автореферат диссертации по металлургии, 05.16.04, диссертация на тему:Разработка и исследование литого железоалюминиевого композита и процесса раскисления им литейных сталей

На правах рукописи

Петровский Павел Владимирович

РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ЛИТОГО ЖЕЛЕЗОАЛЮМИНИЕВОГО КОМПОЗИТА И ПРОЦЕССА РАСКИСЛЕНИЯ ИМ ЛИТЕЙНЫХ СТАЛЕЙ

Специальность 05.16.04. «Литейное производство»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва 2003

Диссертационная работа выполнена в Московском государственном J

институте стали и сплавов (технологическом университете) на кафедре «Технологии литейных процессов»

Научный руководитель 1

доктор технических наук, профессор Тен Э.Б.

1

Официальные оппоненты: '

доктор технических наук, профессор Казаков C.B. '

кандидат технических наук Овчинников A.B.

Ведущее предприятие: ОАО «Коломенский завод» (

Защита состоится «30» октября 2003 года в 10-00 час. на заседании диссертационного совета Д. 212.132.02 по присуждению ученых степеней в области металлургии черных, цветных и редких металлов при Московском государственном институте стали и сплавов (технологическом университете) по адресу: 119049, г. Москва, Ленинский проспект, 6, ауд. А 305.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского государственного института стали и сплавов.

Автореферат разослан eernisjLx 2003 г.

Справки по телефону (095) 237 -8437

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор . —— Семин А.Е.

А

ТА в}

1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. В условиях развивающихся в России рыночных отношений перед производителями сталелитейной продукции остро стоит задача повышения конкурентоспособности продукции — улучшения качества стального литья, снижения доли технологических потерь и снижения себестоимости готовой продукции. Одним из путей решения данной задачи является совершенствование технологии выплавки сталей и, в частности, технологии раскисления. От эффективности раскисления напрямую зависят конечные свойства стали.

В основном в сталелитейном производстве конечное раскисление стали осуществляют алюминием, который имеет высокую раскислительную способность, но при различных остаточных концентрациях в стали может оказывать как положительное, так и отрицательное влияние на ее свойства. Поэтому очень важно обеспечить стабильность процесса раскисления, высокую степень усвоения алюминия и оптимальное его остаточное содержание в стали.

Раскисление стали металлическим алюминием связано с высоким угаром и нестабильностью его усвоения. Это обусловлено низкой плотностью алюминия (2700 кг/м3), которая более чем в 2 раза ниже плотности жидкой стали и ниже плотности шлака. Это затрудняет прогнозирование и стабильное получение остаточного содержания алюминия в стали в наиболее оптимальном интервале 0,03 - 0,05 %.

В настоящее время для повышения степени усвоения алюминия в промышленности применяют различные методы: утяжеление алюминия балластным грузом, принудительное погружение - ввод на штанге или путем прикрепления к стопору ковша, введение в расплав в виде би и три-металлических заготовок, использование ферроалюминиевого сплава или скрап-алюминиевой композитной чушки, путем выстреливания алюминиевых пуль или высокоскоростного ввода в расплав алюминиевой проволоки.

Утяжеление алюминия балластным грузом, принудительное его погружение или использование би и три-металлических заготовок несколько повышают степень его усвоения, однако незначительно. Это в первую очередь обусловлено формированием в расплаве больших капель жидкого алюминия, которые быстро всплывают. Степень усвоения алюминия в жидкой стали существенно повышается при использовании железоалюминиевого сплава и скрап-алюминиевой композитной чушки. Однако их использование не всегда является экономически оправданным ввиду их высокой стоимости. Применение методов введения в расплав проволоки или пуль также позволяет достигнуть высокой степени усвоения алюминия, однако требуют использования дополнительного оборудования и в сталелитейном производстве, ввиду относительно малых объемов

производства, они не используются.

Исходя их вышесказанного, весьма актуальным является разработка высокотехнологичного и экономичного способа раскисления жидкой стали алюминием для сталелитейного производства, который обеспечил бы стабильность процесса раскисления, высокую степень усвоения алюминия и возможность получения его остаточного содержания в стали в оптимальных пределах.

В свете изложенного весьма перспективным представляется применение в качестве раскислителя жидкой стали литого железоалюминиевого композита, состоящего из алюминиевой матрицы и частиц из сплавов на основе железа в качестве армирующего компонента.

Цель работы: Разработка литого железоалюминиевого композита для применения в качестве алюминий содержащего раскислителя жидкой стали, исследование его структуры и свойств, а также эффективности использования при раскислении литейных сталей.

Для достижения поставленных целей в работе решались следующие задачи:

1. Разработать железоалюминиевый литой композит, применимый для раскисления жидкой стали.

2. Разработать технологию получения железоалюминиевого композита методом жидкофазного совмещения матричного и армирующего компонентов.

3. Исследовать структуру и свойства железоалюминиевого композита, а также особенности его взаимодействия с жидкой сталью.

4. Провести опытно-промышленные испытания железоалюминиевого композита и оценить эффективность его применения в сталелитейном производстве.

Научная новизна. 1. Установлен эффект физического совмещения жидкого алюминия с неочищенной стальной или чугунной дробью при струйно-почастичной ее подаче в ненагретом состоянии на поверхность расплава в условиях непрерывного замешивания. Предложена гипотеза, согласно которой переход от несмачивания к смачиванию жидким алюминием поверхности дроби обусловлен параллельно-последовательным протеканием многих процессов - локальным затвердеванием алюминия вокруг частиц дроби с образованием намороженной корки, быстрым прогревом поверхности дроби за счет теплоты кристаллизации, выделением водорода из затвердевшего слоя вследствие изменения растворимости при переходе алюминия из жидкого состояния в твердое, частичным восстановлением выделяющимся водородом оксидной пленки на поверхности дроби и нарушения ее сплошности, смачиванием жидким алюминием (после оплавления затвердевшей корки) участков поверхности дроби с нарушенной сплошностью оксидной плены, подпленочным растеканием жидкого алюминия на поверхности дроби и смывом оксидной пленки.

2. Установлены закономерности формирования переходного слоя в пограничной зоне алюминиевой матрицы и армирующего компонента (дроби): экстремальная зависимость от температуры с максимумом при 840 -880 °С и квадратичная зависимость от продолжительности совмещения компонентов. Определены эффективные значения коэффициента диффузии и энергии активации этого процесса при образовании и растворении интерметаллидного переходного слоя на границе контакта матричного и армирующего компонентов в процессе их жидкофазного совмещения.

3. Предложены представления об особенностях гидродинамического, теплофизического и массообменного взаимодействия при обработке железоалюминиевым композитом жидкой стали в ковше в сравнении с металлическим алюминием, заключающиеся в: большем заглублении траектории витания фрагментов композита в объеме расплава вследствие более высокой его начальной плотности и постепенного ее повышения по

f мере усвоения алюминия жидкой сталью; ведущей роли теплоты окисления

алюминия при малых расходах композита и возрастанием захолаживающей роли дроби по мере увеличения расхода композита, вследствие чего калориметрическое изменение температуры стали при раскислении ее железоалюминиевым композитом имеет экстремальную зависимость; протекании, наряду с процессом растворения алюминия в жидкой стали, также процесса расплавления-растворения в ней дроби, вследствие чего возможно изменение состава стали, главным образом незначительное повышение содержания углерода.

Практическая значимость. 1. Предложен литой железоалюминиевый композит для ввода алюминия в жидкую сталь, содержащий алюминий или его сплавы в качестве матричного компонента и стальную или чугунную дробь в качестве армирующего компонента. Применение его обеспечивает повышение степени усвоения алюминия в два раза, надежное получение остаточного содержания алюминия в требуемом интервале концентраций, более стабильные и высокие показатели механических свойств литой стали.

