые опытные плавки полуспокойной стали показали, что при использовании сильного раскислителя довольно трудно получить требуемую степень раскисленности стали, которая по существовавшим представлениям для традиционного варианта раскисления в ковше ферромарганцем и ферро-

силицием характеризовалась длительностью искрения 10...40 с после окончания наполнения изложницы и слегка выпуклой формой застывшей свободной поверхности слитка. Для исследования были выделены слитки с различной степенью раскисленности металла, имевшие вогнутую, ровную, выпуклую и с наплывами форму свободной поверхности. Исследование качества металла в литом сотоянии, в слябах и горячекатаных листах показало, что превышение содержания растворимого алюминия в металле 0,010...0,012 % вызывало образование в слитке глубокой (до 33 %) усадочной раковины, появление расслоя в слябах до 20 % от головного конца, но при отсутствии расслоя в горячекатаных листах. Головная обрезь слябов при этом увеличивалась всего с 3 до 6 %. В целом удовлетворительные результаты прокатки листа из избыточно раскисленных слитков полуспокойной стали объяснялись тем, что усадочная раковина в слитке была надежно изолирована от атмосферы несколькими мостами плотного металла (рис. 4).

При прокатке слитков на обжимном стане нижняя часть усадочной раковины заваривалась, а верхняя давала расслой, который, однако, в процессе осуществления головной об-рези не вскрывался из-за наличия мостов. При последующей горячей прокатке слябов этот расслой заваривался и горячекатаный лист имел плотную макроструктуру. В случае недораскис-ления металла в ковше и дополнительного раскисления его в изложнице происходило увеличение доли слябов с дополнительной зачисткой поверхности (до 10... 15 %) и рост химической неоднородности металла

Для уточнения косвенного показателя требуемой степени раскис-ленности полуспокойного металла, обеспечивающей высокое качество макроструктуры и поверхности слитков и прокатанных из них слябов, Рис. 4. Серный отпечаток с верх- провели статистическую обработку ней половины избыточно рас- результатов прокатки 15,8 тыс.т по-кисленного 9-т слитка стали луспокойной стали 08пс для произ-марки 08пс водства тонкого холоднокатаного лис-

та. Из представленных ниже данных видно, что одновременно небольшие величины головной обрези слябов и их отсортировки по поверхностным дефектам были получены при прокатке слитков с продолжительностью искрения металла после окончания наполнения изложницы 10...25 с.

Длительность искрения металла после Параметр окончания наполнения изложницы, с

более 25

Количество прокатанного металла, %

Средняя головная обрезь слябов, %

Средняя отсортировка слябов по поверхностным дефектам, %

менее 10 9,3 6,5 3,5

10...25 77,4 4,8 6,1

13,3 3,9 27,1

Такой полуспокойный металл имел требуемую степень раскисленности и в дальнейшем будет называться нормально раскисленным металлом. Сравнение средних значений рассмотренных параметров с использованием критериальной оценки показало их статистически значимое различие с вероятностью 95 %. Анализ данных получения нормально раскисленного металла выявил следующие зависимости расхода низкоуглеродистого ферромарганца и вторичного алюминия от содержания углерода в

металле перед выпуском из сталеплавильного агрегата:

СФМя = 4,08 + 0,06 / [С] (6)

О ал= 1.44 + 0,016/[С]. (7)

На основании полученных зависимостей были рекомендованы следующие расходы раскислителей для ковшевого раскисления, кг/т:

Содержание углерода в металле перед Раскислитель выпуском из агрегата, %

0,06 0,07...0,08 0,09...0,11

Низкоуглеродистый ферромарганец Вторичный алюминий

5,1 4,85 4,65

1,71 1,65 1,60

На следующем этапе исследования провели сравнение показателей прокатки полуспокойной и кипящей стали на обжимном стане. Для этого металл одинакого состава выпускался из агрегата в два сталеразливочных ковша. В одном ковше (иногда в обоих) он раскислялся до получения полуспокойной стали, а в другом - кипящей стали. При прокатке 25,2 тыс.т полуспокойной и 13,7 тыс.т кипящей стали были получены следующие результаты. Средние величины головной обрези слябов и их отсортировки по поверхностным дефектам для полуспокойной стали оказались соответственно на 2,0 % (абс.) и 25 % (отн.) меньше, чем для кипящей стали. Кроме того, замена кипящей стали на полуспокойную позволила уменьшить расход ферромар-

ганца в ковш на 1 кг/т, отказаться от применения интенсификаторов кипения и закупоривания слитков, повысить пропускную способность разливочного пролёта, упростить процесс разливки стали, улучшить условия труда.

При сравнении качества металла в слябах было установлено, что зональная химическая неоднородность нормально раскисленной полуспокойной стали существенно ниже, чем кипящей. Так максимальная степень неоднородности углерода и серы различались соответственно в 2,3 и 5,7 раза.

Содержание оксидных неметаллических включений по оси (числитель) и краю (знаменатель) слябов из полуспокойной и кипящей стали было следующим:

08пс 08кп

Среднее содержание оксидов,

10-4 % (абс.) 179/69 348/174

В том числе: связанных 104/27 255 / 92

свободных 75/42 93/82

Доля в связанных оксидах,

% (отн.): А12О3 41,6/56,0 2,5/5,6

8 Ю2 30,1/29,1 92,1/90,2

Загрязнённость оксидами по оси и краю сляба из полуспокойной стали оказалась примерно вдвое ниже, чем сляба из кипящей стали. Это связано с меньшим содержанием связанных оксидных включений, которые в кипящей стали в основном состоят из кремнезёма, а в полуспокойной стали - из желе-зомарганцовистых алюмосиликатов.

В слябе из слитка кипящей стали была выявлена краевая зона металла, затвердевшего в период кипения стали в изложнице до закупоривания слитка, шириной 20...30 % от толщины сляба с каждой его стороны. Содержание углерода в металле этой зоны в среднем составляло 0,04 % и было значительно ниже, чем в остальной части сляба и в ковшевой пробе (соответствовало отрицательной степени зональной неоднородности 55,6 %). Низкая концентрация углерода обеспечивает высокие пластические свойства металла краевой зоны. В слябе из слитка полуспокойной стали краевая зона с низким содержанием углерода отсутствовала. Поэтому, несмотря на меньшие загрязненность металла оксидными неметаллическими включениями и химическую неоднородность полуспокойной стали по сравнению с кипящей, не следовало ожидать более высоких пластических свойств горячекатаного листа из опытного металла. Это предположение подтвердилось при изучении механических свойств металла в горячекатаном листе толщиной 2,2 мм. Показатели прочностных свойств листа из полуспокойной стали были на 8... 12 % (отн.) выше, а пластических - на 10 % ниже, чем листа из кипящей стали. Следствием этого было снижение в среднем на 3 % (отн.) скорости холодной прокатки на жесть и небольшое увеличение обрывности полосы. Средние показатели

сдаточных испытаний механических свойств жести толщиной 0,22...0,36 мм из полуспокойной и кипящей стали были практически одинаковыми и соответствовали требованиям стандарта.

ЧАСТЬ И. ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ НЕПРЕРЫВНОЙ

РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ ЛИСТОВОЙ СТАЛИ

В начальный период освоения технологии непрерывной разливки в кислородно-конвертерном цехе ОАО "ММК" на МНЛЗ разливали преимущественно конструкционную сталь с содержанием углерода не более 0,22 % на слябы с размерами поперечного сечения 250 x (1250... 1750) мм. Опытным путём были определены основные параметры температурно-скоростного режима разливки низкоуглеродистой стали и режима вторичного охлаждения заготовок. Однако, в связи с необходимостью дальнейшего повышения качества отливаемых слябов и предстоявшего существенного расширения сортамента разливаемой стали актуальными задачами были разработка научно обоснованных температурно-скоростных режимов разливки металла и режимов вторичного охлаждения слябов.

Одним из основных направлений повышения производительности МНЛЗ в цехе являлось сокращение простоев оборудования путём увеличения количества плавок в серии при работе методом "плавка на плавку". В одной серии приходилось разливать сталь различных марок, в результате чего в слябе образовывались переходные участки смешанного химического состава и увеличивались потери металла в виде брака или перевода в пониженную марку. Для снижения этих потерь экспериментально были опробованы различные способы разделения плавок в серии. Однако, в ходе экспериментальных исследований не удалось выявить основные закономерности процесса формирования участка сляба смешанного состава и характер влияния на данный процесс важнейших технологических параметров непрерывной разливки стали. Поэтому необходимо было разработать научно-обоснованную методику определения длины переходного участка сляба при непрерывной разливке стали методом "плавка на плавку" металла различного химического состава.

4. УЛУЧШЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРНО-СКОРОСТНОГО РЕЖИМА НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ СТАЛИ

Для разработки научно-обоснованных параметров температурно-ско-ростного режима разливки низкоуглеродистого конструкционного металла на криволинейной МНЛЗ использовался метод математического моделирования. На основании теплового баланса находящегося в кристаллизаторе металла была разработана методика расчёта толщины слоя затвердевшего металла на выходе сляба из кристаллизатора. В приходную часть теплового баланса входят три составляющие: теплота перегрева жидкого металла над температурой

кристаллизации; скрытая теплота кристаллизации, освобождающаяся при переходе металла из жидкого состояния в твёрдое; теплота, выделяющаяся при охлаждении затвердевшего металла ниже температуры кристаллизации.

Расходная часть баланса состоит из тепла, полученного кристаллизатором от затвердевшего сляба, и тепла, потерянного в окружающую среду через свободную поверхность жидкого металла. При утеплении свободной поверхности жидкого металла в кристаллизаторе шлакообразующей смесью потери тепла в окружающую среду малы по сравнению с количеством тепла, полученного кристаллизатором. Поэтому потерями тепла в окружающую среду можно пренебречь. Тогда уравнение теплового баланса будет иметь следующий вид:

где сж, ств - удельная теплоёмкость жидкого и твёрдого металла соответственно, кДж/(кг* град); ТПЖ , т„„ - масса жидкого и затвердевшего металла, кг; 'ко« I (» - температура металла в промежуточном ковше и ликвидуса, град; /г -высота слоя металла в кристаллизаторе, м; V/ - скорость вытягивания сляба из кристаллизатора, м/мин; к1 и к2 - настроечные коэффициенты; г - удельная скрытая теплота кристаллизации, кДж/кг; ЬАт - перепад температур по толщине слоя затвердевшего металла, град; РКр - площадь внутренней поверхности кристаллизатора, контактирующая с металлом, V; д(т) - функция изменения теплового потока от сляба к кристаллизатору во времени, кДж/м2.

Конкретные значения параметров &1тв и д (т) были получены путем аппроксимации имеющихся в литературе данных. Из уравнения теплового баланса (8) можно вычислить массу затвердевшего металла ттв и, считая в первом приближении, что толщина слоя затвердевшего металла по всему периметру поперечного сечения кристаллизатора одинакова, рассчитать среднюю толщину слоя на выходе из кристаллизатора.

На основании описанной методики в электронных таблицах была создана программа для расчёта толщины слоя затвердевшего металла в слябе на выходе из кристаллизатора. При настройке программы методом оптимизации подбирались такие значения настроечных коэффициентов k1 и k3, при которых получалась минимальной разность между расчетными значениями и данными измерений фактической толщины слоя затвердевшего металла под кристаллизатором при прорывах, возникших из-за трещин в корке нормальной толщины. Данная программа была использована для выявления характера влияния различных технологических параметров разливки: скорости вытягивания сляба, температуры металла в промежуточном ковше, ширины отливаемого сляба (при постоянной толщине) на толщину слоя затвердевшего

металла на выходе из кристаллизатора. Одна из полученных зависимостей для разливки низкоуглеродистой стали с содержанием углерода 0,08 и 0,18 % приведена на рис. 5.

С использованием экспериментально установленной зависимости между скоростью вытягивания сляба из кристаллизатора и содержанием серы в стали была рассчитана минимально необходимая толщина слоя затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора (рис. 6). Более сильное влияние на минимально необходимую толщину слоя затвердевшего металла оказывает содержание серы в стали, чем ширина отливаемого сляба. Так при увеличении содержания серы с 0,015 до 0,030 % толщина затвердевшей оболочки сляба должна возрасти примерно на 3 мм, в то время как при возрастании ширины сляба от 1300 до 2100 мм - всего лишь на 1,2 мм.

На основании результатов расчётов были построены номограммы для определения скорости вытягивания сляба разной ширины при непрерывной разливке стали с содержанием углерода 0,08...0,12 % и 0,13...0,23 % (рис. 7).

По ним были уточнены технологические параметры температурно-скоростного режима непрерывной разливки низкоуглеродистой конструкционной стали, вследствие чего количество аварийных прорывов металла по продольным трещинам в цехе уменьшилось на 8,9 % (отн.).

В кислородно-конвертерном цехе постепенно расширялся сортамент выплавляемой стали. В этот период времени значительные проблемы возникли при освоении технологии разливки трансформаторной стали, связанные с частыми аварийными прорывами металла под кристаллизатором вследствие недостаточно отработанного температурно-скоростного режима разливки этой стали.

Основополагающим фактором температурно-скоростного режима непрерывной разливки является температура ликвидуса разливаемой стали. В лабораторных условиях методом термографии была определена температура ликвидуса трансформаторной стали марки 0403Д, среднее значение которой оказалось равным 1488 °С. С использованием известного уравнения для расчёта температуры ликвидуса стали уточнили величину (14,8 °С) снижения температуры при введении в металл одного процента кремния. На основании этого для расчёта температуры ликвидуса трансформаторной стали была рекомендована зависимость

ь = 1539 -71[С] -14,8 [50-4,9 [Мп]-1,6 [Сг]-3,9 [№]-7[Си]. (9)

По данной формуле рассчитали значения температуры ликвидуса трансформаторной стали марок 0401Д...0403Д, разливаемой в кислородно-конвертерном цехе. При минимальном и максимальном содержании примесей в металле температура ликвидуса трансформаторной стали всех марок оказалась практически одинаковой- 1490 °С и 1480 °С соответственно.