' 2. Разработан состав литого железоалюминиевого композита,

который при расходе матричного компонента 28 — 34 % обеспечивает получение приемлемого сочетания противоречивых требований по содержанию алюминия, плотности, заполняемости литейной формы и технологичности приготовления.

3. Разработана технология приготовления железоалюминиевого композита методом жидкофазного совмещения компонентов, основанная на струйно-почастичной подаче ненагретой стальной или чугунной дроби на поверхность алюминиевого расплава при ее непрерывном замешивании и обеспечивающая полноту физического совмещения компонентов при наличии оксидной пленки на поверхности дроби.

Апробация работы. Основные положения работы докладывались на: Международной научно-практической конференции «Прогрессивные

литейные технологии» (г. Москва, 2000 г.); Второй международной научно-практической конференции «Прогрессивные литейные технологии» (г. Москва, 2002 г.); V Съезд литейщиков (г. Москва, 2001 г.), VI Съезд литейщиков России (г. Екатеринбург, 2003 г.); Международной научно-практической конференции «Автоматизированный печной агрегат - основа энергосберегающих технологий XXI века»; научных семинарах кафедры «Технологии литейных процессов» МГИСиС (2000 - 2003).

Структура и объем диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, 6 глав, выводов, списка использованных источников и приложений. Работа изложена на страницах машинописного текста, содержит таблиц и рисунков, список использованных

источников насчитывает наименований.

2. МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ

Для приготовления железоалюминиевого композита использовали в качестве матричного компонента алюминий марки АО, вторичный алюминий марки АВ-95 и сплавы АД-31 и АК5М. В качестве армирующего компонента использовали стальную и чугунную дробь марок ДСЛ и ДЧЛ ГОСТ 1196481, а также отсев чугунной дроби.

Железоалюминиевый композит готовили в индукционной печи ИСТ-006. В графито-шамотном тигле вначале расплавляли матричный компонент, затем в него замешивали армирующий компонент. После введения всей дозы армирующего компонента полученную композитную суспензию тщательно перемешивали и затем разливали в изложницы.

Для выявления оптимального температурно-временного режима приготовления железоалюминиевого композита и определения диффузионных констант, характеризующих процесс образования и растворения переходного слоя, температурный режим изменяли в пределах 680 - 960 °С, а продолжительность перемешивания - от 0,5 до 20 мин.

Плотность железоалюминиевого композита определяли расчетным и экспериментальным методами. Экспериментальную плотность находили методом гидростатического взвешивания. Расчетные значения плотности композита находили по правилу аддитивности удельных объемов.

Теплоемкость рассчитывали методом аддитивности, а теплопроводность и электропроводности проводили двумя методами: по методике Тучинского, принятой для каркасных псевдосплавных композитов и методом аддитивности.

Металлографические исследования образцов железоалюминиевого композита и стали проводили на металлографических шлифах при помощи микроскопов «МИМ - 7» и «NEOPHOT - 23».

Исследование структурных составляющих железоалюминиевого композита проводили на сканирующем электронном микроскопе «CamScan», оборудованном системой рентгеноспектрального анализа «AN-10000» (Link)

и волновым спектрометром «WDX-3PC» (Microspec). Изображения получали в отраженных электронах при ускоряющем напряжении 20 кВ. Распределение и изображения в характеристических рентгеновских линиях элементов Fe, Al, Si, Мп проводили на приборе AN-10000, распределения по углероду на WDX-3PC на кристалле LSM-080. Количественный EDX анализ по точкам проводили на приборе AN-10000 при ускоряющем напряжении 20 кВ и токе зонда 1 нА и на сканирующем электронном микроскопе JR LEE (USA) с оптическим эмиссионным спектрометром LABTEST (USA). При этом использовалась программа количественного анализа ZAF-4.

Углеродистую сталь 20JI выплавляли в печи ДСП-6 с кислой футеровкой, а легированную сталь 35X23H7CJI - в печи ДСП 0,5 с основной футеровкой. Оценка эффективности раскисления стали железоалюминиевым композитом производилась по следующим критериям: содержание остаточного алюминия в стали, содержание кислорода, коэффициент ► усвоения алюминия, загрязненность стали неметаллическими включениями,

механические свойства стали.

Содержание остаточного алюминия в стали определяли методом спектрального анализа на спектрографе ИСП-30 с дуговым возбуждением 1 спектра и микрофотометра МФ-2. Содержания остаточного кислорода в

стали определяли методом высокотемпературной газовой экстракции (методом восстановительного плавления) на приборе ТС - 136 фирмы LECO с инфракрасным анализатором (ИК). Температура анализа - 2300 - 2400 °С. Газ - носитель - гелий. Реальная чувствительность прибора - 5 • 10"4 %. Загрязненность стали неметаллическими включениями оценивали по методу JI, ГОСТ 1778-70 при помощи микроскопов «МИМ - 7» и «NEOPHOT - 23» при увеличении хЗОО.

3. РАЗРАБОТКА СОСТАВА И ТЕХНОЛОГИИ ПОЛУЧЕНИЯ ЖЕЛЕЗОАЛЮМИНИЕВОГО КОМПОЗИТА

Сформулированы требования к композитному раскислителю. Он должен иметь плотность выше, чем у шлака (3000 - 3200 кг/м3), обеспечивать простоту технологии ввода в жидкую сталь, стабильность, прогнозируемость и высокую степень усвоения алюминия и быть относительно недорогим. При этом он не должен требовать принудительного погружения или специального оборудования для ввода в жидкую сталь. Один или несколько его компонентов должны обладать высокой раскислительной способностью, находиться в свободном состоянии без образования труднорастворимых интерметаллидов и сохранять свои исходные физические и химические свойства. В своем составе он не должен содержать компоненты, которые могут существенно изменить химический состав выплавляемой стали и отрицательно повлиять на ее конечные свойства. Усвоение композитного раскислителя жидкой сталью должно протекать без ее захолаживания и образования больших капель жидкого алюминия.

Для получения раскислителя в виде композитного материала необходимо обеспечить выполнение условий температурной, физической и химической совместимости компонентов, объемную сплошность, равномерное распределение частиц армирующего компонента в объеме матричного компонента и разливку готовой композитной суспензии в изложницы.

В качестве матричного компонента железоалюминиевого композита приняли алюминий и сплавы на его основе. Они имеют температуру плавления 660 °С и ниже, что позволяет легко обеспечить выполнение условия температурной совместимости компонентов композита. В качестве базового матричного сплава использовали вторичный алюминий марки АВ95. Это обусловлено сочетанием высокого содержания в нем алюминия с относительной дешевизной. Наряду с ним в качестве матричного компонента опробовали алюминий марки АО и алюминиевые сплавы АД 31 и АК5М.

В качестве армирующего компонента приняли стальную и чугунную дробь, а также отсев отработанной в дробеметном аппарате чугунной дроби. По входящим в состав элементам они незначительно отличаются от раскисляемой стали, поэтому при вводе композита в жидкую сталь он не будет существенно изменять ее химический состав. Плотность стальной дроби составляет порядка 7500 кг/м3, чугунной ~ 7000 кг/м3, что обеспечит при определенном соотношении компонентов необходимую плотность композита. Температура плавления стальной дроби около 1500 °С, чугунной

- 1200 °С, что примерно в два раза превышает температуру плавления алюминия, что обеспечит выполнение условия температурной совместимости компонентов. Для улучшения текучести твердо-жидкой суспензии желательна округлая форма частиц, а для обеспечения равномерного его распределения в матрице в наибольшей степени подходят частицы размером 1 — 3 мм.