0,7 0,8 0,9

Скорость вытягивания сляба, м/мин Рис. 5. Зависимость толщины слоя затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора от скорости вытягивания сляба шириной 1500 мм и температуры металла в промежуточном ковше (цифры у линий, °С) при разливке стали с содержанием углерода 0,08 % (А) и 0,18 % (Б)

^ 25 Г--

0,015 0,020 0,025 0,030

Содержание серы в стали, %

Рис. 6. Зависимость необходимой толщины слоя затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора от содержания серы в стали и ширины отливаемого сляба (цифры у линий, мм)

Температура металла в промежуточном ковше, °С

Рис. 7. Номограммы для определения максимальной скорости вытягивания сляба разной ширины (цифры у линий, мм) при содержании в стали углерода 0,08...0,12 % (А) и 0,13...0,23 % (Б), а также серы 0,020 % (сплошные линии) и 0,030 % (пунктирные линии)

Это позволило назначить одинаковый температурно-скоростной режим при непрерывной разливке трансформаторной стали всех марок, согласно которому температура трансформаторной стали в промежуточном ковше должна была составлять 1500... 1530 °С. На основании анализа данных статистической обработки параметров непрерывной разливки трансформаторной стали была выведена формула для определения скорости вытягивания сляба из кристаллизатора (щ, м/мин) в зависимости от температуры металла в промежуточном ковше (/т„ °С)

и* = 0,7 — 0,01" (/«,„ -1500). (10)

Уточнение параметров температурно-скоростного режима разливки трансформаторной стали привело к снижению количества аварийных прорывов металла по подписаниям на 13,3 % (отн.).

5. РАЗРАБОТКА РАЦИОНАЛЬНЫХ РЕЖИМОВ ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ СЛЯБОВ

Известны различные методы расчёта режимов вторичного охлаждения непрерывнолитых слитков. В данной работе предложен метод, интегрирующий в себе простые и ясные инженерные тепловые расчёты на основе доступных и достоверных данных с имеющимися технологическими знаниями о принципах рациональной организации вторичного охлаждения непрерывно-литых слитков. В рамках этого метода решались следующие частные задачи:

- разработка методики расчёта требуемой температуры поверхности непрерывнолитого сляба с рациональным распределением по длине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ и учётом размеров слябов, параметров разливки и механических свойств кристаллизующегося металла;

- разработка методики расчёта температуры поверхности сляба при заданных расходах охладителя, меняющихся ступенчато по секциям зоны вторичного охлаждения;

- оптимизация расходов охладителя по секциям зоны вторичного охлаждения с целью максимального приближения расчётной температуры поверхности сляба к рационально необходимой.

Методика расчёта требуемой температуры поверхности непрерывно-литого сляба с рациональным распределением по длине зоны вторичного охлаждения была разработана с учетом следующих положений: монотонное снижение температуры поверхности сляба до окончания затвердевания; равномерное распределение температуры по его периметру; обеспечение температуры поверхности сляба в конце зоны вторичного охлаждения на ЗО...5О°С выше верхней границы интервала провала пластичности металла. Сущность методики иллюстрирует рис. 8.

На выходе из кристаллизатора затвердевшая оболочка сляба имеет известные толщину и температуру поверхности ta, определяемые, главным образом, скоростью вытягивания по методике, изложенной в четвёртой главе, и методике В.А. Емельянова. Без большой погрешности можно считать, что на выходе из кристаллизатора металл незатвердевшей части сляба имеет температуру, равную температуре ликвидуса , а температура в слое затвердевшего металла меняется линейно, уменьшаясь на поверхности до некоторой величины t0 (линия ABC на рис. 8). При окончании затвердевания изменение температуры по толщине сляба будет изображаться линией AD. Положение точки D может изменяться в зависимости от интенсивности вторичного охлаждения и химического состава разливаемого металла. Минимальные напря-

Расстояние сг оси сляба

Рис. 8. Схема для расчёта требуемой температуры поверхности непрерывнолитого сляба с рациональным распределением по длине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ

жения при затвердевании и последующем охлаждении после завершения затвердевания возникнут в том случае, если по мере увеличения толщины слоя затвердевшего металла распределение температуры будет изображаться линией, плавно перемещающейся от начального состояния (линия ВС) к конечному состоянию (линия АО). Очевидно, что эта линия всегда должна проходить так, чтобы её продолжение за пределы сляба проходило через некоторую точку М. Положение точки М однозначно определяется пересечением продолжения линий АО и ВС, то есть начальным состоянием сляба при входе в зону вторичного охлаждения и заданной температурой его поверхности в момент завершения затвердевания („. Тогда для любого увеличения толщины слоя затвердевшего металла Д£ можно указать соответствующую температуру поверхности г„, а связав приращение толщины слоя затвердевшего металла с перемещением слитка по зоне вторичного охлаждения, можно построить линию рационального изменения температуры поверхности сляба по длине зоны вторичного охлаждения.

Задача увязки приращения слоя затвердевшего металла с перемещением сляба по длине зоны вторичного охлаждения решалась с использованием метода конечных элементов. Вся зона вторичного охлаждения делилась на последовательно расположенные участки, длина которых (Д/) соответствовала расстоянию между осями двух соседних роликов. Температуру

поверхности сляба в конце любого участка можно определить, зная температуру поверхности в его начале (для первого участка она равна температуре поверхности сляба на выходе из кристаллизатора Г„) и величину снижения температуры Д? (град) на участке рассматриваемой длины, которая рассчитывается по формуле

где - толщина слоя затвердевшего металла в начале участка, м; - прирост слоя затвердевшего металла, м; т и т- вспомогательные переменные.

Толщина слоя затвердевшего металла сляба в начале первого участка равна его толщине на выходе из кристаллизатора Неизвестные величины прироста слоя затвердевшего металла и вспомогательных переменных можно определить по формулам

Д^ = А-(гя-/„).А/-601{гкр.Рм1.^), 02)

и к-*«

1^-01 а' (13)

т1=к11м..(а + 2т )г (14)

а

где X - коэффициент теплопроводности металла, вт/(м град); 1„ , И ^ - температуры ликвидуса, поверхности сляба в начале участка и в конце затвердевания, град; - длина участка, м; - удельная скрытая теплота кристаллизации, Дж/кг; рт„ - плотность твёрдого металла, кг/м3; V/ - скорость вытягивания сляба, м/мин; а - толщина сляба, м.

Проведя последовательно такие расчеты для всех участков зоны вторичного охлаждения, можно получить искомое рациональное распределение температуры поверхности сляба по длине зоны вторичного охлаждения.

Методика расчета температуры поверхности сляба при заданных расходах охладителя, меняющихся ступенчато по секциям зоны вторичного охлаждения МНЛЗ, заключается в составлении ряда локальных тепловых балансов для последовательных интервалов времени, в течение которых сляб проходит через каждую пару роликов зоны вторичного охлаждения. Приходная часть баланса складывается из скрытой теплоты кристаллизации металла, затвердевшего за рассматриваемый интервал времени, и тепла, выделяющегося при понижении температуры слоя затвердевшего металла. Расходная часть баланса состоит из тепла, теряемого поверхностью сляба вследствие конвективного обмена и излучения в окружающую среду, и тепла, забираемого охладителем - водой или водовоздушной смесью.

Уравнение локального теплового баланса решается с нахождением значения температуры поверхности сляба. Расчет сводится к последователь-

ш,

/я,

т,+(£„+ Ц) " т, +£„

(И)

ному определению изменения температуры поверхности сляба и толщины слоя затвердевшего металла в процессе прохождения любым участком сляба через все элементы зоны вторичного охлаждения.

Вследствие ступенчатого характера изменения расхода охладителя по секциям зоны вторичного охлаждения МНЛЗ на практике невозможно получить монотонного снижения температуры поверхности сляба по длине зоны вторичного охлаждения. Поэтому надо было найти такие расходы охладителя, чтобы расчётное распределение температуры как можно меньше отличалось от монотонно заданного. Для этого использовалась процедура оптимизации расходов охладителя. Критерием оптимальности являлся минимум суммы квадратов отклонений расчётной температуры поверхности сляба от рационально необходимой. В качестве ограничений при оптимизации задавались максимальный расход охладителя в каждой секции, определяемый установленной на МНЛЗ регулирующей аппаратурой, и минимальный расход, составляющий 30 % от максимального. Кроме того, учитывалась неизменность плотности орошения внутри каждой секции зоны вторичного охлаждения. Процедура оптимизации проводилась в электронных таблицах с использованием встроенного оптимизатора.

Предлагаемая методика расчета рациональных расходов воды на вторичное охлаждение непрерывнолитых слябов имеет программное обеспечение и позволяет учитывать конструктивные особенности МНЛЗ, а также параметры слябов и технологии разливки.

По приведенной методике были разработаны режимы вторичного охлаждения непрерывнолитых слябов для всего сортамента стали, производимой в кислородно-конвертерном цехе. Рекомендованные режимы предполагают снижение расхода воды по секциям зоны вторичного охлаждения МНЛЗ в сравнении с применявшимися по технологической инструкции расходами в среднем на 20 %. На рис. 9 приведено изменение температуры поверхности непрерывнолитого сляба с размерами поперечного сечения 250x1500 мм стали марки Ст. Зсп по длине зоны вторичного охлаждения при существующем и рекомендованном режимах охлаждения.

При существующем режиме вторичного охлаждения расход воды на охлаждение непрерывнолитого сляба явно избыточен, о чём свидетельствует значительный разогрев поверхности сляба после выхода из зоны активного охлаждения (около 10 м ниже кристаллизатора). Это может послужить причиной образования трещин на поверхности сляба. При использовании рекомендованного режима вторичного охлаждения разогрев поверхности слябов практически отсутствует.

Опытное опробывание рекомендованных режимов вторичного охлаждения провели при разливке стали марок 08кп, 08Ю, 8ЛБ 1015 и А36 шести плавок, когда на одном ручье устанавливался опытный, а на втором - конт-

Р 1120

£ 1080

5 1040

я

>■ 1000

I 960

с

| 920 н

880J-■-:-.-----:-:-

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 Расстояние от низа кристаллизатора, м

Рис. 9. Изменение температуры середины широкой грани сляба стали марки Ст. Зсп при скорости вытягивания 0,7м/мин подлине зоны вторичного охлаждения:

1 - рациональное; 2 - при рекомендованном режиме охлаждения; 3 - при существующем режиме

трольный режим. Сравнение качества отлитых слябов показало, что опытный металл имел лучшую макроструктуру вследствие меньшего развития осевой рыхлости и точечной неоднородности, а также отсутствие поверхностных дефектов, в то время как на поверхности одного темплета из контрольного металла была обнаружена поперечная трещина. В результате измерения температуры поверхности слябов оказалось, что температура поверхности опытных слябов на 25...30 °С выше, чем контрольных, а величина разогрева поверхности после выхода из зоны охлаждения на 50...70 °С меньше. Некоторое повышение температуры поверхности опытных слябов облегчает их прохождение через криволинейный участок машины. Вследствие этого при использовании рационального режима вторичного охлаждения суммарная токовая нагрузка приводов роликовых секций снизилась в среднем на 7,7 % (отн.).

Особое внимание в работе было уделено разработке режима вторичного охлаждения слябов из трансформаторной стали из-за большого количества аварийных прорывов. Результаты расчётов толщины слоя затвердевшего металла и температуры его поверхности на выходе из кристаллизатора показали, что при существующих параметрах температурно-скоростного режима корка затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора имеет достаточную толщину - 23...28 мм, но при довольно высокой температуре поверхности - 1170...1210 "С. Высокая температура поверхности заготовки в сочетании с другими неблагоприятными факторами (особенно при наличии скоплений легкоплавких неметаллических включений) может явиться причиной образования поверхностных трещин и аварийного прорыва жидкого металла.

Одним из направлений снижения температуры поверхности заготовки на выходе из кристаллизатора является уменьшение температуры жидкого металла в промежуточном ковше. Ранее уже были даны рекомендации по температуре трансформаторной стали в промежуточном ковше величиной 1500... 1530 °С. При разливке такого металла расчётная температура поверхности сляба может уменьшиться на 20...30 °С.

Другим направлением снижения температуры поверхности сляба на выходе из кристаллизатора является повышение интенсивности охлаждения в первых секциях зоны вторичного охлаждения при небольшом увеличении длины охлаждаемого участка. По приведённой в данной главе методике были рассчитаны рекомендуемые расходы воды и воздуха для охлаждения сляба из трансформаторной стали. На рис. 10 показано изменение температуры середины широкой грани сляба (малый радиус) по длине зоны вторичного охлаждения для скорости вытягивания 0,5 м/мин при существующем и рекомендованном режимах.

Рис. 10. Изменение температуры поверхности сляба (250x1080 мм) из трансформаторной стали по длине зоны вторичного охлаждения при скорости вытягивания 0,5 м/мин и температуре металла в промежуточном ковше 1520 °С:

1 - рациональное; 2 - при рекомендованном режиме охлаждения; 3 - при существующем режиме

На рисунке также имеется плавная линия рационального распределения температуры поверхности сляба для получения в конце затвердевания температуры 950 °С. При рекомендуемом режиме охлаждения температура поверхности сляба достаточно близка к рационально необходимой. Способ непрерывной разливки трансформаторной стали, в котором параметры режи-

ма вторичного охлаждения сляба определяются на основании разработанной методики в тесной связи с параметрами температурно-скоростного режима, защищен патентом РФ.

Улучшение параметров режима вторичного охлаждения слябов всего сортамента разливаемого металла привело к снижению брака непрерывноли-тых заготовок на 5,6 % (отн.).

6. МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ФОРМИРОВАНИЯ ПЕРЕХОДНОГО УЧАСТКА НЕПРЕРЫВНОЛИТОГО СЛЯБА ПРИ РАЗЛИВКЕ МЕТОДОМ "ПЛАВКА НА ПЛАВКУ"

Процесс формирования переходного участка непрерывнолитого сляба при разливке стали методом "плавка на плавку" изучался на математической модели. Объектом моделирования являлся основной способ разделения в серии металла различного химического состава, заключающийся в одновременной замене сталеразливочного и промежуточного ковшей. При разработке модели использовался метод конечных элементов. Переходный участок представлялся в виде задаваемого множества горизонтальных слоев высотой ДА. Параметры жидкого металла в разных точках объёма каждого элементарного слоя принимались одинаковыми. Весь процесс разливки делился на последовательные интервалы времени в течение каждого из которых отливался один слой. Все параметры процесса разливки в течение любого интервала времени принимались постоянными, их значения изменялись при переходе к следующему интервалу времени.

Заливаемый в кристаллизатор металл некоторым образом распределялся среди нескольких верхних элементарных слоев. Распределение заливаемого металла по слоям принималось неизменным за исключением начального этапа возобновления процесса разливки после паузы, вызванной заменой промежуточного ковша. Это объясняется тем, что при возобновлении процесса разливки уровень жидкого металла в кристаллизаторе не являлся постоянным - он повышался до некоторого стабильного положения, характерного для установившегося режима. Распределение металла между слоями задавалось множеством коэффициентов к,, сумма которых равнялась единице. При моделировании коэффициенты рассматривались как настроечные коэффициенты. Численные значения этих коэффициентов являлись не только характеристикой распределения металла по высоте отливаемого сляба, но и отражали влияние комплекса сложных процессов массопереноса. Весь процесс перемешивания металла представлялся в виде множества циклов, каждый из которых состоял из нескольких основных стадий:

- вытягивания сляба с наружным обжатием элементарных слоев исходной высоты; - заливки в кристаллизатор основной порции нового металла; - затвердевания металла с понижением уровня жидкого металла в кристалли-

заторе вследствие усадки; - доливки в кристаллизатор нового металла для компенсации усадки; - распределения всего залитого в кристаллизатор нового металла по элементарным слоям с увеличением их объёма и высоты; - усреднения металла в каждом элементарном слое увеличенного объёма; - перемещения нижнего элементарного слоя перемешанного металла окончательного состава в часть лунки неперемешиваемого металла с возвратом к элементарным слоям исходной высоты.