Разработана технология, позволяющая без предварительного удаления оксидных плен с поверхности дроби осуществлять жидкофазное совмещение компонентов. Сущность ее заключается в струйно-почастичной подаче армирующего компонента на поверхность матричного компонента. При этом происходит локальное намораживание слоя матричного компонента (алюминия) на поверхности частиц армирующего компонента. После оплавления указанного слоя частицы дроби начинают смачиваться жидким алюминием и легко замешиваться в нем. Указанный эффект перехода от несмачивания к смачиванию жидким алюминием поверхности неочищенной дроби, видимо, обусловлен параллельно- последовательным протеканием следующих процессов:

- локальным затвердеванием алюминия вокруг частиц дроби с образованием намороженной корки;

- быстрым прогревом поверхности дроби за счет выделения теплоты кристаллизации алюминия;

- выделением водорода из затвердевающего слоя алюминия вследствие изменения растворимости при переходе из жидкого состояния в твердое;

- частичным восстановлением оксидной пленки на поверхности дроби выделяющимся водородом и разрушением ее сплошности;

смачиванием жидким алюминием (после оплавления затвердевшей корки) участков поверхности дроби, где нарушена сплошность ее поверхности;

- подпленочным растеканием жидкого алюминия на поверхности дроби и смывом оксидной пленки.

Закономерности образования и оплавления корки алюминия на поверхности частиц армирующего компонента изучали численным методом с использованием ЭВМ. В основу расчета взяли уравнение теплового баланса взаимодействия жидкого алюминия с отдельными частицами армирующего компонента (дроби):

ДС>а + ДС>,ф = ЛРдр+Д<Зб, (1)

«ж(Тж -Т0)РДт + рГ,Д5ЬА1Р = сдрРдрДхдр^(Т; -Т,) + Сд,Рд|х6(Т^ -Т,)Р, (2)

где Д(3а, Д<3кр, ДС>Др, ДС>8 - соответственно количество теплоты, подводимое к поверхности корки или дроби от расплава, теплота, выделяющаяся при кристаллизации алюминия, теплота, воспринимаемая частицами армирующего компонента и теплота, воспринимаемая образовавшейся коркой, Дж;

аж - коэффициент теплоотдачи расплава алюминия, Вт/(м2-К);

Тж и Т0_ соответственно температуры расплава и поверхности, с которой расплав соприкасается, °С;

Б и ^ - соответственно площадь поверхности, с которой соприкасается расплав и поверхности сегмента ] толщиной Лхдр, через который воспринимается тепло, м2;

Дт - временной интервал, характерный для данного шага итерации, с;

Ра1 и Рдр - соответственно плотность твердого алюминия и материала армирующего компонента, кг/м3;

Д8 и ха - соответственно толщина корки, образующейся в результате кристаллизации алюминия за период Дт и ее толщина в момент времени т, м;

ЬА1 - теплота кристаллизации алюминия, Дж/кг;

Сдр и сА, - соответственно теплоемкость материала армирующего компонента и твердого алюминия, кг/м3;

ДХд,- шаг итерации, м;

Т; иТг температуры в ^ом слое дроби в момент времени т +Дт их соответственно, °С;

Т5 и Т8 - средние температуры образовавшейся корки в момент времени т +Дт и т соответственно, °С;

Из (1) и (2) получили выражение для расчета приращения толщины корки:

А5 СдрРдах,2Г,(Т; -Т,)-аж(Тж-Т0)Р-Ат + ст;,р>8(Т; -т,)Р

Ра,ЬА1Р (3)

Значения Т ^ и Т^ находили путем решения методом конечных разностей уравнения Фурье в сферических координатах. Результаты расчета приведены на рис. 1. Как видно, в начальные моменты контакта с жидким алюминием толщина намороженной корки на поверхности частиц дроби возрастает практически по линейному закону, затем темп роста замедляется, толщина корки достигает максимального значения, а затем происходит ее оплавление. При этом с увеличением температуры расплава максимум уменьшается, а продолжительность существования корки резко сокращается. При температурах свыше 800 °С продолжительность существования корки составляет менее 0,1 с при ее толщине не более 0,10 - 0,25 мм.

Зависимость толщины образующейся корки алюминия от времени

0 0,1 0,2 _ 0,3 0,4 0,5

Время, с

1,1', Г' - диаметр дроби 6 - 3 мм, температура 700, 800,900 °С

2, 2', 2" - диаметр дроби ё - 2 мм, температура 700, 800, 900 °С

3, 3', 3" - диаметр дроби (1 - 1 мм, температура 700, 800, 900 °С

Рис. 1

Одним из условий получения железоалюминиевого композита является ограничение химического взаимодействия компонентов в процессе жидкофазного совмещения для предотвращения образования чрезмерного количества интерметаллидных фаз и твердых растворов на основе железа и алюминия. Последние будут формироваться в виде переходного слоя и границе контакта компонентов. В случае бесконтрольного протекания процесса матричный и армирующий компоненты могут полностью перейти в интерметаллидную фазу. При этом композитная гетерогенная структура

трансформируется в интерметаллидную, характерную для железоалюминиевого сплава со свойственными ему недостатками. Интенсивность такого взаимодействия зависит от температуры матричного расплава, а степень его развития - от времени приготовления композита. В связи с этим в работе экспериментальным путем оценили влияние температуры и времени приготовления композита на степень химического взаимодействия компонентов. В качестве параметра оценки приняли толщину переходного слоя.

Согласно полученным результатам, изменение толщины переходного слоя в зависимости от температуры носит экстремальный характер - в области низких температур по мере ее увеличения происходит увеличение толщины переходной зоны. При превышении температур ~ 840 °С наблюдается уменьшение толщины переходной зоны. С увеличением времени приготовления толщина переходного слоя вначале увеличивается быстро, но затем его рост замедляется.

Толщина переходного слоя h имеет линейную зависимость от что свидетельствует о протекании процесса в диффузионном режиме. Вследствие этого, для оценки процесса образования переходного слоя воспользовались уравнением:

, 2АС • D *•т

h=—с2^- <4>

где ДС и С - соответственно изменение концентрации алюминия в слое и средняя его концентрация внутри области гомогенности соединения, %;

Ээф - эффективный коэффициент диффузии процесса роста зоны, м2/с

Озф = О0-еЛ (5)

х - время процесса, с;

Do - предэкспоненциальный множитель, м2/с;

Е - энергия активации процесса образования переходного слоя, Дж/моль;

R - универсальная газовая постоянная, Дж/(моль'К);

Т - температура процесса, К.

Значения АС и С были определены по результатам количественного анализа распределения элементов по толщине переходного слоя.

На основании экспериментальных данных определили значения эффективных коэффициентов диффузии при температуре 680 и 720 °С. Из (5) получили выражение для расчета энергии активации процесса:

(l /(R • 993) — 1 /(R • 953))' ( J

где и D™ - эффективные коэффициенты диффузии процесса при 680 и 720 °С соответственно, м2/с.

В результате получили значения эффективных коэффициентов диффузии Бэф процесса образования переходного слоя, которые при

температурах Т - 680 и 720 °С составляют 3,7 10"12 и 8,6'Ю"12 м2/с соответственно. Значение энергии активации процесса Е = 166 кДж/моль, константа Б0 = 4,7-10"3 м2/с.

В основу расчета диффузионных констант процесса растворения переходного слоя в матричном расплаве приняли выражении:

где С(х,т) - концентрация железа на расстоянии х за время т, %; д - количество железа, перешедшего в матрицу за время т с границы фаз, %

х - расстояние от границы фаз, на котором определяется концентрация элемента, м;

Со - концентрация железа на межфазной границе, %.