Средний химический состав металла /-го элементарного слоя за интервал времени находится из балансового уравнения

где [Е\,' , [Е\, , [Е]ш, - содержание элемента в металле г-го слоя после подмешивания, до подмешивания и в заливаемом металле, %; р/, р„ р,ш - плотность металла после подмешивания, до подмешивания и в заливаемом металле, т/м3; Р) - объём г-го слоя перемешиваемого металла, м3; ДК/ - объём подмешиваемого металла в /-ый слой,.м3.

Объём подмешиваемого в г-ый элементарный слой металла определяется по формуле

где кц - значение настроечного коэффициента за интервал времени Дг/; У^ , Уцая - объём залитого и долитого металла, м3.

В соответствии с вышеприведёнными положениями в электронных таблицах Ехсе1-2000 была составлена программа для математического моделирования процесса формирования переходного участка непрерывнолитого сляба. Настройка модели заключалась в подборе значений настроечных коэффициентов к, таким образом, чтобы обеспечивалось наименьшее расхождение результатов расчётов с экспериментальными данными изучения химического состава переходного участка сляба. Для подбора значений настроечных коэффициентов использовалась сервисная функция поиска решений электронных таблиц. В процессе настройки модели установили, что наименьшее расхождение расчётных и опытных данных получается при разных значениях настроечных коэффициентов для циклов установившегося режима разливки слябов различной ширины. Это свидетельствовало о том, что характер распределения металла новой плавки в ранее отлитом слябе шириной 900 и 1300 мм (при одинаковой толщине 250 мм), существенным образом отличался (рис. 11).

Глубина проникновения основной массы залитого металла уменьшается с увеличением ширины сляба согласно зависимости квадратного корня. Общим для слябов является наличие двух зон (верхней и нижней) преимущественного поступления заливаемого металла. В протяжённости этих зон и в количестве поступившего в них металла есть существенные различия. Так

(15)

(16)

33 ЮС. МЛииондикиГо .

Рис. 11. Изменение плотности распределения относительной массы заливаемого в кристаллизатор металла по длине сляба шириной 900 мм (вверху) и 1300 мм (внизу)

верхняя зона в узких слябах имеет длину до 700 мм и в ней находится около 43 % всего залитого металла, а в более широких слябах - длину до 500 мм и вдвое большее (80 %) количество залитого металла. Расположение максимума поступившего в верхнюю зону металла во всех слябах одинаковое - примерно 250...300 мм от поверхности металла в кристаллизаторе и зависит от расположения боковых отверстий удлинённого погружного стакана. Нижняя зона в узких слябах удалена на 1000...1500 мм от поверхности металла в кристаллизаторе с количеством залитого металла 57 %, а в широких слябах она располагается примерно на 300 мм выше и включает 20 % залитого металла Из этого следует, что подаваемый из каждого бокового отверстия погружного стакана жидкий металл разделяется на два потока. Один поток движется в

направлении боковой стенки кристаллизатора с последующим поворотом вверх, а другой - с поворотом в нижнюю часть лунки жидкого металла. Преимущественному развитию нижних потоков способствует направление выходных отверстий погружного стакана под углом 25° вниз. В слябах меньшей ширины потоки жидкого металла быстрее достигают затвердевшей корки узких граней сляба, имея более высокие скоростные и энергетические характеристики. Вследствие "отражающего эффекта" внутренней поверхности сляба потоки металла могут проникать на большую глубину лунки, перемешиваясь с уже находившимся в ней металлом. Перемешанный металл поднимается выше разделительного пояса, формируя новый участок сляба.

Результаты расчётов по настроенной модели были сравнены с экспериментальными данными при использовании корреляционно-регрессионного анализа и были получены следующие уравнения регрессии:

[4»»- 1,069[Я],«,-0,022, /-0,997 («=115); (17) [Е]тып = 0,981 [Е]^ + 0,001, /=0,995 (л=26). (18)

Статистическая значимость полученных зависимостей свидетельствует об отсутствии существенных систематических ошибок и адекватности модели реальному процессу формирования переходного участка сляба.

С использованием разработанной математической модели исследовали влияние на параметры переходного участка сляба следующих факторов: химического состава металла смежных в серии плавок, ширины отливаемого сляба, рабочих скоростей вытягивания заготовок из кристаллизатора, длительности паузы при замене промежуточного ковша. Общая длина переходного участка изменялась от 1,7 до 3,3 м, то есть практически в два раза. Это изменение в основном происходило в результате варьирования длины той части участка, которая располагалась выше разделительного пояса. На протяжённость данной части переходного участка наиболее сильное влияние оказало отношение содержания исследуемого химического элемента в металле смежных в серии плавок. При увеличении отношения содержания элемента от трёх до десяти длина переходного участка возрастает в 1,3 и 1,15 раза при ширине сляба 900 и 1300 мм соответственно. На протяжённость участка влияет и последовательность разливки металла разных марок в серии. Противоречивый характер этого влияния определяется меняющимся соотношением между граничным содержанием исследуемого элемента по стандарту в металле смежных плавок.

Влияние остальных исследованных параметров разливки (ширины отливаемого сляба, скорости вытягивания сляба из кристаллизатора и длительности паузы в подаче металла в кристаллизатор вследствие замены промежуточного ковша) на протяжённость переходного участка сляба оценивается, как менее существенное и, примерно, равноценное. С увеличением длительности паузы длина переходного участка несколько снижается, а с увеличени-

ем скорости вытягивания сляба при разливке второй по очерёдности плавки -возрастает. Увеличение ширины сляба в п раз вызывает рост массы перемешанного металла переходного участка в 0,9 п раз.

Длина составной части переходного участка сляба, расположенной ниже разделительного пояса, во всех опытах изменялась незначительно и не превышала 1,5 м. Это объясняется тем, что на протяжённость данной части участка преобладающее влияние оказывает максимальная глубина проникновения струй жидкого металла, зависящая от высоты металла в промежуточном ковше и конструкции погружного стакана.

Разработанная математическая модель наиболее эффективно может быть использована для определения длины переходного участка сляба при автоматизизации системы управления порезкой слябовой заготовки на мерные длины. В реальных условиях производства для определения длины переходного участка сляба должны быть установлены некоторые общие нормативы, удобные для применения. Расчёты на модели позволили сделать следующие рекомендации по определению этих нормативов. При переходе от одной марки стали к другой в серии со сменой промежуточного ковша длина вырезаемого переходного участка сляба должна составлять 3 м (по 1,5 м ниже и выше разделительного пояса) в случае отношения содержания элементов в металле смежных плавок не более пяти. Если это отношение больше пяти, но не превышает десяти, то длина переходного участка сляба увеличивается до 3,5 м (1,5 м ниже и 2,0 м выше пояса). При более высоком отношении содержания элементов длина переходного участка сляба должна составлять 5,0 м (1,5 м ниже и 3,5 м выше пояса).

ВЫВОДЫ

1. Термодинамическим анализом обоснованы основные параметры технологии разливки низкоуглеродистой кипящей стали с химическим закупориванием крупных слитков гранулированным алюминием: расход раскис-лителя - 300...750 г/т стали в зависимости от содержания углерода и марганца, минимальное и максимальное время от окончания наполнения изложницы до введения раскислителя на зеркало металла — 0,5... 1,0 и 3.. .4 мин.

2. Макроструктура химически закупоренного алюминием крупного слитка низкоуглеродистой кипящей стали в значительной мере определяется распределением раскислителя по объёму слитка циркуляционными потоками жидкого металла, степень развития которых зависит от уровня окисленности стали перед закупориванием. Рациональная окисленность стали характеризуется ровным энергичным кипением металла по периферии зеркала слитка.

При высокой окисленности кипящей стали целесообразно проводить двухступенчатое регулирование её окисленности алюминием: в процессе наполнения изложницы и после окончания её наполнения - введением на зерка-

ло металла раскислителя в количестве до 25 г/т стали. Использование двухступенчатого регулирования высокой окисленности стали позволило снизить головную обрезь слябов на 1,2 % (аба).

3. Картина распределения оксидных неметаллических включений, образующихся при закупоривании низкоуглеродистой кипящей стали алюминием, в слитке выявляется на серном отпечатке с осевого продольного темплета в виде участков характерного тёмного цвета. Основная масса оксидных включений представлена шпинелями типа Ре0-Л1203 и Мп0А1203 и располагается в компактной зоне с чёткими границами, имеющей высоту 5...6 % от верха слитка. Высота зоны зависит от расхода раскислителя для закупоривания слитка. Часть неметаллических включений заносится вглубь слитка вплоть до половины его высоты конвективными потоками жидкого металла.

4. Снижение загрязнённости низкоуглеродистой кипящей стали оксидными включениями достигается путём уменьшения расхода алюминия для закупоривания слитка за счёт предварительного снижения высокой окислен-ности стали при введении в изложницу коксика в количестве около 200 г/т металла. Использование коксика привело к уменьшению на 26 % (отн.) высоты загрязнённой включениями зоны, что позволило снизить головную обрезь слябов на 0,57 % (аба).

Низкоуглеродистая кипящая сталь меньше загрязнена оксидными включениями при закупоривании слитка комплексным сплавом, содержащим 52...67 % А1, 8... 14 % 81, 4...7 % Са, в результате всплывания легкоплавких включений из объёма жидкого металла. Использование низкокремнистого алюмосиликокальция позволило уменьшить в 3,5 раза содержание оксидов в верхней части слитка и снизить головную обрезь слябов на 1,16 % (аба).

5. Разработан состав интенсификатора кипения с повышенным до 40 % содержанием кокса для скоростной разливки низкоуглеродистой кипящей стали с высокой окисленностью на механически закупориваемые слитки массой до 10 т для производства тонкого холоднокатаного листа. При применении такого интенсификатора кипения образуется более плотная поверхностная корка в слитке, что ведёт к снижению на 5 % (абс.) отсортировки слябов по сотовой рвани и отбраковки готового листа по поверхностным дефектам.

6. Для замены низкоуглеродистой кипящей стали, традиционно использовавшейся для производства тонкого холоднокатаного листа, включая жесть, низкоуглеродистой полуспокойной сталью разработаны рациональные расходы низкоуглеродистого ферромарганца и вторичного алюминия при ковшевом раскислении стали, а также рациональные параметры разливки стали на слитки массой до 10 т. Замена кипящей стали на полуспокойную позволяет повысить пропускную способность разливочного пролёта за счёт сокращения в среднем на 20 мин времени пребывания каждого состава под площадкой, снизить ресурсоёмкость продукции и облегчить условия труда

вследствие отказа от применения интенсификатора кипения и механического закупоривания слитков, уменьшить головную обрезь слябов на 2,0 % (абс.) и отсортировку их по поверхностным дефектам на 25 % (отн.).

7. Основные параметры температурно-скоростного режима непрерывной разливки низкоуглеродистой стали и режима вторичного охлаждения слябовой заготовки могут быть определены с необходимой для практики точностью путём относительно простых инженерных расчётов, легко адаптируемых для конкретных условий производства.

8. На основании теплового баланса стали в кристаллизаторе МНЛЗ разработана методика расчёта толщины слоя затвердевшего металла непре-рывнолитого сляба на выходе из кристаллизатора. С использованием этой методики уточнена скорость вытягивания сляба низкоуглеродистой конструкционной стали в зависимости от содержания в ней углерода и серы, температуры металла в промежуточном ковше и ширины отливаемого сляба, что позволило на 8,9 % (отн.) уменьшить количество аварийных прорывов металла по продольным трещинам.

9. Методом термографии экспериментально определена температура ликвидуса трансформаторной стали марки 0403Д. Уточнена величина снижения температуры стали при введении в металл одного процента кремния, составившая 14,8 °С. Скорректирована известная зависимость для определения температуры ликвидуса стали, по которой рассчитана температура ликвидуса трансформаторной стали марок 0401Д...0403Д. Для такой стали разработаны рекомендации по температуре металла в промежуточном ковше МНЛЗ -1500... 1530 °С и с учётом этого - скорости вытягивания сляба из кристаллизатора. Уточнение параметров температурно-скоростного режима разливки трансформаторной стали привело к снижению на 13,3 % (отн.) аварийных прорывов металла по подвисаниям.

10. Разработана методика расчёта требуемой температуры поверхности непрерывнолитого сляба с рациональным распределением по длине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ, предполагающим плавное снижение температуры до величины, на ЗО...5О°С превышающей верхнюю границу интервала провала пластичности металла. С учётом секционной структуры зоны вторичного охлаждения и возможностей регулирующей аппаратуры разработана методика расчёта расходов охладителя, обеспечивающих минимальное отклонение температуры поверхности сляба от требуемой. Использование рекомендованных расходов охладителя для разливки низкоуглеродистой конструкционной стали привело к улучшению макроструктуры сляба, снижению количества дефектов на его поверхности, на 20 % (отн.) расхода воды на вторичное охлаждение сляба и на 7,7 % (отн.) токовых нагрузок привода роликов МНЛЗ.

Усовершенствован режим вторичного охлаждения слябов из транс-

форматорной стали за счёт повышения интенсивности охлаждения поверхности сляба в первых секциях зоны вторичного охлаждения МНЛЗ при небольшом увеличении длины охлаждаемого участка.

Усовершенствование режима вторичного охлаждения непрерывноли-тых слябов всего сортамента разливаемого металла привело к снижению брака на 5,6 % (отн.).

11. На основе математической модели разработана методика определения границ переходного участка сляба при непрерывной разливке стали различного химического состава методом "плавка на плавку" с заменой промежуточного ковша. Положение границ в основном определяется отношением содержания химических элементов в металле смежных в серии плавок и мало зависит от ширины отливаемого сляба, рабочих скоростей вытягивания заготовок из кристаллизатора, длительности паузы при замене промежуточного ковша.

В процессе оптимизационной настройки математической модели по экспериментальным данным установлены две зоны преимущественного поступления заливаемого в кристаллизатор МНЛЗ металла, размер и расположение которых зависит от ширины отливаемых слябов.

12. Реализация предложений по совершенствованию технологии разливки химически закупоренной кипящей стали позволила получить экономию металла в количестве 22,6 тыс.т, а по совершенствованию технологии непрерывной разливки низкоуглеродистой стали - экономический эффект 3,5 млн.руб (в ценах 2003 г).

Основное содержание работы изложено - в рекомендованных ВАК изданиях;

1. Химическое закупоривание слитков низкоуглеродистой кипящей стали комплексными сплавами / В.Н. Селиванов, Г.П. Бураковский, A.M. Столяров и др. // Сталь. -1981. - №7. - С. 19-22.

2. Столяров A.M., Денисов П.И., Селиванов В.Н. Исследование деформации головной части слитков на свинцовых моделях // Известия высших учебных заведений. Чёрная металлургия. -1981. - №10. - С. 76-79.

3. Усовершенствование технологии химического закупоривания крупных слябинговых слитков низкоуглеродистой кипящей стали / В.Н. Селиванов, В.Г. Антипин, А.И. Агарышев, Н.Ф. Бахчеев, Г.П. Бураковский, А.М. Столяров и др. // Металлург. -1982. - №1. - С. 26-27.

4. Столяров А.М. Подготовка низкоуглеродистой кипящей стали в изложнице к химическому закупориванию // Вопросы теории и практики разливки стали в изложницы и проблемы улучшения качества слитка. - М.: Металлургия, 1983.-С. 16-37.

5. Селиванов В.Н., Столяров A.M., Бураковский Г.П. Разливка низкоуглеродистой кипящей стали с присадкой коксика в изложницу // Разливка стали в изложницы и качество слитка. -М.: Металлургия, 1984. - С. 13-16.

6. Рациональная технология химического закупоривания крупных слитков низкоуглеродистой кипящей стали / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Г.П. Бураковский и др. // Совершенствование технологии разливки стали в изложницы. - М.: Металлургия, 1986. - С. 49-53.

7. Снижение обрези в головной части крупных слитков конструкционной кипящей стали / В.Н. Селиванов, Б.А. Буданов, А.И. Кадигроб, A.M. Столяров и др. //Металлург. - 1986. -№5. - С. 21-23.

8. Улучшение макроструктуры крупных слитков кипящей стали, отлитых с закупориванием алюминием / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Г.П. Бураковский и др. // Сталь. - 1987. - №4. - С. 27-29.

9. Производство полуспокойной стали для тонкого холоднокатаного листа / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, А.Ф. Сарычев и др. // Сталь. - 1988. -№4.-С. 41-43.

10. Качество кипящей и полуспокойной стали для жести / В.Н. Селиванов, А.М. Столяров, А.Ф. Сарычев и др. // Сталь. -1991. - №2. - С. 35-37.

11. Математическое описание кристаллизации полуспокойной стали в системе Fe-C-0-Mn-Si-S-P / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Б.А. Буданов и др. // Известия высших учебных заведений. Чёрная металлургия. - 1997. -№9.-С. 19-22.

12. Улучшение температурно-скоростного режима непрерывной разливки стали в конвертерном цехе / С.К. Носов, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров и др. // Сталь. - 1997. - №3. - С. 20-22.

13. Исследование переходного участка слябов при непрерывной разливке в серии разных сталей / Р.С. Тахаутдинов, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров и др. // Сталь. - 2002. - №10. - С. 29-30.

14. Столяров A.M., Буданов БА., Селиванов В.Н. Определение температуры ликвидуса трансформаторной стали // Известия высших учебных заведений. Чёрная металлургия. - 2003. - №4. - С. 54-55.

15. Разработка рационального режима вторичного охлаждения непре-рывнолитых слябов / A.M. Столяров, В.Н. Селиванов, Б.А. Буданов, С.С. Масальский // Известия высших учебных заведений. Чёрная металлургия. - 2004. - №2.-С. 55-57.

16. Построение многозадачных вычислительных систем для математического моделирования металлургических процессов / В.Н. Селиванов, Ю.А. Колесников, Б.А. Буданов, A.M. Столяров, Э.В. Дюльдина // Известия высших учебных заведений. Чёрная металлургия. - 2004. - №7. - С. 19-22.

17. Селиванов В.Н., Столяров A.M. Математическое моделирование процесса распределения металла в кристаллизаторе слябовой машины непре-

рывного литья заготовок // Известия высших учебных заведений. Чёрная металлургия. - 2004. - №8. - С. 34-35. - в других изданиях:

18. Химическое закупоривание малоуглеродистой кипящей стали комплексными сплавами / В.Н. Селиванов, Г.П. Бураковский, В.И. Чеботарёв, A.M. Столяров, Ю.Н. Селиванов // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. - Магнитогорск, 1975.-С. 121-130.

19. Химическое закупоривание слитков низкоуглеродистой кипящей стали комплесным сплавом / Г.П. Бураковский, Н.Ф. Бахчеев, В.И. Чеботарёв, A.M. Столяров, Л.К. Стрелков // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. - Свердловск, 1977. - С. 74 - 79.

20. Селиванов В.Н., Столяров A.M. Химическое закупоривание комплексным сплавом ЖАК-1 //Экспресс-информация. -ЦНИИИиТЭИ. - 1978. -№14.

21. Химическое закупоривание слитков низкоуглеродистой кипящей стали комплексными сплавами / В.Г. Антипин, И.Х. Ромазан, В.Ф. Сарычев, Н.Ф. Бахчеев, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров и др. // Проблемы стального слитка: Труды VII конф. по слитку. -Киев: Техника, 1978. - С. 141.

22. Селиванов В.Н., Столяров A.M., Антипин В.Г. Изучение процесса химического закупоривания слитков кипящей стали гранулированным алюминием // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. - Свердловск, 1980. - С. 53 - 58.

23. Регулирование окисленности низкоуглеродистой кипящей стали присадкой коксика в изложницу / В.Г. Антипин, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров и др. // Чёрная металлургия. Экспресс-информация. - 1982. - №21. -С. 45-46.

24. Снижение загрязненности оксидными неметаллическими включениями низкоуглеродистой кипящей стали / В.Г. Антипин, Г.П. Бураков-ский, Л.К Стрелков, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. - Свердловск, 1982. - С. 82 - 86.

25. Технология разливки кипящей стали с двухступенчатым регулированием окисленности металла в изложнице / В.Н. Селиванов, А.И. Ага-рышев, A.M. Столяров, Г.П. Бураковский, Л.К. Стрелков // Чёрная металлургия: Экспресс-информация.-1983.-№13 (944). - С. 55 - 56.

26. Столяров A.M. О балансе углерода коксика, присаживаемого при разливке стали в изложницу // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. - Свердловск, 1984.-С. 83-86.

27. Селиванов В.Н., Столяров A.M. Качество листовой низкоуглеродистой кипящей стали в головной части раската // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. -Свердловск, 1984. - С. 86 - 91.

28. Установление оптимальной головной обрези качественной конструкционной кипящей стали / В.Н. Селиванов, Б.А. Буданов, А.И. Кадигроб, A.M. Столяров // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. - Свердловск, 1987. -СП- 82.

29. Селиванов В.Н., Столяров A.M., Бураковский Г.П. Усовершенствование технологии химического закупоривания слитков низкоуглеродистой кипящей стали // Усовершенствование процессов разливки стали в слитки: Институт проблем литья АН УССР. - Киев. - 1987. - С. 125 - 128.

30. Столяров A.M., Бураковский Г.П., Стрелков Л.К. Улучшение качества поверхности слитков кипящей стали для тонкого холоднокатаного листа // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. - Свердловск, 1987. - С. 71 - 77.

31. Изучение строения краевой зоны слитков кипящей стали / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Г.П. Бураковский, Л.К. Стрелков // Проблемы стального слитка. - Киев, 1988.-С. 108-110.

32. Исследование возможности замены кипящей стали для производства тонкого холоднокатаного листа на полуспокойную / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, А.Ф. Сарычев и др. // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. - Магнитогорск, 1989. - С. 73 - 87.

33. Усовершенствование режима вторичного охлаждения непрерывно-литых слябов / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, БА. Буданов и др. // Труды пятого конгресса сталеплавильщиков / АО "Черметинформация". Ассоциация сталеплавильщиков. -М.: 1998.-С. 411-412.

34. Оптимизация режима вторичного охлаждения непрерывнолитых слябов / С.С. Масальский, В.Н. Селиванов, Б.А. Буданов, A.M. Столяров // Теплотехника и теплоэнергетика в металлургии: Сб. науч. тр. - Магнитогорск: Изд. МГТУ, 1999. - С. 146 -150.

35. Выбор оптимального изменения температуры поверхности слитков при непрерывном литье / С.С. Масальский, В.Н. Селиванов, Б.А. Буданов,

A.M. Столяров и др. // Литейные процессы: Межрег. сб. науч. тр. - Магнитогорск: Изд. МГТУ, 2000. - С. 164 -169.

36. Определение оптимальных режимов вторичного охлаждения не-прерывнолитых слябов / Р.С. Тахаутдинов, Ю.А. Бодяев, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров и др. // Труды седьмого конгресса сталеплавильщиков / АО "Черметинформация". Ассоциация сталеплавильщиков. - М.: 2003. - С. 564— 566.

37. Исследование химического состава переходного участка непрерыв-нолитых слябов при разливке стали разных марок методом "плавка на плавку" / Р.С. Тахаутдинов, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Д.В. Юречко // Труды седьмого конгресса сталеплавильщиков / АО "Черметинформация". Ассоциация сталеплавильщиков. - М.: 2003. - С. 558-560.

38. Столяров A.M., Селиванов В.Н. Распределение металла в кристаллизаторе слябовой МНЛЗ // Известия Челябинского научного центра УрО РАН.- 2003,-№2.-С.42-45.

39. Столяров A.M., Юречко Д.В. Изучение переходного участка непре-рывнолитых слябов при разливке стали методом "плавка на плавку" // Теория и технология металлургического производства: Межрегиональный сб. науч. тр. - Магнитогорск: МГТУ, 2003. Вып.З. - С. 68 - 73.

40. Столяров A.M. Модель процесса формирования переходного участка непрерывнолитых слябов // Теория и технология металлургического производства: Межрегиональный сб. науч. тр. - Магнитогорск: МГТУ, 2003. Вып.З.-С. 73-79.

- в изобретениях:

41. А.с. 822978 СССР, МКИ3 В 22 D 7/00. Способ химического закупоривания слитков кипящей стали / В.Н. Селиванов, В.Г. Антипин, А.И. Ага-рышев, И.Х. Ромазан, Н.Ф. Бахчеев, Г.П. Бураковский, Ю.Н. Селиванов, И.Я. Логвинов, А.М. Столяров и др. (СССР). - №2801643/22-02; Заявл. 27.07.79; Опубл. 23.04.81 // Открытия. Изобретения. -1981. - №15. - С. 33.

42. А.с. 967671 СССР, МКИ3 В 22 D 7/00. Способ разливки кипящей стали с химическим закупориванием слитков /В.Н. Селиванов, В.Г. Антипин, Г.В. Чернушкин, А.И. Агарышев, Н.Ф. Бахчеев, Г.П. Бураковский, А.М. Столяров и др. (СССР). - №3235920/22-02; Заявл. 15.01.81; Опубл. 23.10.82 // Открытия. Изобретения. - 1982. - №39. - С. 70.

43. А.с. 1101321 СССР, МКИ3 В 22 D 7/00; С 21 С 5/54. Интенсифика-тор кипения стали / В.Н. Селиванов, Г.П. Бураковский, A.M. Столяров и др. (СССР). - №3533816/22-02; Заявл. 06.01.83; Опубл. 07.07.84 //.Открытия. Изобретения. -1984. - №25. - С. 34.

44. А.с. 1353819 СССР, МКИ4 С 21 С 7/06. Способ раскисления низкоуглеродистой полуспокойной стали/В .Н. Селиванов, А.М. Столяров, И.П. Га-либузов и др. (СССР). - №4038876/22-02; Заявл. 21.03.86; Опубл. 23.11.87 // Открытия. Изобретения. -1987. -№43. - С. 21.

45. Патент 2218237 РФ, МПК' В 22 D 11/043, 11/124. Способ непрерывного литья заготовок на машине с криволинейной технологической осью / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Б.А. Буданов (РФ) - №2002126021/02; Заявл. 30.09.2002; Опубл. 10.12.2003 //Изобретения. Полезная модель.-2003.-№34 (Пч.).-С457.

»2 @в 9 в

Подписано в печать 15.11.04. Формат 60x84 1/16. Бумага тип. № 1.

Плоская печать. Усл.печ.л.2,0. Тираж 100 экз. Заказ 787.

455000, Магнитогорск, пр. Ленина, 38 Полиграфический участок МГТУ

ВВЕДЕНИЕ.

ЧАСТЬ I. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ ЛИСТОВОЙ СТАЛИ В

ИЗЛОЖНИЦЫ.

ГЛАВА 1. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ КИПЯЩЕЙ СТАЛИ С ХИМИЧЕСКИМ ЗАКУПОРИВАНИЕМ СЛИТКОВ.

1.1. Существующая технология химического закупоривания слитков кипящей стали и качество разлитого металла.

1.2. Теоретическое обоснование основных параметров технологии разливки кипящей стали с химическим закупориванием слитков.

1.3. Улучшение макроструктуры крупных химически закупоренных слитков низкоуглеродистой кипящей стали.

1.4. Изучение загрязнённости химически закупоренной низкоуглеродистой кипящей стали неметаллическими включениями.

1.5. Снижение загрязнённости химически закупоренной низкоуглеродистой кипящей стали неметаллическими включениями.

1.5.1. Регулирование окисленности низкоуглеродистого кипящего металла присадкой коксика в изложницу.

1.5.2. Химическое закупоривание слитков низкоуглеродистой кипящей стали комплексными сплавами.

1.6. Выводы.

ГЛАВА 2. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ СКОРОСТНОЙ

РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ КИПЯЩЕЙ СТАЛИ С МЕХАНИЧЕСКИМ ЗАКУПОРИВАНИЕМ СЛИТКОВ.

2.1. Существующая технология скоростной разливки кипящей стали и качество разлитого металла.

2.2. Исследование природы дефекта "плена" на поверхности листов жести.!.

2.3. Исследование влияния различных факторов сталеплавильного производства на образование дефекта "плена".

2.4. Регулирование окисленности кипящего металла в изложнице.

2.5. Выводы.

ГЛАВА 3. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ КОВШЕВОГО РАСКИСЛЕНИЯ И РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ СТАЛИ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ЖЕСТИ ПРИ ЗАМЕНЕ КИПЯЩЕЙ СТАЛИ НА ПОЛУСПОКОЙНУЮ.

3.1. Существующая технология раскисления полуспокойной стали для производства тонкого холоднокатаного листа.

3.2. Разработка технологии ковшевого раскисления и разливки полуспокойной стали для производства жести.

3.3. Исследование качества низкоуглеродистой полу спокойной и кипящей стали для производства жести.

3.4. Выводы.

ЧАСТЬ II. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ НЕПРЕРЫВНОЙ

РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ ЛИСТОВОЙ СТАЛИ.

ГЛАВА 4. УЛУЧШЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРНО-СКОРОСТНОГО РЕЖИМА

НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ СТАЛИ.