Подставляя (11) в (10) и логарифмируя выражение получили:

Значения С и С0 определили на основании результатов рентгеноспектрального анализа и приняли, что концентрация железа в матрице вблизи поверхности раздела фаз в условиях механического перемешивания расплава является постоянной и не превышает предел растворимости. Тогда координата х в уравнении (9) характеризует толщину переходного слоя, растворившегося в матрице.

На основании экспериментальных данных и используя уравнение (9) определили значения эффективных коэффициентов диффузии Б'Эф процесса растворения переходного слоя в матрице. При температурах Т - 700, 780 и 1000 °С они составляют соответственно 3,24-10'14, 1,72'Ю'13, 5,5'10"11 м2/с. По аналогии с (6) определили энергию активации процесса Е' - 292 кДж/моль, затем по уравнению (5) нашли константу О0 - 52,7 м2/с.

Общее уравнение, описывающее кинетику процесса взаимодействия матричного и армирующего компонентов на границе фаз в процессе жидкофазного совмещения, имеет следующий вид:

Ьпс = 1,01-74,7 • 10"3 • е-,66000/<8-3,т> • т - 6,73-^52,7 • е-292000,(8'31Т' • т (10)

На рис. 2 графически представлены результаты расчетов. Точки на графиках соответствуют значениям, полученным в результате экспериментов при т = 0,5 - 20 мин, ТсопМ = 700 °С.

Определен наиболее оптимальный термовременной режим приготовления железоалюминиевого композита, при котором температура

(7)

(9)

матричного расплава должна находиться в интервале 680 - 760 °С, при времени замешивания - 10-15 мин, что позволяет ограничить образование переходного слоя до 30 - 70 мкм.

Зависимость толщины переходного слоя от времени

Разработку состава композита осуществляли с учетом образующегося интерметаллидного переходного слоя в структуре композита.

Относительную объемную долю переходного слоя в армирующем компоненте сферической формы нашли по соотношению:

V' = 1-

РсА13 1

Ь^о ~ Ьпс

(И)

где У;еА,з - относительную объемную долю переходного слоя в армирующем компоненте, %;

Яо - радиус дроби, м;

Ьпс - толщина переходного слоя, мкм.

Массовую его долю в армирующем компоненте определили исходя из предположения о том, что переходный слой в основном состоит из РеА13:

I __ЧсАЬ ' РгсАЬ_

(12)

где х'Р(.А|). массовая доля интерметаллида а армирующем компоненте, %; Ррса1, - плотность интерметаллида РеА13, кг/м3; Рдр - плотность материала армирующего компонента, кг/м3. Количество железа, пошедшего на образование интерметаллида, нашли

по соотношению:

где Аре - атомная масса железа; МРеАЬ - молекулярная масса РеА13.

Тогда балансовое уравнение, характеризующее состав композита с учетом присутствия интерметаллида имеет вид:

где хдр - общий расход армирующего компонента на приготовление композита, % масс;

Хд,- массовая доля алюминия, оставшаяся в композите в свободном состоянии, %.

На рис. 3 представлена расчетная зависимость массовой доли алюминия, оставшегося в свободном виде и пошедшего на формирование

,, м ,, масс

матрицы хА1, от общего расхода алюминия хА| на приготовление композита со стальной дробью при средней толщине переходного слоя 50 мкм. Данный график отражает также зависимость объемной доли матрицы Х°б от общего расхода алюминия х",". Точки на графике соответствую объемным долям матрицы, измеренным в экспериментальных образцах композита, при изготовлении которых расход алюминия варьировали от 20 до 50 % ( диаметр дроби 6 = 2 мм). Пунктирная линия соответствует минимальному количеству алюминия, необходимого для заполнения пор между дробью. На основании экспериментов определили, что жидкоподвижность, достаточная для разливки композитной суспензии в изложницы, достигается при расходе алюминия ~ 30 %. При этом значения объемной доли матрицы как со стальной, так и с чугунной дробью составили около 50 %. Расход алюминия для приготовления композита со стальной дробью диаметром <1 = 3 - 1 мм должен составлять 28 - 32 % соответственно (Рис. 4), для композита с чугунной дробью того же диаметра - 30 - 34 %.

При таком составе композит имеет плотность ~ 5000 кг/м3, беспористую структуру с равномерным распределением частиц армирующего компонента в матрице. При этом твердо-жидкая суспензия имеет достаточную для разливки в изложницы жидкоподвижность. При снижении расхода алюминия композит имеет пористое строение и недостаточную жидкоподвижность, а при больших расходах композит имеет неоднородное строение - частицы армирующего компонента распределяются в объеме матрицы неравномерно - в донной части чушки их доля выше, чем в верхней части.

Таким образом, наиболее оптимальные сочетания свойств обеспечиваются при содержании матричного компонента в пределах 30 ± 2 % для композита со стальной дробью, и32±2%-с чугунной дробью.

100 = хдр - хдр • х'РсАЬ • 0,41 + хдр • х'РеА1з

(14)

Зависимость массовой доли свободного алюминия, пошедшего на формирование матрицы Хд, от общего расхода алюминия (11ПС = 50 мкм)

Расход алюминия хА1

, %

Рис. 3

4. ИССЛЕДОВАНИЕ СВОЙСТВ И СТРУКТУРЫ ЖЕЛЕЗОАЛЮМИНИЕВОГО КОМПОЗИТА

Изучены основные свойства железоалюминиевого композита в твердом состоянии и с расплавленным матричным компонентом. Изучение последних обусловлено тем, что в процессе приготовления и в процессе усвоения композитного раскислителя жидкой сталью матричный компонент находится в жидком состоянии, армирующий компонент - в твердом. В качестве параметров свойств композита изучили плотность, теплопроводность, теплоемкость и электропроводность, значения которых для композита с массовой долей матричного компонента 30 % представлены в табл. 1.

Значения электропроводности композита по методу Тучинского отличаются от значений, полученных методом аддитивности на (2 - 3) х 10"6 (~ 18 %). Теплопроводность твердого композита в ~ 2, а теплоемкость - в 1,2 -1,4 раза меньше, чем у алюминия. Это должно обусловливать при прочих равных условиях формирование намороженной корки стали меньшей толщины в начальный период после ввода раскислителя в расплав и ранее начало растворения в нем алюминия, чем в случае обработки стали металлическим алюминием.

Структура железоалюминиевого композита имеет макрогетерогенное строение в виде равномерно распределенных частиц армирующего компонента (дроби) в алюминиевой матрице (Рис. 4). В ней композита четко выявляются три структурных составляющих. Наряду с матричным и армирующим компонентами, на границе раздела имеется переходный слой, который при изучении структуры композита по изображению в отраженных

электронах можно идентифицировать по серой кайме вокруг светлых частиц армирующего компонента на темном фоне матричного компонента.