4.1. Уточнение параметров температурно-скоростного режима разливки низкоуглеродистой конструкционной стали.

4.2. Совершенствование температурно-скоростного режима разливки трансформаторной стали.

4.3. Выводы.

ГЛАВА 5. РАЗРАБОТКА РАЦИОНАЛЬНЫХ РЕЖИМОВ ВТОРИЧНОГО

ОХЛАЖДЕНИЯ НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ СЛЯБОВ.

5.1. Методика расчёта требуемой температуры поверхности непрерывнолитых слябов с рациональным распределением по длине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ.

5.2. Результаты расчёта требуемой температуры поверхности непрерывнолитых слябов с рациональным распределением.

5.3. Методика расчёта температуры поверхности сляба при заданных расходах охладителя по секциям зоны вторичного охлаждения.

5.4. Результаты расчёта температуры поверхности сляба при заданных расходах охладителя по секциям зоны вторичного охлаждения.

5.5. Определение рациональных расходов охладителя по секциям зоны вторичного охлаждения.

5.6. Результаты расчёта рациональных расходов охладителя и их промышленное опробывание.

5.7. Совершенствование режима вторичного охлаждения непрерывнолитых заготовок из трансформаторной стали.

5.8. Выводы.

ГЛАВА 6. МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ФОРМИРОВАНИЯ

ПЕРЕХОДНОГО УЧАСТКА НЕПРЕРЫВНОЛИТОГО СЛЯБА ПРИ РАЗЛИВКЕ МЕТОДОМ "ПЛАВКА НА ПЛАВКУ".

6.1. Экспериментальные исследования переходных участков непрерывнолитых заготовок.

6.2. Существующие представления о процессах массопереноса при формировании непрерывнолитого слитка.

6.3. Математическое моделирование перемешивания металла при формировании переходного участка непрерывнолитого сляба.

6.3.1. Описание математической модели.

6.3.2. Изучение распределения заливаемого в кристаллизатор жидкого металла в отливаемом слябе.

6.3.3. Результаты моделирования влияния технологических факторов непрерывной разливки стали на параметры переходного участка сляба.

6.4. Выводы.

Производство готового проката на предприятиях чёрной металлургии Российской Федерации с учётом динамики спроса на металлопродукцию к 2010 г. должно увеличиться по сравнению с 2001 г. на 18.20 % и составить 55.56 млн.т [1]. Доля листового проката в общем объёме производства возрастёт с 41,4 [см. 1] до 53.55 % [2].

Основными производителями листового проката в нашей стране являются такие крупные металлургические предприятия, как ОАО "Магнитогорский металлургический комбинат" (г. Магнитогорск), ОАО "Северсталь" (г. Череповец) и ОАО "Новолипецкий металлургический комбинат" (г. Липецк). На этих предприятиях доля листовой металлопродукции в готовом прокате (по данным 2001 года) составляет в среднем 71,3 % [см. 2]. Объём производства холоднокатаного листа при этом примерно равен 40 % от общего объёма производства листового металла.

Для получения листового проката и, особенно, холоднокатаного листа в основном используется низкоуглеродистая сталь, обладающая высокими пластическими свойствами [3]. В низкоуглеродистой стали содержание углерода не превышает 0,25 % [4] и она может иметь различную степень раскис-ленности. Традиционно для производства листовой металлопродукции использовалась низкоуглеродистая кипящая сталь, как правило, выплавляемая в подовых сталеплавильных агрегатах и разливаемая в изложницы. На крупных металлургических предприятиях, производящих кипящую сталь в большом объёме, для её выплавки использовались большегрузные сталеплавильные агрегаты с интенсификацией процесса продувкой ванны газообразным кислородом, вследствие чего выплавленный металл имел повышенную окис-ленность. Для увеличения пропускной способности разливочных пролётов часто применялась скоростная разливка кипящей стали в изложницы и химическое закупоривание слитков. Всё это затрудняло стабильное получение высокого качества отливаемых слитков и производимого из них готового листа. По мере проведения реструктуризации сталеплавильного производства менялись и приоритеты в способах выплавки и разливки низкоуглеродистой листовой стали. В настоящее время такая сталь, как правило, выплавляется в кислородных конвертерах большой вместимости и разливается на высокопроизводительных криволинейных машинах непрерывного литья слябовой заготовки. По химическому составу металл представляет собой успокоенную алюминием низкоуглеродистую сталь. Сортамент низкоуглеродистой листовой стали очень широк и разнообразен. Он включает в себя марки стали всех групп качества, углеродистую и легированную, в том числе электротехническую сталь. Разливка металла представляет собой заключительную стадию сталеплавильного производства. Технология разливки стали во многом предопределяет качество слитка и непрерывнолитой заготовки для получения листа, влияет на ресурсоёмкость продукции и производительность отделения.

Целью данной работы является поиск дополнительных возможностей повышения эффективности разливки низкоуглеродистой листовой стали в условиях большого объёма производства путём совершенствования технологии разливки стали в изложницы и непрерывным способом. Математическое описание технологических процессов в работе представлено в виде инженерных расчётов, которые могут реально использоваться специалистами на производстве. Исследования проводились в цехах сталеплавильного и прокатного переделов ОАО "Магнитогорский металлургический комбинат" и в лабораториях Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова (ранее - горно-металлургического института и академии). Временной период проведения исследований является очень большим и насчитывает практически тридцать лет. За этот период времени коренным образом изменилась структура сталеплавильного производства ОАО "ММК" [5]. На смену морально устаревшему мартеновскому способу производства стали пришёл прогрессивный кислородно-конвертерный способ. После пуска кислородно-конвертерного цеха весь листовой металл выплавляется в этом цехе и полностью разливается непрерывным способом. Однако, несмотря на это, автор посчитал целесообразным включить в предлагаемую к рассмотрению квалификационную работу и материалы по слитку, которые могут оказаться полезными для специалистов других металлургических предприятий, на которых ещё практикуется разливка стали в изложницы (по данным 2001 г. доля такой разливки ещё составляет примерно 49 % [6]).

Автор выражает глубокую благодарность работникам центральной лаборатории комбината, кислородно-конвертерного и мартеновского цехов ОАО "ММК", сотрудникам и преподавателям кафедры металлургии чёрных металлов МГТУ им. Г.И. Носова, принимавшим участие в совместном проведении исследований, результаты которых были использованы в данной работе. Особенно признателен автор за ценные советы и замечания по содержанию работы заведующему кафедрой МЧМ, доценту, кандидату технических наук В.Н. Селиванову.

ЧАСТЬ I. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ РАЗЛИВКИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ ЛИСТОВОЙ СТАЛИ В ИЗЛОЖНИЦЫ

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Термодинамическим анализом обоснованы основные параметры технологии разливки низкоуглеродистой кипящей стали с химическим закупориванием крупных слитков гранулированным алюминием: расход раскис-лителя — 300.750 г/т стали в зависимости от содержания углерода и марганца, минимальное и максимальное время от окончания наполнения изложницы до введения раскислителя на зеркало металла - 0,5. 1,0 и 3.4 мин.

2. Макроструктура химически закупоренного алюминием крупного слитка низкоуглеродистой кипящей стали в значительной мере определяется распределением раскислителя по объёму слитка циркуляционными потоками жидкого металла, степень развития которых зависит от уровня окисленности стали перед закупориванием. Рациональная окисленность стали характеризуется ровным энергичным кипением металла по периферии зеркала слитка.

При высокой окисленности кипящей стали целесообразно проводить двухступенчатое регулирование её окисленности алюминием: в процессе наполнения изложницы и после окончания её наполнения - введением на зеркало металла раскислителя в количестве до 25 г/т стали. Использование двухступенчатого регулирования высокой окисленности стали позволило снизить головную обрезь слябов на 1,2 % (абс.).

3. Картина распределения оксидных неметаллических включений, образующихся при закупоривании низкоуглеродистой кипящей стали алюминием, в слитке выявляется на серном отпечатке с осевого продольного тем-плета в виде участков характерного тёмного цвета. Основная масса оксидных вклю-чений представлена шпинелями типа РеО-А^Оз и МпО-А12Оз и располагается в компактной зоне с чёткими границами, имеющей высоту 5.6 % от верха слитка. Высота зоны зависит от расхода раскислителя для закупоривания слитка. Часть неметаллических включений заносится вглубь слитка вплоть до половины его высоты конвективными потоками жидкого металла.

4. Снижение загрязнённости низкоуглеродистой кипящей стали оксидными включениями достигается путём уменьшения расхода алюминия для закупоривания слитка за счёт предварительного снижения высокой окисленности стали при введении в изложницу коксика в количестве около 200 г/т металла. Использование коксика привело к уменьшению на 26 % (отн.) высоты загрязнённой включениями зоны, что позволило снизить головную обрезь слябов на 0,57 % (абс.).

Низкоуглеродистая кипящая сталь меньше загрязнена оксидными включениями при закупоривании слитка комплексным сплавом, содержащим 52.67 % А1, 8. 14 % 81, 4.7 % Са, в результате всплывания легкоплавких включений из объёма жидкого металла. Использование низкокремнистого алюмосиликокальция позволило уменьшить в 3,5 раза содержание оксидов в верхней части слитка и снизить головную обрезь слябов на 1,16 % (абс.).

5. Разработан состав интенсификатора кипения с повышенным до 40 % содержанием кокса для скоростной разливки низкоуглеродистой кипящей стали с высокой окисленностью на механически закупориваемые слитки массой до 10 т для производства тонкого холоднокатаного листа. При применении такого интенсификатора кипения образуется более плотная поверхностная корка в слитке, что ведёт к снижению на 5 % (абс.) отсортировки слябов по сотовой рвани и отбраковки готового листа по поверхностным дефектам.

6. Для замены низкоуглеродистой кипящей стали, традиционно использовавшейся для производства тонкого холоднокатаного листа, включая жесть, низкоуглеродистой полуспокойной сталью разработаны рациональные расходы низкоуглеродистого ферромарганца и вторичного алюминия при ковшевом раскислении стали, а также рациональные параметры разливки стали на слитки массой до 10 т. Замена кипящей стали на полуспокойную позволяет повысить пропускную способность разливочного пролёта за счёт сокращения в среднем на 20 мин времени пребывания каждого состава под площадкой, снизить ресурсоёмкость продукции и облегчить условия труда вследствие отказа от применения интенсификатора кипения и механического закупоривания слитков, уменьшить головную обрезь слябов на 2,0 % (абс.) и отсортировку их по поверхностным дефектам на 25 % (отн.).

7. Основные параметры температурно-скоростного режима непрерывной разливки низкоуглеродистой стали и режима вторичного охлаждения слябовой заготовки могут быть определены с необходимой для практики точностью путём относительно простых инженерных расчётов, легко адаптируемых для конкретных условий производства.

8. На основании теплового баланса стали в кристаллизаторе МНЛЗ разработана методика расчёта толщины слоя затвердевшего металла непрерыв-нолитого сляба на выходе из кристаллизатора. С использованием этой методики уточнена скорость вытягивания сляба низкоуглеродистой конструкционной стали в зависимости от содержания в ней углерода и серы, температуры металла в промежуточном ковше и ширины отливаемого сляба, что позволило на 8,9 % (отн.) уменьшить количество аварийных прорывов металла по продольным трещинам.

9. Методом термографии экспериментально определена температура ликвидуса трансформаторной стали марки 0403Д. Уточнена величина снижения температуры стали при введении в металл одного процента кремния, составившая 14,8 °С. Скорректирована известная зависимость для определения температуры ликвидуса стали, по которой рассчитана температура ликвидуса трансформаторной стали марок 0401Д.0403Д. Для такой стали разработаны рекомендации по температуре металла в промежуточном ковше МНЛЗ - 1500. 1530 °С и с учётом этого — скорости вытягивания сляба из кристаллизатора. Уточнение параметров температурно-скоростного режима разливки трансформаторной стали привело к снижению на 13,3 % (отн.) аварийных прорывов металла по подвисаниям.

10. Разработана методика расчёта требуемой температуры поверхности непрерывнолитого сляба с рациональным распределением по длине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ, предполагающим плавное снижение температуры до величины, на 30.50°С превышающей верхнюю границу интервала провала пластичности металла. С учётом секционной структуры зоны вторичного охлаждения и возможностей регулирующей аппаратуры разработана методика расчёта расходов охладителя, обеспечивающих минимальное отклонение температуры поверхности сляба от требуемой. Использование рекомендованных расходов охладителя для разливки низкоуглеродистой конструкционной стали привело к улучшению макроструктуры сляба, снижению количества дефектов на его поверхности, на 20 % (отн.) расхода воды на вторичное охлаждение сляба и на 7,7 % (отн.) токовых нагрузок привода роликов МНЛЗ.

Усовершенствован режим вторичного охлаждения слябов из трансформаторной стали за счёт повышения интенсивности охлаждения поверхности сляба в первых секциях зоны вторичного охлаждения МНЛЗ при небольшом увеличении длины охлаждаемого участка.

Усовершенствование режима вторичного охлаждения непрерывноли-тых слябов всего сортамента разливаемого металла привело к снижению брака на 5,6 % (отн.).

11. На основе математической модели разработана методика определения границ переходного участка сляба при непрерывной разливке стали различного химического состава методом "плавка на плавку" с заменой промежуточного ковша. Положение границ в основном определяется отношением содержания химических элементов в металле смежных в серии плавок и мало зависит от ширины отливаемого сляба, рабочих скоростей вытягивания заготовок из кристаллизатора, длительности паузы при замене промежуточного ковша.

В процессе оптимизационной настройки математической модели по экспериментальным данным установлены две зоны преимущественного поступления заливаемого в кристаллизатор МНЛЗ металла, размер и расположение которых зависит от ширины отливаемых слябов.

12. Реализация предложений по совершенствованию технологии разливки химически закупоренной кипящей стали позволила получить экономию металла в количестве 22,6 тыс.т, а по совершенствованию технологии непрерывной разливки низкоуглеродистой стали — экономический эффект 3,5 млн. руб (в ценах 2003 г).

1. Некрасов В.М. Развитие металлургии на современном этапе // Труды седьмого конгресса сталеплавильщиков / АО "Черметинформация". Ассоциация сталеплавильщиков. — М.: 2003. — С. 22 — 31.

2. Юзов О.В., Седых A.M. Развитие чёрной металлургии России в 20012002 гг. // Труды седьмого конгресса сталеплавильщиков / АО "Черметинформация". Ассоциация сталеплавильщиков. М.: 2003. - С. 14 - 20.

3. Производство качественной листовой стали / Н.Г. Бочков, Ю.В. Ли-пухин, А.Ф. Пименов и др. М.: Металлургия, 1983. - 184 с.

4. Якушев A.M. Справочник конвертерщика. — Челябинск.: Металлургия, Челябинское отделение. 1990. — 448 с.

5. Тахаутдинов P.C. Структурные и качественные изменения в сталеплавильном производстве ОАО "ММК" // Труды седьмого конгресса сталеплавильщиков / АО "Черметинформация". Ассоциация сталеплавильщиков. — М.: 2003.-С. 13-14.

6. Афонин С.З. Сталеплавильное производство России и конкурентоспособность металлопродукции // Труды седьмого конгресса сталеплавильщиков / АО "Черметинформация". Ассоциация сталеплавильщиков. — М.: 2003.-С. 5-8.

7. Власов H.H., Корроль В.В., Радя B.C. Разливка чёрных металлов. — М.: Металлургия, 1987. 272 с.

8. Губарь В.Ф., Казаков A.A., Меджибожский М.Я. Особенности образования неметаллических включений при различных способах закупоривания слитков кипящей стали // Сб. науч. трудов. Вып. 13. Донецк, 1969.- С. 115-120.

9. Распределение внутренних дефектов в холоднокатаных листах из стали 08кп ВГ при различных методах закупоривания металла в изложницах / И.И. Борнацкий, В.Ф. Губарь, A.A. Казаков и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность. 1966. — №4. - С. 12.

10. Улучшение качества стали для глубокой вытяжки химическим закупориванием слитка алюминием / A.A. Казаков, В.Ф. Губарь, Л.И. Крупман и др. // Сталь. 1968. -№3. - С. 223 - 225.

11. Качество химически закупоренной стали 08кп для холоднокатаного листа / Г.М. Ковалев, В.Ф. Губарь, В.И. Куликов и др. // Сталь. 1969. - №11. - С. 994 - 997.

12. Неметаллические включения в химически закупоренной низкоуглеродистой кипящей стали / М.А. Акбиев, Р.П. Коновалов, И.В. Капустин и др. // Металлургия и обогащение. Алма-Ата, 1969. — С. 153-162.

13. Химическая неоднородность крупных листовых слитков кипящей стали / Г.Д. Молонов, Ю.П. Беляев, Г.В. Сердюков и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность. 1967. — №3. - С. 17-19.

14. Колганов Г.С. Жидкие раскислители для закупоривания слитков кипящей стали // Металлург. 1970. — №5. - С. 19 — 21.

15. Химическое закупоривание слитков кипящей стали жидким и гранулированным алюминием / Г.П. Бураковский, А.Г. Николаев, Г.П. Захаров и др. // Сталь. 1973. - №11. - С. 997 - 998.

16. Качество слитков низкоуглеродистой кипящей стали 08кп, закупоренных различными раскислителями / Я.А. Шнееров, В.Ф. Поляков, С.Ф. Карп и др. // Разливка стали в слитки и их качество. — М.: Металлургия, 1974.-С. 61 -66.

17. Исследование слитков кипящей листовой стали, закупоренных по различным вариантам / В.И. Семеньков, Я.А. Шнееров, С.Ф. Карп и др. // Производство стали. — Днепропетровск, 1971. С. 116 - 120.

18. Загрязненность неметаллическими включениями низкоуглеродистой кипящей стали в зависимости от варианта закупоривания / Я.А. Шнееров, С.Ф. Карп, В.И. Семеньков и др. // Разливка стали в слитки и их качество. М.: Металлургия, 1975. - С. 101 - 109.

19. Влияние технологии химического закупоривания на загрязненность кипящей стали неметаллическими включениями / С.Ф. Карп, Б.П. Моисеев,

20. А.Г. Татьянщиков и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность. 1980.-№1. - С. 12-14.

21. Строение листовых слитков низкоуглеродистой кипящей стали, отлитых с закупориванием по различным вариантам / М.А. Акбиев, Р.П. Коновалов, А.Д. Шевченко и др. // Сталь. 1970. - №8. - С. 694 - 700.

22. Коновалов Р.П. Слиток кипящей стали. — М.: Металлургия, 1986. —176 с.

23. Факторы, определяющие расход алюминия на закупоривание слитков кипящей стали / Г.М. Ковалев, В.И. Явойский, Я.А. Шнееров и др. // Проблемы стального слитка: Науч. тр. ИПЛ АН УССР. М.: Металлургия, 1969.-№4.-С. 304-306.

24. Смирнов Ю.Д., Шнееров Я.А., Колганов Г.С. Производство химически закупоренной стали на металлургических заводах / Проблемы стального слитка: Науч. тр. ИПЛ АН УССР. М.: Металлургия, 1969. - №3. - С. 204 -208.

25. Химическое закупоривание кипящей стали / В.В. Корроль, Б.Н. Катенин, Г.В. Винокуров и др. // Сталь. 1972. - №5. - С. 415.

26. Коротких В.Ф. Оптимальное содержание кислорода в кипящей стали при разливке: Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. — Магнитогорск, 1972. — 122 с.

27. Селиванов В.Н. Некоторые вопросы теории формирования и отливки слитков кипящей и полуспокойной стали // Совершенствование производства стали. — Магнитогорск, 1971. — С. 43 — 66.

28. Сталеплавильное производство // Справочник. Под общ. ред. A.M. Самарина. Т.1. М.: Металлургия, 1964. - 527 с.

29. Кнюппель Г. Раскисление и вакуумная обработка стали: Часть 1. Термодинамические и кинетические закономерности / Пер. с нем. Г.Н. Еланского. -М.: Металлургия, 1973. С. 312.

30. Кнотек М., Войта И., Шефц И. Анализ металлургических процессов методами математической статистики. — М.: Металлургия. — 1968. — 212 с.

31. Улучшение макроструктуры крупных слитков кипящей стали, отлитых с закупориванием алюминием / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Г.П. Бу-раковский и др. // Сталь. 1987. - №4. - С. 27 - 29 .

32. Снижение головной обрези слитков низкоуглеродистой кипящей стали при химическом закупоривании/Отчет о НИР/МГМИ.—№ГР 77047330. Магнитогорск, 1978. - С. 52.

33. Измерение активности кислорода при выплавке стали / В.П. Ногтев, В.Ф. Коротких, С.М. Швейкин и др. // Сталь. 1978. - №7. - С. 597 - 599.

34. Столяров A.M. Регулирование интенсивности кипения металла в изложнице перед химическим закупориванием // Информационный листок. — №5-81.-Челябинск, 1981.

35. Столяров A.M. Подготовка низкоуглеродистой кипящей стали в изложнице к химическому закупориванию // Вопросы теории и практики разливки стали в изложницы и проблемы улучшения качества слитка. — М.: Металлургия, 1983.-С. 16-37.

36. Рациональная технология химического закупоривания крупных слитков низкоуглеродистой кипящей стали / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Г.П. Бураковский и др.// Совершенствование технологии разливки стали в изложницы. М.: Металлургия, 1986. - С. 49 - 53.

37. Куликов И.С. Раскисление металлов. М.: Металлургия, 1975.504с.

38. Диаграммы состояния силикатных систем: Справочник. T.I. — Л.: Наука, 1969.-822с.

39. К диаграмме фазовых равновесий системы FeO — А1203 / И.А. Но-вохатский, Б.Ф. Белов, A.B. Горох и др. // Журнал физ. химии. 1965. - т.39. -№11.- С.2806 - 2808.

40. Захаров A.M. Диаграммы состояния двойных и тройных систем. — М.: Металлургия, 1990. 240с.

41. Поволоцкий Д.Я. Алюминий в конструкционной стали. М.: Металлургия, 1970.-232с.

42. Эллиот Д., Глейзер М., Рамакришна М. Термохимия сталеплавильных процессов. М.: Металлургия, 1969. — 252с.

43. Диаграмма фазовых равновесий в системе МпО А12Оз / И.А. Но-вохатский, JI.M. Ленев, A.A. Савинская и др. // Журнал неорг. химии. - 1966. - т. 11. - №2. — С.427 — 429.

44. Коновалов Р.П., Ланевский Э.Б., Чуйко Ю.Н. О механизме процесса химического закупоривания слитков кипящей стали алюминием // Разливка стали в слитки и их качество. М.: Металлургия, 1978. - С. 44 - 50.

45. Кубашевский О., Олкокк С.Б. Металлургическая термохимия. Пер. с англ. М.: Металлургия, 1982. - 392с.

46. Реми Г. Курс неорганической химиии. Т.1. — М.: Изд. иностранной литературы, 1963.-920с.

47. Селиванов В.Н., Столяров A.M., Бураковский Г.П. Неметаллические включения в кипящей стали при закупоривании слитков алюминием // Неметаллические включения и газы в литейных сплавах: Тез. докл. III респ. науч.-техн. конф. Запорожье. - 1982. — С. 27.

48. Скребцов A.M. Конвекция и кристаллизация металлического расплава в слитках и непрерывнолитых заготовках. М.: Металлургия, 1993. -144с.

49. Коновалов Р.П., Ланевский Э.Б. Процессы при разливке и во время кристаллиации крупных листовых слитков кипящей кислородно-конверторной стали // Сталь. 1974. - №8. - С. 695 - 699.

50. Ланевский Э.Б., Коновалов Р.П. Влияние различных добавок на температуру плавления шлаковой пены, образующейся при кипении стали в изложнице // Разливка стали в слитки и их качество. — М.: Металлургия, 1975. -С. 82-87.

51. Коновалов Р.П., Ланевский Э.Б. Образование и поведение шлаковой пены при кристаллизации крупных слитков кипящей стали // Изв. АН СССР. Металлы.- 1973.-№6.-С. 126- 132.

52. Коновалов Р.П. О материальном и тепловом балансе процесса химического закупоривания слитков кипящей стали алюминием // Разливка стали в слитки и их качество. — М.: Металлургия, 1975. — С. 93 101.

53. Столяров A.M., Денисов П.И., Селиванов В.Н. Исследование деформации головной части слитков на свинцовых моделях // Изв. вузов. Черная металлургия. 1981.-№10. - С. 76-79.

54. Селиванов В.Н., Столяров A.M. Качество листовой низкоуглеродистой кипящей стали в головной части раската // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. Свердловск, 1984. - С. 86 - 91.

55. Снижение обрези в головной части крупных слитков конструкционной кипящей стали / В.Н. Селиванов, Б.А. Буданов, А.И. Кадигроб, A.M. Столяров и др. // Металлург. 1986. - №5. - С. 21 - 23.

56. Влияние состава стали и скорости её разливки на толщину здоровой корочки слитков / Г.М. Ковалев, И.В. Куликов, JI.K. Беликов и др. // Проблемы стального слитка: Науч. тр./ ИПЛ АН УССР. М.: Металлургия. — 1969.-№4.-С. 321-326.

57. Возможности регулирования химической неоднородности слитков кипящей стали / А.Х. Уразгильдеев, С.Н. Пронских, A.A. Алымов и др. // Сталь. 1977.-№9.-С. 796-799.

58. Улучшение качества кипящей стали, выплавляемой в двухваной печи / Ю.Т. Добрица, Э.Э. Джафаров, В.П. Лузгин и др. // Сталь. 1978. - №4. -С. 313-316.

59. Селиванов В.Н., Столяров A.M., Бураковский Г.П. Разливка низкоуглеродистой кипящей стали с присадкой коксика в изложницу // Разливка стали в изложницы и качество слитка.- М.: Металлургия. 1984 - С. 13-16.

60. Столяров A.M. О балансе углерода коксика, присаживаемого при разливке стали в изложницу // Совершенствование технологии и автоматизации сталеплавильных процессов: Межвуз. сб. науч. тр. Свердловск, 1984.-С. 83-86.

61. Регулирование окисленности низкоуглеродистой кипящей стали присадкой коксика в изложницу / В.Г. Антипин, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров и др. // Черная металлургия. Экспресс-информация. — 1982. — №21. — С. 45-46.

62. Столяров A.M., Селиванов В.Н. Улучшение качества макроструктуры крупных слитков низкоуглеродистой кипящей стали // Молодые ученые и спец. науч.-техн. прогрессу в металлургии: Матер. IV науч.-техн. конф. НИИ черн. мет. 4.1. Донецк.- 1984.- С. 192- 193.

63. Явойский В.И. Теория процессов производства стали. — М.: Металлургия, 1967.-С. 792.

64. Бережной A.C. Многокомпонентные системы окислов. Киев: Нау-ковадумка, 1970.-С. 540.

65. Селиванов В.Н., Столяров A.M. Химическое закупоривание комплексным сплавом ЖАК-1 // Экспресс-информация. ЦНИИИиТЭИ. - 1978. -№14.

66. Бураковский Г.П., Селиванов В.Н., Столяров A.M. Химическое закупоривание слитков низкоуглеродистой кипящей стали комплексными сплавами // Современные проблемы повышения качества металла: Тез. докл. Все-союз. науч. техн. конф. Донецк, 1978. - С. 48 -49.

67. Химическое закупоривание слитков низкоуглеродистой кипящей стали комплексными сплавами / В.Н. Селиванов, Г.П. Бураковский, A.M. Столяров и др. // Сталь. 1981. - №7. - С. 19 - 22.

68. Ефимов В.А., Сапко В.Н. Скоростная разливка кипящей стали сверху // Сталь. 1969. - №9. - С. 785 - 789.

69. Улучшение качества слитка, отливаемого с применением интен-сификатора кипения / В.А. Денисов, Р.П. Бобова, С.А. Донской и др. // Сталь. 1981. -№7. — С. 17-19.

70. Коновалов Р.П. Содержание и распределение оксидных включений в кипящей стали // Сталь. 1987. - №4. - С. 21 - 23.

71. Трофимчук В.Д. Дефекты прокатной стали и меры борьбы с ними. — М.: Металлургиздат, 1954.— 634с.

72. Беняковский М.А., Сергеев Е.П. Дефекты поверхности автомобильного листа. -М.: Металлургия, 1974. — 72с.

73. Беняковский М.А. Качество поверхности автомобильного листа. — М.: Металлургия, 1969. 152с.

74. Атлас дефектов стали / Пер. с нем. М.: Металлургия, 1979. - 188с.

75. Улучшение качества поверхности листовой стали / В.И. Бап-тизманский, Е.И. Исаев, Г.И. Бельченко и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность. Днепропетровск, 1982. — №2. - С. 10 - 11.

76. Улучшение качества поверхности холоднокатаных листов / A.A. Жданов, С.М. Владимиров, Ю.В. Шилкин и др. // Сталь. 1972. -№8. -С. 732-734.

77. Природа светлых полосок на поверхности холоднокатаного листа и пути их устранения / А.И. Манохин, Е.П. Матевосян, А.П. Окенко и др. // Сталь. 1973.-№10.-С. 937-939.

78. Изучение природы белых полос на холоднокатаных листах низкоуглеродистой кипящей стали Ст 08кп и Ст 08Ю / Н.П. Липка, И.И. Чайка, С.И. Тодурова и др. // Усовершенствование процессов разливки стали: Труды 8-й науч. техн. конф.-М., 1981.-С. 117-119.