Таблица 1

Основные свойства железоалюминиевого композита

№ Наименование свойств Вариант композита

А1 -стальная дробь А1 -чугунная дробь

1 Плотность Ртв/Ртв-ж, кг/м3 4810/4504 4750/4380

2 Теплоемкость Ств,/Ств.ж, Дж/кг-К 804/849 671/716

3 Теплопроводность Хп/Кв-ж, Вт/м-К 112/70 105/64

4 Электропроводность утв/утв-ж- 10б, 1/Ом-м 16,0/9,2 13,5/7,0

Макроструктура железоалюминиевого композита алюминий - стальная дробь (а) и алюминий - отсев чугунной дроби (б)

а, х 3,6 б, х 4,5

Рис.4

Изучены закономерности распределения основных элементов (А1, Бе. С, Мп), входящих в состав матричного и армирующего компонентов, на границе их взаимодействия. I

Результаты количественного точечного анализа графически представлены на рис. 5. Анализ полученных данных показывает, что переходный слой, в свою очередь, неоднороден и подразделяется на три зоны. Распределение основных элементов армирующего(железа) и '

матричного (алюминия) компонентов по толщине переходного слоя хорошо коррелируют со строением переходного слоя. В первой зоне содержание железа на границе с ядром дроби составляет 98 - 99 %, а на границе со второй зоной - 40 - 43 %. Содержание алюминия при этом увеличивается от ~ 0 до 54 - 60 %. Переменный состав переходного слоя отвечает состоянию твердого раствора алюминия в железе. В средней (второй) зоне содержание железа и алюминия на всем протяжении зоны относительно стабильны и равны соответственно 35 - 45 и 54 - 65 %. Стабильность состава и структуры

отвечает формированию этой зоны из интерметаллида РеАЬ- В третьей зоне содержание железа и алюминия составляют соответственно 16 - 35 (30) и 65 - 84 (70) %. При таком соотношении количества железа и алюминия в равновесии находятся две фазы - А1 (твердый раствор железа в алюминии) и интерметаллид РеАЬ. В структуре этой зоны темная составляющая представляет собой А1, а серая составляющая - РеАЬ.

Результаты количественного анализа переходного слоя композитов алюминий - стальная дробь (а) и алюминий - отсев чугунной дроби (б)

40 80 120 160

Расстояние от точки хо, мкм

200

0 40 80 120 160

Расстояние от точки хо, мкм

Содержание марганца и кремния в армирующем компоненте составляют соответственно 0,5 - 0,7 и 0,9 - 1,3 %, в переходной зоне их концентрации падают в направлении матричного компонента с ~ 0,4 - 0,6 до 0,1 % и менее. В матричном компоненте содержания марганца и кремния не превышают 0,1 %. Полученные данные говорят о незначительном развитии взаимодействия матричного и армирующего компонентов в процессе жидкофазного совмещения и сохранении в литом композите армирующего и матричного компонентов в целом в исходном физическом состояниях.

Рис. 5

5. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ЖЕЛЕЗОАЛЮМИНИЕВОГО КОМПОЗИТА С ЖИДКОЙ СТАЛЬЮ

Выявлены отличительные аспекты поведения железоалюминиевого композита при введении его в жидкую сталь. При вводе его в расплав при выпуске последнего из печи в ковш куски раскислителя вовлекаются в циркуляционные потоки, формирующиеся в ковше: сначала погружаются вглубь расплава, затем поднимаются вверх и движутся к точке встречи струи падающего расплава со свободной поверхностью, затем струей снова увлекаются вглубь расплава. При выпуске жидкой стали со шлаком, если плотность раскислителя меньше плотности шлака, куски его пересекают границу металл-шлак и не возвращаются обратно в расплав, что имеет место при раскислении стали металлическим алюминием.

Главным отличием поведения композитного раскислителя от металлического алюминия является то, что при выпуске жидкой стали со шлаком он не пересекает границу металл - шлак, а перемещается к оси ковша и вновь вовлекается потоком струи вглубь расплава. Это обусловлено тем, что, в отличие от металлического алюминия, плотность железоалюминиевого композита больше, чем у шлака. Кроме того, повышенная плотность композита обеспечит большую глубину погружения кусков и большую продолжительность их пребывания в расплаве.

Усвоение жидкой сталью раскислителей, вводимых в ковш с расплавом в виде кускового материала включает стадии прогрева и плавления кускового материала, растворения раскислителя в жидкой стали и распределения растворенного раскислителя по объему расплава в ковше.

Усвоение легкоплавких раскислителей жидкой сталью в ковше реализуется в четыре стадии: при погружении в расплав на поверхности куска из-за захолаживающего его воздействия образуется твердая корка стали. В период ее существования внутри происходит прогрев и расплавление раскислителя. Затем твердая корка оплавляется и после этого расплавленный раскислитель растворяется в жидкой стали. По такому механизму происходит усвоение металлического алюминия в жидкой стали.

Механизм усвоения железоалюминиевого композита имеет много общего с механизмом усвоения алюминия, но есть и несколько существенных отличий (рис. 6). За счет меньшей теплопроводности и более низкой теплоемкости по сравнению с алюминием, на поверхности куска композитного раскислителя при прочих равных условиях должна образовываться более тонкая корка намороженной стали. К моменту расплавления корки матричный компонент композита находится в жидком состоянии, а армирующий компонент - в твердом. При этом он конвективным потоками будет диспергироваться в объеме жидкой стали на отдельные фрагменты. Это предотвращает формирование крупных капель алюминия.

Возможный механизм усвоения композита в жидкой стали

О I II III IV

I - образование твердой корки; II - расплавление алюминия; III -диспергирование композита на фрагменты и растворение алюминия; IV -расплавление дроби.

1 - жидкая сталь; 2 - твердый композит; 3 - слой затвердевшей стали; 4 -композит с жидкой алюминиевой матрицей и твердым армирующим компонентом.

Рис. 6

Расчетным путем оценены тепловые эффекты взаимодействия жидкой стали с композитным раскислителем, металлическим алюминием и железоалюминиевым сплавом.

В случае раскисления стали мегаллическим алюминием уравнение теплового баланса имеет вид:

ддж=д<3А. (15)

где Д<3Ж и ДС>А1 - соответственно изменение теплосодержания жидкой стали при раскислении алюминием и суммарный тепловой эффект усвоения алюминия жидкой сталью, Дж/кг.

хж • сж • дтж - ДчГ+^+Дчл7+к* • ДчГ"+ДчГ , (16)

хж - массовая доля жидкой стали, %. хж = 100 %;

сж - теплоемкость жидкой стали, Дж/(кг-К);

ДТЖ - изменение температуры жидкой стали, °С;

ДЯд*ф, Дя™ и Дяд7 - соответственно удельные расходы тепла на нагрев до температуры плавления, на расплавление и на перегрев алюминия до температуры жидкой стали, Дж/кг;

Дя^'и - соответственно тепловые эффекты растворения

алюминия и реакции раскисления стали алюминием, Дж/кг;

К* - коэффициент эффективного использования алюминия: КЙ =1^/100,

т|а1 - коэффициент усвоения алюминия, %.

При расчете также учитывался коэффициент эффективного

использования алюминия Кд*.

При раскислении стали железоалюминиевым сплавом уравнение теплового баланса имеет вид:

AQK=AQFeAI = Aqrj1+Aq-eA1 + Aq^, + AqS + K^.ACra + Aq^ (17)

где AQfcai ~ тепловой эффект растворения ферроалюминиевого сплава в жидкой стали, Дж/кг;

^4peAi > AqicAi > AqpJv, и Aq^- соответственно удельные расходы тепла на нагрев до температуры плавления, расплавление, перегрев до температуры жидкой стали и разложение ферроалюминиевого сплава, Дж/кг.

В случае раскисления стали композитным раскислителем уравнение теплового баланса имеет вид:

AQ* = AQai + АОдр = AQai + Aq7 + Aq™ + Aq"p (1 g)

где АОдр - тепловой эффект растворения дроби в жидкой стали, Дж/кг;

А „натр * ш1 а«пср

Aqap , Aqip и АЧдр - соответственно удельные расходы тепла на нагрев до температуры плавления, на расплавление и на перегрев дроби до температуры жидкой стали, Дж/кг.

В соответствии с результатом экспериментального определения, в расчетах приняли коэффициент эффективного использования алюминия: для металлического алюминия 0,42, для ферроалюминиевого сплава К^ -0,80 и для железоалюминиевого композита К^- 0,89.

Полученные расчетные зависимости приведены на рис. 7. На графике пунктирная линия соответствует изменению температуры расплава при стопроцентном усвоении алюминия. При раскислении стали металлическим алюминием изменение калориметрической температуры жидкой стали при небольших расходах (менее 0,05 %) должна монотонно увеличиваться вплоть до ДТ » 15 °С. Однако, из-за низкой эффективности использования алюминия (42 %) этого не происходит, и ожидаемый тепловой эффект достигается лишь при расходе алюминия более ~ 0,20 %. При расходе композита на раскисление в пределах 0,27 - 0,50 % (0,08 - 0,15 % AI), повышение температуры расплава (ДТ « Ц - 9 °С) более существенно, чем при раскислении жидкой стали железоалюминиевым сплавом (ДТ «7-2 °С) и сопоставимо с тепловым эффектом раскисления расплава металлическим алюминием (ДТ «9-13 °С).

Расчетным путем оценили изменение химического состава стали при раскислении ее железоалюминиевым композитом. Изменение содержания углерода в жидкой стали при раскислении композитом со стальной дробью и его расходе в пределах 0,33 - 0,67 % (0,1 - 0,2 %А1), массовая доля углерода в стали увеличивается на 0,001 - 0,003 %, а при раскислении стали композитом с чугунной дробью - на 0,005 - 0,012 %. Поэтому при раскислении композитным раскислителем углеродистых сталей науглероживание расплава можно не учитывать. При раскислении нержавеющих и других сталей, в которых массовая доля углерода ограничивается 0,1 % и ниже, необходимо использовать композит со стальной дробью. Изменение содержания кремния и марганца

незначительны. Прирост содержания кремния при данных расходах не превышает 0,01%, марганца - 0,004%, а серы и фосфора - 0,0004%.

Изменение температуры жидкой стали при раскислении

Расход алюминия, %

1, Г - раскисление металлическим алюминием; 2, - раскисление композитом алюминий - чугунная дробь; 3, - раскисление композитом алюминий -стальная дробь; 4, - раскисление ферроалюминиевым сплавом

Рис.7

6. ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ РАСКИСЛЕНИЯ ЛИТЕЙНЫХ СТАЛИ ЖЕЛЕЗОАЛЮМИНИЕВЫМ КОМПОЗИТОМ

Эффективность раскисления углеродистой стали 20Л железоалюминиевым композитом определяли по результатам 20 производственных плавок, проведенных на Люблинском литейно-механическом заводе (ЛЛМЗ). Сталь выплавляли в дуговой печи ДСП-6 с кислой футеровкой. Для раскисления стали по серийной технологии на дно ковша перед выпуском забрасывали чушковый алюминий в количестве 1,5 кг на тонну стали. Количество водимого в жидкую сталь железоалюминиевого композита в пересчете на чистый алюминий варьировали от 0,7 до 1,0 кг на тонну стали. Раскисление осуществляли путем подачи кусков композита под струю жидкой стали при выпуске ее из печи в ковш. Подачу композита начинали при наполнении ковша металлом на '/, - 'Л его высоты.

Эффективность раскисления стали оценивали по степени усвоения алюминия, изменению содержания кислорода и механических свойств

готовой стали. Результаты оценки эффективности раскисления стали железоалюминиевым композитом представлены в табл. 2.

Таблица 2

Параметры эффективности раскисления жидкой стали алюминием

Параметры процесса раскисления стали алюминием Ва риант раскисления

Al (С) Fe-Al композит

01 02 03

1. Расход алюминия на раскисление А1,в, % 0,150 0,0933 0,0793 0,0717

2. Остаточное содержание алюминия в

стали А1ост, % 0,0250 0,038 0,0337 0,0263

3. Содержание кислорода:

До введения алюминия [0]ь % 0,042 0,0453 0,0413 0,0407

После введения алюминия [0]ц, % 0,0087 0,0083 0,0079 0,0081

4. Расход алюминия на связывание

кислорода ДА1[0], % 0,0375 0,0416 0,0377 0,0367

5. Коэффициент усвоения алюминия >/Аь % 41,7 85,4 89,9 87,8

При раскислении стали железоалюминиевым композитом даже при вдвое меньшем расходе алюминия содержание кислорода уменьшается сильнее (на 80 - 82 %), чем в серийных плавках (на ~ 79 %). Коэффициент усвоения "Пд! алюминия в стали оценивали по соотношению:

ЛА1 =-

[Al^+AÍAll

Al

•100%

(19)

где А1ВВ0Д и [А1]ост - соответственно общий расход и остаточное содержание алюминия в стали, %;

Д[А1]раск - алюминий, пошедший на реакцию с кислородом, %.

Коэффициент усвоения алюминия Т1А1 при раскислении железоалюминиевым композитом составляет 85 - 90 %, тогда как в серийных плавках он составляет ~ 42 %. Причем при введении алюминия в виде композитного раскислителя в количестве ~ 0,08 % коэффициент усвоения алюминия достигает максимального значения (~ 90 %).

При раскислении стали композитным раскислителем разброс значений остаточного алюминия значительно сужается, что позволяет достаточно точно и гарантированно обеспечивать требуемое содержание остаточного алюминия.

Путем обработки экспериментальных данных получена эмпирическая зависимость, позволяющая рассчитать необходимое количество вводимого железоалюминиевого композита в зависимости от требуемого количества остаточного алюминия в стали:

А1ввод = 1,92 [А1]ост + 0,017

(20)

При перечете на расход композитного раскислителя вместо (20) получаем:

хк = 6,4[А1]ост +0,057 (21)

где хк - расход композитного раскислителя, %.

Для проверки полученной эмпирической зависимости была проведена опытная плавка стали 20Л в печи ДСП-10. Раскисление стали осуществляли железоалюминиевым композитом в количестве 0,15 % по алюминию. Содержание остаточного алюминия в стали составило 0,063 %. Расчетное количество остаточного алюминия в стали А1ост при данном расходе композита согласно уравнению (22) составляет 0,069 %.

Для оценки качества стали, раскисленной композитом изучали загрязненность ее неметаллическими включениями. Выявлено присутствие сульфидов третьего типа и отсутствие сульфидов второго типа. В то же время при раскислении стали металлическим алюминием из-за нестабильности его усвоения, в части плавок сульфидные включения присутствуют в виде эвтектических выделений по границам зерен. Размеры, форма и количество оксидных включений не имеют существенных отличий в образцах сталей, раскисленных как железоалюминиевым композитом, так и чушковым алюминием.

При оценке влияния раскисления стали железоалюминиевым композитом на ее механические свойства выявлено некоторое увеличение показателей пластичности и ударной вязкости стали, раскисленной железоалюминиевым композитом по сравнению со сталью, раскисленной металлическим алюминием.

Таким образом, проведенные испытания железоалюминиевого композита подтвердили высокую эффективность применения его в качестве раскислителя углеродистой стали. Он обеспечивает высокую степень усвоения алюминия расплавом, прогнозируемое остаточное его содержание в литой стали, возможность гарантированного получения в ней оптимального содержания алюминия и улучшение за счет этого показателей механических свойств.

Эффективность раскисления железоалюминиевым композитом легированной стали оценивали по результатам производственных плавок, проведенных на Товарковском заводе высоковольтной арматуры (ТЗВА). Сталь марки 35Х23Н7СЛ выплавляли в печи ДСП 0,5 по серийной технологии, принятой на ТЗВА. В качестве параметров оценки эффективности раскисления были взяты те же, что и для легированной стали. По технологии, принятой на ТЗВА, раскисление стали осуществляют в две стадии: предварительно - в печи путем ввода в расплав на штанге чушкового алюминия в количестве ~0,8 - 1,0 кг/тн за 2 - 3 минут до выпуска, и окончательного - в ковше вместимостью 500 кг чушковым алюминием в количестве ~ 0,8 -1,0 кг/тн и силикокальцием в количестве ~1,0 кг/тн.