79. Emig J.F., Dorney D.E. Control of rimmed steel produced from large in-gote 11 Open Hearth Proceedinge. 1972. - v.55. - p. 203 - 216.

80. Качество поверхности и эксплуатационные свойства оцинкованной стали / A.A. Тарасова, Д. Л. Гринберг, М.Р. Космыкина и др. // Сталь. 1980. -№11.-С. 984-989.

81. Кукушкин В.М., Попель С.И., Космыкина М.Р. Происхождение выпуклых строчек на поверхности оцинкованной стали // Сталь. 1980. — №11. -С. 998- 1000.

82. Улучшение качества поверхности слитков кипящей стали в мартеновском цехе №3 / Отчет по НИР: № Г.р. 81035973. Отв. исп. Столяров A.M. Магнитогорск, 1982. - 55с.

83. Изучение строения краевой зоны слитков кипящей стали / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Г.П. Бураковский, Л.К. Стрелков // Проблемы стального слитка. Киев, 1988. - С. 108-110.

84. A.c. 1101321 СССР, МКИ3 В 22 D 7/00; С 21 С 5/54. Интенсифика-тор кипения стали / В.Н. Селиванов, Г.П. Бураковский, A.M. Столяров и др. (СССР). №3533816/22-02; Заявл. 06.01.83; Опубл. 07.07.84 // Открытия. Изобретения. - 1984. - №25. - С. 34.

85. Сладкоштеев В.Т., Ахтырский В.И., Потанин Р.В. Качество стали при непрерывной разливке.-М.: Металлургиздат, 1963- С. 174.

86. Металлургия стали / В.И. Явойский, Ю.В. Кряковский, В.П. Григорьев и др.- М.: Металлургия, 1983 С. 534.

87. Ганкин В.Б., Гуревич Б.Е. Развитие процесса непрерывной разливки стали за рубежом.- Бюллетень ЦНИИИ и ТЭИ 4M, 1971. -№2. С. 3 11.

88. Шнееров Я.А., Вихлевщук В.А. Полуспокойная сталь М.: Металлургия, 1973- С. 368.

89. Математическое описание кристаллизации полуспокойной стали в системе Fe-C-O-Mn-Si-S-P / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Б.А. Буданов, А.И. Кадигроб // Известия вузов. Черная металлургия,- 1997.-№9.— С. 19-22.

90. Производство стали в основной мартеновской печи / Перев. с англ. -М.: Металлургиздат, 1959. С. 708.

91. Улучшение качества проката из полуспокойной стали / И.Е. По-дыногин, А.Н. Васильев, В.И. Ефименко и др. // Сталь. 1969. - №12. -С. 1094- 1095.

92. Материалы совещания по полуспокойным и закупоренным сталям. -Харьков: Металлургиздат, 1961. —С. 82.

93. Материалы второго совещания по полуспокойным и закупоренным сталям. Харьков: Металлургиздат, 1963. - С. 230.

94. Понер Д.М., Березинец В.Я., Корнеев В.Д. Производство полуспокойного металла // Металлург. 1970. - №1. - С. 19-20.

95. Взаимосвязь между дефектами слитков и холоднокатаных листов малоуглеродистой стали / Н.П. Черкашина, A.A. Подгородецкий, Д.П. Зеленская и др. // Сталь. 1975. -№1. - С. 75 - 77.

96. Производство крупных слитков стали 08пс / Е.А. Казачков, Н.И. Ревтов, B.C. Жерновский и др. // Металлург. 1975. - №11. - С. 19 - 21.

97. Материалы Всесоюзного совещания по полуспокойным и закупоренным сталям. М: Черметинформация, 1965. - С. 322.

98. Морозов А.Н. Современный мартеновский процесс. — М.: Металлургиздат. 1961. - 600с.

99. Влияние различных раскислителей на качество заготовки и механические свойства полуспокойной стали / Я.А. Шнееров, И.М. Писаренко,

100. Б.И. Панич и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность. -1966.-№3.-С. 25-29.

101. Смирнов Ю.Д., Чернов Г.И. Производство полуспокойной стали. -Челябинск: Южно-Уральское кн. изд-во, 1963. С. 50.

102. Производство полуспокойной стали для тонкого холоднокатаного листа / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, А.Ф. Сарычев и др. // Сталь. 1988. -№4.-С. 41 -43.

103. Качество кипящей и полуспокойной стали для жести / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, А.Ф. Сарычев и др. // Сталь. 1991. - №2. - С. 35 - 37.

104. Разработка технологии производства и прокатки полуспокойной стали взамен кипящей для тонкого листа и жести: Отчет о НИР / МГМИ. -№ ГР 01860054399. Магнитогорск, 1987. - С. 68.

105. Освоение и совершенствование технологии непрерывной разливки стали / P.C. Тахаутдинов, В.Д. Киселев, A.B. Бояринцев и др. // Совершенствование технологии на ОАО "ММК". Сб. науч. трудов ЦЛК. Вып. 4. — Магнитогорск: Дом печати, 2000. С. 80 - 87.

106. Патент РФ 2100131. Способ получения гранулированной шлако-образующей смеси / В.П. Ногтев, Ю.М. Цикарев, С.К. Носов и др. Приоритет ot21.11.95.

107. Производство гранулированных шлакообразующих смесей на АО "ММК" и их применение при непрерывной разливке стали / С.К. Носов, А.Ф. Сарычев, В.П. Ногтев и др. // Совершенствование технологии на ОАО

108. ММК". Сб. науч. трудов ЦЛК. Вып. 1. Магнитогорск: ПМП "Мини Тип", 1997.-С. 86-94.

109. Гранулированные шлакообразующие смеси для непрерывной разливки стали / В.Ф. Маркин, В.П. Ногтев, В.В. Гречишный и др. // Сталь. -1997.-№3. С. 22-23 .

110. Шлакообразующая смесь для разливки трансформаторной стали /

111. B.В. Гречишный, В.А. Моренко, А.Д. Носов, В.П. Ногтев // Совершенствование технологии на ОАО "ММК". Сб. науч. трудов ЦЛК. Вып. 1. Магнитогорск: ПМП "Мини Тип", 1997. - С. 94 - 96.

112. Оценка влияния углерода в гранулированных шлакообразующих смесях ОАО "ММК" на содержание углерода в непрерывнолитом слитке /

113. B.П. Ногтев, А.Ф. Сарычев, C.B. Горосткин, А.И. Кандаков // Совершенствование технологии на ОАО "ММК". Сб. науч. трудов ЦЛК. Вып. 3. -Магнитогорск: Дом печати, 1999. С. 100— 105.

114. Совершенствование состава гранулированных шлакообразующих смесей для непрерывной разливки стали / В.П. Ногтев, А.Ф. Сарычев,

115. C.B. Горосткин и др. // Совершенствование технологии на ОАО "ММК". Сб. науч. трудов ЦЛК. Вып. 4. Магнитогорск: Дом печати, 2000. - С. 107 - 111.

116. О производстве и качестве гранулированных шлакообразующих смесей для непрерывной разливки стали на ОАО "ММК" / В.П. Ногтев,

117. B.Ф. Маркин, C.B. Горосткин, О.Г. Свиридов // Совершенствование технологии на ОАО "ММК". Сб. науч. трудов ЦЛК. Вып. 6. — Магнитогорск: Дом печати, 2002. С. 82 - 86.

118. Опыт использования малоуглеродистых гранулированных шлакообразующих смесей для непрерывной разливки стали / В.П. Ногтев,

119. C.B. Горосткин, А.Ф. Сарычев и др. // Совершенствование технологии на ОАО "ММК". Сб. науч. трудов ЦЛК. Вып. 6. Магнитогорск: Дом печати, 2002. - С. 105-110.

120. Совершенствование работы зоны вторичного охлаждения МНЛЗ в ККЦ ОАО ММК / P.C. Тахаутдинов, А.Д. Носов, C.B. Горосткин и др. // Совершенствование технологии на ОАО "ММК". Сб. науч. трудов ЦЛК. Вып. 3. -Магнитогорск: Дом печати, 1999. С. 118 - 121.

121. Совершенствование технологии непрерывной разливки слябов из трубных сталей / C.B. Горосткин, Д.В. Юречко, А.Ф. Сарычев и др. // Совершенствование технологии на ОАО "ММК". Сб. науч. трудов ЦЛК. Вып. 5. Магнитогорск: Дом печати, 2001. — С. 80-83.

122. Попандопуло И.К., Михневич Ю.Ф. Непрерывная разливка стали.-М.: Металлургия, 1990.-295 с.

123. H. Nemoto, Т. Kawawa. On sequence casting of steel. Tetsu to Hagane. -Vol. 57.- 1971.-P. 53.

124. Исследование непрерывной разливки стали / Под ред. Дж. Б. Лина. -М.: Металлургия, 1982. 196 с.

125. Достижения в области непрерывной разливки стали.// Труды международного конгресса. Перевод с англ. под ред. Д.П. Евтеева, И.Н. Ко-лыбалова —М.: Металлургия, 1987. -245 с.

126. Выбор способов разделения плавок сталей, разливаемых в одной серии / Д.В. Юречко, Д.В. Чебыкин, В.М. Корнеев и др. // Сталь, 1999. -№11. -С.22-23.

127. Юречко Д.В. Увеличение производительности машин непрерывного литья заготовок при разливке стали методом "плавка на плавку": Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. — Магнитогорск, 2002. -126 с.

128. Конструкции и проектирование агрегатов сталеплавильного производства / В.П. Григорьев, Ю.М. Нечкин, A.B. Егоров, Л.Е. Никольский. -М.: Изд. МИСиС, 1995. С. 512.

129. Нисковских В.М., Карлинский С.Е., Беренов А.Д. Машины непрерывного литья слябовых заготовок. — М.: Металлургия, 1991. С. 272.

130. Емельянов В.А. Тепловая работа машин непрерывного литья заготовок. -М.: Металлургия, 1988. 143 с.

131. Мирсалимов В.М., Емельянов В.А. Напряженное состояние и качество непрерывнолитого слитка. — М.: Металлургия, 1990. — 151 с.

132. Улучшение температурно-скоростного режима непрерывной разливки стали в конвертерном цехе / С.К. Носов, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров и др. // Сталь, 1997. №3. С. 20 - 22.

133. Расчет температуры ликвидус стали / А.Н. Смирнов, Л. Неделько-вич, М. Джурджевич и др. // Сталь. 1996. - №3. - С. 15 - 19.

134. Поведение азота при выплавке кремнистых сталей / Б.С. Иванов, Ю.Е. Самардуков, В.А. Синельников и др. // Сталь. 1982. -№12. - С. 49-51.

135. Столяров А.М., Буданов Б.А., Селиванов В.Н. Определение температуры ликвидуса трансформаторной стали // Известия высших учебных заведений. Черная металлургия. 2003. - №4. - С. 54 - 55.

136. Журавлёв В.А., Китаев Е.М. Теплофизика формирования непрерывного слитка. -М.: Металлургия, 1974. — 215 с.

137. Тепловые процессы при непрерывном литье стали / Ю.А. Самой-лович, С.А. Крулевицкий, В.А. Горяинов, З.К. Кабаков. — М.: Металлургия, 1982.- 152 с.

138. Самойлович Ю.А. Микрокомпьютер в решении задач кристаллизации слитка. -М.: Металлургия, 1988. — 182 с.

139. Самойлович Ю.А. Системный анализ кристаллизации слитка. — Киев: Наукова Думка, 1983. 248 с.

140. Теплообмен в зоне вторичного охлаждения криволинейных МНЛЗ/ Ю.А. Самойлович, C.B. Колпаков, В.А. Емельянов и др. // Известия вузов. Черная металлургия. 1980. — №3. - С. 53 - 56.

141. К выбору режима охлаждения листовых непрерывнолитых слитков / Ю.А. Самойлович, З.К. Кабаков, В.А. Горяинов и др. // Известия вузов. Черная металлургия. 1977. - №6. - С. 138-140.

142. Евтеев Д.П., Колыбалов И.Н. Непрерывное литьё стали. — М.: Металлургия, 1984.- 200 с.

143. Влияние режима охлаждения на процесс затвердевания непрерывного слитка / Д.П. Евтеев, Л.И. Урбанович, В.А. Емельянов и др. // Сталь. 1977. -№4. - С. 314 — 317.

144. Краснов Б.И., Евтеев Д.П. Оптимизация режимов кристаллизации слитка на машинах непрерывного литья заготовок // Сталь. 1974. - №10. -С. 897-900.

145. Евтеев Д.П., Соколов A.A., Лебедев Б.И. О выборе граничных условий при расчетах затвердевания слитка // Сталь. — 1975. — №1. — С. 32-34.

146. Об оптимальных условиях охлаждения слитка при динамическом режиме работы установок непрерывной разливки стали / Н.И. Никитенко, Д.П. Евтеев, Л.А. Соколов и др. // Известия АН СССР. Металлы. 1978. -№1. - С. 106-113.

147. Скворцов A.A., Акименко А.Д. Теплопередача и затвердевание стали в установках непрерывной разливки. — М.: Металлургия, 1966. 190 с.

148. Исследование теплоотдачи в зоне вторичного охлаждения УНРС / А.Д. Акименко, Л.Б. Казанович, A.A. Скворцов, Б.И. Слуцкий // Известия вузов. Черная металлургия. 1972. - №6. - С. 167 - 170.

149. Математическое моделирование затвердевания непрерывного слитка / Л.И. Урбанович, В.А. Емельянов, А.П. Гиря, Е.П. Карамышева // ИФЖ. 1975. - Т. 29. - №3. - С. 549 - 550.

150. Затвердевание и охлаждение непрерывного слитка / Л.И. Урбанович, В.А. Емельянов, А.П. Гиря, В.В. Севостьянов // Известия вузов. Черная металлургия. 1975. - №7. - С. 56 - 58.

151. Исследование затвердевания непрерывного слитка при повышенных скоростях разливки / Л.И. Урбанович, В.А. Емельянов, А.П. Гиря, Е.П. Карамышева // Известия вузов. Черная металлургия. 1976. - №9. -С. 54- 56.

152. Определение рациональных режимов охлаждения непрерывного слитка с помощью математической модели / Л.И. Урбанович, В.А. Емельянов, А.П. Гиря, Е.П. Карамышева // ИФЖ. 1976. - Т. 30. - №6. -С. 1131-1132.

153. Определение рациональных режимов охлаждения непрерыв-нолитых заготовок / Л.И. Урбанович, Е.И. Ермолаева, В.А. Емельянов и др. //

154. Бюллетень науч. техн. информации. Черная металлургия. - 1976. - №7. -С. 37-38.

155. Борисов Б.Т. Теория двухфазной зоны металлического слитка. — М.: Металлургия, 1987. 224 с.