В опытных плавках раскисление стали проводили также в два приема, но только железоалюминиевым композитом. При общем расходе

композитного раскислителя 5 кг/тн (1,2 кг/т А1) на первой стадии вводили 55 %, на второй -45 %.При окончательном раскислении подачу композитного раскислителя осуществляли под струю жидкой стали при выпуске ее из печи в ковш.

Результаты опытных и серийных плавок приведены в табл. 3. Как видно, при использовании композитного раскислителя содержание остаточного алюминия в стали после раскисления в среднем составляет 0,042 %. В то же время при раскислении стали по заводской технологии, несмотря на больший в 1,5 раза расход алюминия, остаточное его содержание составляет 0,028 %. Причем в первом случае удается во всех плавках уложиться в оптимальный интервал (0,03 - 0,05 %) содержания остаточного алюминия, тогда как во втором случае в половине плавок оно ниже этого интервала.

Таблица 3

Параметры эффективности раскисления жидкой стали алюминием

Вариант раскисления

Параметры процесса раскисления стали алюминием А1 + силико- Рс-А1

кальций композит

1. Расход алюминия на раскисление А1вв, % 0,180 0,120

2. Остаточное содержание алюминия в стали А1ост, % 0,028 0,042

3. Содержание кислорода:

4. До введения алюминия [0]ь % 0,041 0,040

После введения алюминия [0]ц, % 0,029 0,0023

5. Расход алюминия на связывание кислорода АА1соь % 0,013 0,019

6. Коэффициент усвоения алюминия г]М, % 50,4 22,8

Таким образом, при раскислении стали композитным раскислителем содержание кислорода уменьшается в среднем с 0,040 до 0,023 %, при раскислении чушковым алюминием — с 0,041 до 0,029. При этом общее снижение содержания кислорода в первом случае в среднем - 43 %, во втором - 29%. Как видно, при раскислении стали железоалюминиевым композитом достигается более глубокая очистка от растворенного кислорода.

Согласно полученным результатам, коэффициент усвоения алюминия при раскислении легированной стали железоалюминиевым композитом составил в среднем 50 %, а при раскислении ее по серийной технологии - 23 %. Эффективный расход алюминия при раскислении легированной стали железоалюминиевым композитом ниже, чем при раскислении углеродистой стали. Это, вероятно, связано с использованием разливочного ковша малой вместимости.

Общее количество неметаллических включений в стали, раскисленной железоалюминиевым композитом, ниже, чем в стали, раскисленной чушковым алюминием с использованием силикокальция. При этом, в первом случае преобладают глобулярные включения небольших размеров. По результатам металлографического исследования можно

предположить, что они представляют собой силикаты и алюмосиликаты. Количество оксидов неправильной формы, сульфидов и оксисульфидов незначительно. В стали, раскисленной чушковым алюминием с силикокальцием, преобладают оксиды неправильной формы и оксисульфиды. Количество глобулярных включений незначительно.

При исследовании излома и макрошлифов из образцов стали, раскисленной железоалюминиевым композитом, было обнаружено значительное измельчение макроструктуры по сравнению с образцами из стали, раскисленной чушковым алюминием с силикокальцием. Видимо, железоалюминиевый композит обладает не только раскислительным, но также и модифицирующим потенциалом.

Таким образом, при раскислении углеродистой и легированной стали железоалюминиевый композит обеспечивает более высокую эффективность в сравнении с металлическим алюминием. При прочих равных условиях удельный расход алюминия при применении железоалюминиевого композита может быть снижен в 2 раза. При этом достигается более высокая стабильность результатов раскисления и повышение качества литой стали.

ВЫВОДЫ

1. На основе анализа известных способов ввода алюминия в жидкую сталь и с учетом их достоинств и недостатков сформулированы требования к алюминий содержащему раскислителю и показано, что такие требования могут быть обеспечены при использовании для этих целей железоалюминиевого композита.

2. Разработан литой железоалюминиевый композит, содержащий алюминий или его сплавы в качестве матричного компонента и стальную (или чугунную) дробь в качестве армирующего компонента, который при расходе матричного компонента 30 (32) ± 2 % обеспечивает получение наиболее приемлемого сочетания противоречивых требований по содержанию алюминия, плотности, заполняемости литейной формы и технологичности приготовления.

3. Разработана технология приготовления железоалюминиевого композита методом жидкофазного совмещения компонентов, основанная на струйно-почастичной подаче ненагретой стальной или чугунной дроби на поверхность алюминиевого расплава при ее непрерывном замешивании и обеспечивающая полноту физического совмещения компонентов при наличии оксидной пленки на поверхности дроби.

4. Установлен эффект физического совмещения жидкого алюминия с неочищенной стальной или чугунной дробью при струйно-почастичной ее подаче в ненагретом состоянии на поверхность расплава в условиях непрерывного замешивания. Предложена гипотеза, согласно которой переход от несмачивания к смачиванию жидким алюминием поверхности дроби обусловлен параллельно-последовательным протеканием многих процессов -

локальным затвердеванием алюминия вокруг частиц дроби с образованием намороженной корки, быстрым прогревом поверхности дроби за счет теплоты кристаллизации, выделением водорода из затвердевшего слоя вследствие изменения растворимости при переходе алюминия из жидкого состояния в твердое, частичным восстановлением выделяющимся водородом оксидной пленки на поверхности дроби и нарушения ее сплошности, смачиванием жидким алюминием (после оплавления затвердевшей корки) участков поверхности дроби с нарушенной сплошностью оксидной плены, подпленочным растеканием жидкого алюминия на поверхности дроби и смывом оксидной пленки.

5. Показано, что железоалюминиевый композит, наряду с алюминиевой матрицей и равномерно распределенными в ней частицами армирующего компонента включает переходный слой в их пограничной зоне, состоящий из железоалюминиевых интерметаллидов и твердых растворов. Установлены закономерности формирования переходного слоя: экстремальная зависимость от температуры с максимумом при 840 - 880 "С и квадратичная зависимость от продолжительности совмещения компонентов. Определены эффективные значения коэффициента диффузии и энергии активации этого процесса при образовании (D^ = 3,7-10'12 - 8,6-10"12 м2/с при Т- 680 - 720 °С, Е = 166 кДж/моль) и растворении (D'^ = 3,24-10"14 - 5,5'Ю"11 м2/с соответственно при Т- 700 - 1000 °С, Е' - 292 кДж/моль) интерметаллидного переходного слоя на границе контакта матричного и армирующего компонентов в процессе их жидкофазного совмещения.

6. Предложены представления об особенностях гидродинамического, теплофизического и массообменного взаимодействия' при обработке железоалюминиевым композитом жидкой стали в ковше в сравнении с металлическим алюминием, заключающиеся в: большем заглублении траектории витания фрагментов композита в объеме расплава вследствие более высокой его начальной плотности и постепенного ее повышения по мере усвоения алюминия жидкой сталью; ведущей роли теплоты окисления алюминия при малых расходах композита и возрастанием захолаживающей роли дроби по мере увеличения расхода композита, вследствие чего калориметрическое изменение температуры стали при раскислении ее железоалюминиевым композитом имеет экстремальную зависимость; протекании, наряду с процессом растворения алюминия в жидкой стали, также процесса расплавления-растворения в ней дроби, вследствие чего возможно изменение состава стали, главным образом незначительное повышение содержания углерода.