156. Оптимизация режимов затвердевания непрерывного слитка / В.А. Берзинь, В.Н. Жевлаков, Я.Я. Клявинь и др. — Рига: Зинатне, 1977. — 148 с.

157. В.А. Берзинь, Я.Я. Клявинь, Шмит Я.Р. Критерий качества для оценки температурного поля затвердевающего слитка // Изв. АН Латв.ССР. Сер. физико-техн. наук, 1974. №3. - С. 70 - 76.

158. В.А. Берзинь. Численное исследование оптимальных условий затвердевания сплавов // Изв. АН Латв.ССР. Сер. физико-техн. наук, 1975. -№6. С. 70 - 74.

159. Девятов Д.Х. Об одной задаче оптимального управления затвердеванием непрерывного слитка в МНЛЗ // Процессы разливки стали и качество слитка. Киев: ИПЛ АН УССР, 1989. - С. 68 - 71.

160. Девятов Д.Х., Флейман С.Д., Шварцкопф A.A. Моделирование и оптимизация тепловых процессов в зоне вторичного охлаждения МНЛЗ // Совершенствование технологии и автоматизация сталеплавильных процессов. Магнитогорск, 1989.- С. 64 - 67.

161. Девятов Д.Х. Оптимальное управление тепловой обработкой в непрерывной разливке стали. Магнитогорск: МГМА, 1998. - 130 с.

162. Соболев В.В., Трефилов П.М. Процессы тепломассопереноса при затвердевании непрерывнолитых слитков. Красноярск: Изд. Красноярского ун-та, 1984.- 264 с.

163. Соболев В.В., Трефилов П.М. Оптимизация тепловых режимов затвердевания расплавов. Красноярск:'Изд. Красноярского ун-та, 1986. — 152с.

164. Соболев В.В., Трефилов П.М. Теплофизика затвердевания металла при непрерывном литье. — М.: Металлургия, 1988. — 160 с.

165. Brimacombe J.K. Desing of continuous casting machines basen on a heatflow analisis: ofthe — art review // Canadian Metallurgical Qart. - 1976. — V.15. -№2. — P. 163- 175.

166. Koenig P.J. Die Messung des Wärmehaushalt vom Stranggiesskokillen, eine Verfahrenstechnik Informationsquelle //Sthal und Eisen. 1972. - Bd.92. — №14.-S. 678-688.

167. Müller H., Jeschar R. Untersuchung des Wärmeubergang an einer simulierten Sekundärkühl zone beim Stanggießverfahrung // Archiv für das Eis-enhüttenwesung . - 1973. - 44. - №8. - S. 589 - 592.

168. Brimacombe J.K., Agarwal P.K. 63 rd National Open Hearth and Basic Oxygen Steel Conferenz Proceedings. Wasington: D.C. - 1980. - V.63. - N.Y. -1980.-P. 235-252.

169. Koichi O.e.a. Tetsu to hagane, J. Iron and Steel Inctitut Japan. 1982. -V.68. - №11. - S. 986.

170. Тутарова В.Д., Логунова О.С. Исследование температурного поля слитка за пределами водо-воздушного охлаждения. // Сталь. 1998. — №8. — С. 21-23.

171. Зюзин В. И., Третьяков Н. В. Механические свойства металлов и сплавов при обработке давлением. Справочник. Изд. 3-ое. М.: Металлургия, 1973. - 320 с.

172. Технология производства стали в современных конвертерных цехах / С. В. Колпаков, Р. В. Старов, В. В. Смоктий и др.; Под общей ред. С. В. Колпакова. М.: Машиностроение, 1991. — 464 с.

173. Отработка режимов вторичного охлаждения на УНРС HJIM3 / С. В. Колпаков, Д. П. Евтеев, В. И. Уманец и др. // Непрерывная разливка стали. — №4.-М.: Металлургия, 1977. С. 58 - 64.

174. Колпаков C.B., Уманец В. И., Уразаев P.A. К вопросу об оптимизации режима вторичного охлаждения непрерывных слитков из низколегированных трубных сталей // Непрерывное литьё стали. № 6. - М.: Металлургия, 1979. - С. 30 - 33.

175. Выбор оптимального изменения температуры поверхности слитков при непрерывном литье / С.С. Масальский, В.Н. Селиванов, Б.А. Буданов, A.M. Столяров, Д.А. Дертунов // Литейные процессы: Межрег. сб. науч. тр.- Магнитогорск: Изд. МГТУ, 2000. С. 164 - 169.

176. Оптимизация режима вторичного охлаждения непрерывнолитых слябов / С.С. Масальский, В.Н. Селиванов, Б.А. Буданов, A.M. Столяров // Теплотехника и теплоэнергетика в металлургии: Сб. науч. тр.- Магнитогорск: Изд. МГТУ, 1999.- С. 146- 150.

177. Разработка ресурсосберегающих режимов вторичного охлаждения непрерывнолитых слябов / С.С. Масальский, В.Н. Селиванов, Б.А. Буданов,

178. A.M. Столяров // Уральская металлургия на рубеже тысячелетий: Тезисы Междунар. науч.-техн. конф. Челябинск: Изд. ЮУрГУ, 1999. - С. 118.

179. Разработка рационального режима вторичного охлаждения непре-рывнолитых слябов / A.M. Столяров, В.Н. Селиванов, Б.А. Буданов, С.С. Масальский // Известия вузов. Чёрная металлургия. — 2004. —№2. — С. 55 — 57.

180. A.c. 1311844 СССР, МКИ4 В 22 D 11/00. Способ полунепрерывного литья никеля / В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Б.А. Буданов и др. (СССР). №3918657/31-02; Заявл. 17.04.85; Опубл. 23.05.87 // Открытия. Изобретения - 1987.-№19.-С. 46.

181. Григорьев Ф.Н., Дружинин И.И., Осипов В.Г. Разливка стали методом «плавка на плавку» // Металлург. 1962. - №7. - С. 22 — 23.

182. Рыхов Ю.М., Генкин В.Я., Тедер Л.И. Особенности непрерывной разливки стали методом «плавка на плавку» в конвертерном цехе НовоЛипецкого металлургического завода // Непрерывная разливка стали. — Выпуск 1. М: - Металлургия, 1973. - С. 11-19.

183. Н. Schrewe. Verfahrens und Anlagentechnische entwicklungen beim Stranggiessen von breiten Brammen// Internationaler Eisenhuttentechnischer Kongress, Dusseldorf. Vol. 3. - 1974. - P. 38-40.

184. Развитие технологии непрерывной разливки стали на заводах фирмы "Кавасаки стил"// Новости чёрной металлургии за рубежом. 1997. — №1. -С. 53.

185. Разработка технологии высокоскоростной разливки стали // Новости чёрной металлургии за рубежом. 1995. - №2. — С. 63.

186. Характеристики перемешивания металла в жидкой сердцевине непрерывного слитка / А.И. Манохин, С.П. Ефименко, Е.А. Казачков и др. // Непрерывная разливка стали. Выпуск 1. — М: - Металлургия, 1973. -С. 55-58.

187. Патент США 5131454, МКИа5А В 22 D 11/00; № 655792; Заявл. 14.02.91 Опубл. 21.07.92; НКИ 164/459.

188. Исследование переходного участка слябов при непрерывной разливке в серии разных сталей / P.C. Тахаутдинов, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров и др. // Сталь. 2002. - №10. - С. 29 - 30.

189. Исследование химического состава переходного участка непре-рывнолитых слябов при разливке стали разных марок методом "плавка на плавку" / P.C. Тахаутдинов, В.Н. Селиванов, A.M. Столяров, Д.В. Юречко //

190. Труды седьмого конгресса сталеплавильщиков / АО "Черметинформация". Ассоциация сталеплавильщиков. М.: 2003. - С. 558 - 560.

191. Шкадов В.Я., Запрянов З.Д. Течение вязкой жидкости. М.: МГУ, 1984.-200с.

192. Китаев Е.М. Затвердевание стальных слитков. — М.: Металлургия, 1982.- 168 с.

193. Баландин Г.Ф. Формирование кристаллизационного строения отливок. -М.: Машиностроение, 1973. 288 с.

194. Самойлович Ю.А. Формирование слитка. — М.: Металлургия, 1977.- 160 с.

195. Манохин А.И. Получение однородной стали. — М.: Металлургия, 1978.- 224 с.

196. Джалурия И. Естественная конвекция / Пер. с англ. М.: Мир, 1983.- 400 с.

197. Журавлёв В.А. О макроскопической теории кристаллизации сплавов // Изв. АН СССР. Металлы. 1975. - №5. - С. 93 - 99.

198. Журавлёв В.А. Численное исследование кристаллизации сплавов с позиции квазиравновесной диаграммы состояния // Изв. АН СССР. Металлы.- 1976.- №1.-С.31 -33.

199. Роуч П. Вычислительная гидродинамика / Пер. с англ. В.А. Гущина, В.Я. Митницкого. Под ред. П.И. Чушкина. М.: Мир, 1980. - 616 с.

200. Механика жидкости и газа / С.И. Аверин, А.Н. Минаев, B.C. Швыдкий, Ю.Г. Ярошенко. М.: Металлургия, 1987. - 304 с.

201. Емцев Б.Т. Техническая гидромеханика. — М.: Машиностроение, 1987.-440 с.

202. Альтшуль А.Д., Животовский Л.С., Иванов Л.П. Гидравлика и аэродинамика. М.: Стройиздат, 1987.-413 с.

203. Численные методы исследования течений вязкой жидкости / А.Д. Госмен, В.М. Пак, А.К. Ранчел и др. М.: Мир, 1972. - 324 с.

204. Белоцерковский О.М. Численное моделирование в механике сплошных сред. -М.: Наука, 1984. 519 с.

205. Недопекин Ф.В., Куликов И.В., Белоусов В.В. Численное исследование теплообмена и гидродинамики наполнения изложницы при разливке сверху/Металлы. 1985.-№3.-С. 82-87.

206. Скворцов A.A., Акименко А.Д., Ульянов В.А. Влияние внешних воздействий на процесс формирования слитков и заготовок. М.: Металлургия, 1991. - 216 с.

207. Определение коэффициента эффективной диффузии в жидкой лунке непрерывного слитка / А.И. Тарасенко, A.M. Скребцов, Л.А. Соколов и др. // Непрерывное литьё стали. Вып. 3 М.: Металлургия, 1976. - С. 54 — 58.

208. Исследование процессов перемешивания металла в жидкой сердцевине непрерывного слитка при увеличении скорости литья / Е.А. Казачков, A.M. Скребцов, Л.И. Кужельная и др. // Проблемы стального слитка. М.: Металлургия, 1976. - С. 365 - 368.

209. Дюдкин Д.А. О природе химической неоднородности непрерывного слитка // Известия вузов. Чёрная металлургия. — 1983. №1. - С. 41 — 45.

210. О неравномерности фронта затвердевания при формировании не-прерывнолитых стальных заготовок / A.A. Скворцов, В.А. Ульянов, Е.М. Китаев и др. // Сталь. 1978. - №5. - С. 416 - 419.

211. Акименко А.Д., Гуськов А.И., Скворцов A.A. Исследование гидродинамики разливки стали в кристаллизаторе УНРС // Проблемы стального слитка. М.: Металлургия, 1974. - С. 649 - 653.

212. Исследование затвердевания непрерывного стального слитка методом физического моделирования / А.Д Акименко, A.A. Скворцов, С.П. Сидоров и др. // Проблемы стального слитка. М.: Металлургия, 1974. - С. 609 -611.

213. Акименко А.Д., Скворцов A.A., Гуськов А.И. Выбор масштабов моделирования при исследовании гидродинамики стальных слитков // Известия вузов. Чёрная металлургия. 1983. - №3. - С. 119 - 122.

214. Акименко А.Д., Скворцов A.A., Гуськов А.И. Принципы исследования стали на гидравлических моделях // Физические методы моделирования разливки металла: Сб. науч. тр. / АН УССР (ИПЛ). — Киев: ИПЛ АН УССР. 1975. - С. 21 - 27.

215. Акименко А.Д., Скворцов A.A., Гуськов А.И. Исследование вынужденных и свободных циркуляционных потоков жидкого металла в непрерывном слитке на водяных моделях // Непрерывное литьё стали. Вып. 3 М.: Металлургия, 1976. - С. 46 - 53.

216. Моделирование способов подвода металла в кристаллизатор УНРС / Е.И. Астров, Г.Е. Тягунов, И.Н. Хрыкин и др. // Непрерывная разливка стали. Вып. 2. М.: Металлургия, 1974. - С. 105 - 110.

217. Непрерывная разливка стабилизированной алюминием стали для автолиста за рубежом / Н.И. Сауткин, A.B. Ларин, Н.В. Устинов, В.В. Рябов // Бюллетень НТИ. Чёрная металлургия. 1982. — №3. — С. 16.

218. Бехер Г., Реш В. Непрерывное литьё раскисленных алюминием сталей для глубокой вытяжки // Чёрные металлы. — 1976. —№21. С. 14. .

219. Васильев Б.К., Материкин Ю.В. Гидродинамика разливки стали через погружаемые стаканы в кристаллизаторы МНЛЗ // Прогрессивные способы получения стальных слитков. Сб. науч. тр. / АН УССР (ИПЛ). — Киев: ИПЛ АН УССР. 1980. - С. 33 - 37.

220. Васильев Б.К., Материкии Ю.В. Гидродинамические исследования влияния конструкции погружаемых стаканов на их службу при непрерывном литье стали // Непрерывное литьё стали. Вып. 6. М.: Металлургия, 1979. -С. 52-58.

221. Столяров A.M. Модель процесса формирования переходного участка непрерывнолитых слябов // Теория и технология металлургического производства: Межрегиональный сб. науч. тр. / Под ред. В.М. Колокольцева. Магнитогорск: МГТУ, 2003. Вып.З. - С. 73 - 79.

222. Ефимов В.А. Разливка и кристаллизация стали. М.: Металлургия, 1976.-552 с.

223. Дюдкин Д.А., Крупман Л.И., Максименко Д.М. Усадочные раковины в стальных слитках и заготовках. — М.: Металлургия, 1983. — 136 с.

224. Столяров A.M., Селиванов В.Н. Распределение металла в кристаллизаторе слябовой МНЛЗ / Известия Челябинского научного центра. — 2003. -Вып. 2 (19).-С. 42-45.

225. Построение многозадачных вычислительных систем для математического моделирования металлургических процессов / В.Н. Селиванов, Ю.А. Колесников, Б.А. Буданов, A.M. Столяров, Э.В. Дюльдина // Изв. Вузов. Чёрная металлургия. 2004. - №7. — С. 19 - 22.

226. Селиванов В.Н., Столяров A.M. Математическое моделирование процесса распределения металла в кристаллизаторе слябовой машины непрерывного литья заготовок // Известия высших учебных заведений. Чёрная металлургия. 2004. - №8. - С. 34-35.