7. Подтверждена высокая эффективность ввода алюминия в жидкую сталь в виде железо алюминиевого композита. Согласно результатам производственных испытаний степень усвоения алюминия при этом стабильно составляет для углеродистой стали 85-90 %, для легированной - 50 %, тогда как при раскислении стали металлическим алюминием она не стабильна и в среднем в два раза ниже. Применение способа позволяет при вдвое меньшем расходе алюминия гарантированно получить в литой стали

остаточное содержание алюминия в требуемом интервале концентраций,

обеспечивая тем самым более стабильные и высокие показатели ее

механических свойств.

Основное содержание диссертации изложено в публикациях:

1. Тен Э. Б., Петровский П. В. Предпосылки применения железо-алюминиевого композита для раскисления стали. // Известия вузов. Черная металлургия. 2002. №5. - с. 38 - 41.

2. Тен Э. Б., Петровский П. В. Новый раскислитель стали. // Тезисы докл. межд. научно-практич. конф. «Прогрессивные литейные технологии», посвящ. 70 - летию каф. ТЛП МГИСиС. М.: МГИСиС. 2000. - с. 89 - 90.

3. Тен Э. Б., Петровский П. В. Теплофизические аспекты обработки жидкой стали Fe - А1 композитным раскислителем. // Тезисы докл. межд. научно-практич. конф. «Автоматизированный печной агрегат - основа энергосберегающих технологий металлургии XXI века. Москва. 2000. - с. 284-286.

4. Тен. Э. Б. Петровский П. В. Железо-алюминиевый композитный раскислитель жидкой стали. // Труды 5-го съезда литейщиков. М.: Радуница. 2001. - с. 178 - 180.

5. Тен. Э. Б. Петровский П. В., Nam Ch. W. Разработка композиционных материалов металлургического назначения. // Труды российско-корейской юбилейной научно-практич. конф. М.: РАН. 2001. - с. 165 - 169.

6. Тен Э. Б., Петровский П. В. Взаимодействие компонентов при получении литых железоалюминиевых композитов. // Труды VI съезда литейщиков России. Том 1. Екатеринбург: УГТУ - УПИ. 2003. - с. 147 - l sn

Отпечатано с готовых оригинал-макетов в типографии Издательства «Учеба» МИСиС, 117419, Москва, ул. Орджоникидзе, 8/9 Тел.: 954-73-94, 954-19-22 ЛР №01151 от 11.07.01

Формат 60 х 90 '/¡6 Усл. п. л. 1,75

Бумага офсетная Печать офсетная

Тираж 100 экз. Заказ 278

ВВЕДЕНИЕ.

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА.

1.1. Роль алюминия в литейных сталях.

1.2. Обработка жидкой стали алюминием и оценка способов его ввода в расплав.

Краткие выводы, цели и задачи исследования.

2. МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ.

2.1. Объект исследования.

2.2. Исходные материалы.

2.3. Методика приготовления железоалюминиевого композита.

2.4. Методика исследования структуры и свойств железоалюминиевого композита.

2.4.1. Определение плотности.

2.4.2. Определение структурных составляющих.

2.5. Методика определения алюминия, кислорода, неметаллических включений в стали и ее механических свойств.

3. РАЗРАБОТКА СОСТАВА И ТЕХНОЛОГИИ ПОЛУЧЕНИЯ ЖЕЛЕЗОАЛЮМИНИЕВОГО КОМПОЗИТА.

3.1. Требования к композитному раскислителю жидкой стали.

3.2.Условия получения литого композитного раскислителя.

3.3. Выбор матричного и армирующего компонентов.

3.3.1 Выбор матричного компонента.

3.3.2. Выбор армирующего компонента.

3.4. Разработка технологии жидкофазного совмещения компонентов.

3.5. Оценка взаимодействия компонентов композита.

3.6. Разработка состава.

3.7. Краткие выводы.

4. ИССЛЕДОВАНИЕ СВОЙСТВ И СТРУКТУРЫ ЖЕЛЕЗОАЛЮМИНИЕВОГО КОМПОЗИТА.

4.1. Исследование свойств.

4.2. Исследование структуры.

4.3. Краткие выводы.

5. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ЖЕЛЕЗОАЛЮМИНИЕВОГО КОМПОЗИТА С ЖИДКОЙ СТАЛЬЮ.

5.1. Прогнозируемый механизм взаимодействия.

5.2. Оценка теплового эффекта. > 5.3. Оценка изменения химического состава жидкой стали. ip 5.4. Краткие выводы.

6. ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ РАСКИСЛЕНИЯ ЖИДКОЙ СТАЛИ ЖЕЛЕЗОАЛЮМИНИЕВЫМ КОМПОЗИТОМ.

6.1. Оценка эффективности раскисления углеродистой стали.

6.2. Оценка эффективности раскисления легированной стали.

6.3. Краткие выводы.

Актуальность работы. В условиях развивающихся в России рыночных отношений перед производителями сталелитейной продукции остро стоит задача повышения конкурентоспособности продукции - улучшения качества стального литья, снижения доли технологических потерь и снижения себестоимости готовой продукции. Одним из путей решения данной задачи является совершенствование технологии выплавки сталей и, в частности, технологии раскисления. От эффективности раскисления напрямую зависят конечные свойства стали.

В основном в сталелитейном производстве конечное раскисление стали осуществляют алюминием, который имеет высокую раскислительную способность, но при различных остаточных концентрациях в стали может оказывать как положительное, так и отрицательное влияние на ее свойства. Поэтому очень важно обеспечить стабильность процесса раскисления, высокую степень усвоения алюминия и оптимальное его остаточное содержание в стали.

Раскисление стали металлическим алюминием связано с высоким угаром и нестабильностью его усвоения. Это обусловлено низкой плотностью алюминия (2700 кг/м3), которая более чем в 2 раза ниже плотности жидкой стали и ниже плотности шлака. Это затрудняет прогнозирование и стабильное получение остаточного содержания алюминия в стали в наиболее оптимальном интервале 0,03 - 0,05 %.

В настоящее время для повышения степени усвоения алюминия в промышленности применяют различные методы: утяжеление алюминия балластным грузом, принудительное погружение - ввод на штанге или путем прикрепления к стопору ковша, введение в расплав в виде би и три-металлических заготовок, использование ферроалюминиевого сплава или скрап-алюминиевой композитной чушки, путем выстреливания алюминиевых пуль или высокоскоростного ввода в расплав алюминиевой проволоки.

Утяжеление алюминия балластным грузом, принудительное его погружение или использование би и три-металлических заготовок несколько повышают степень его усвоения, однако незначительно. Это в первую очередь обусловлено формированием в расплаве больших капель жидкого алюминия, которые быстро всплывают. Степень усвоения алюминия в жидкой стали существенно повышается при использовании железоалюминиевого сплава и скрап-алюминиевой композитной чушки. Однако их использование не всегда является экономически оправданным ввиду их высокой стоимости. Применение методов введения в расплав проволоки или пуль также позволяет достигнуть высокой степени усвоения алюминия, однако требуют использования дополнительного оборудования и в сталелитейном производстве, ввиду относительно малых объемов производства, они не используются.

Исходя их вышесказанного, весьма актуальным является разработка высокотехнологичного и экономичного способа раскисления жидкой стали алюминием для сталелитейного производства, который обеспечил бы стабильность процесса раскисления, высокую степень усвоения алюминия и возможность получения его остаточного содержания в стали в оптимальных пределах.

В свете изложенного весьма перспективным представляется применение в качестве раскислителя жидкой стали литого железоалюминиевого композита, состоящего из алюминиевой матрицы и частиц из сплавов на основе железа в качестве армирующего компонента.

Цель работы: Разработка литого железоалюминиевого композита для применения в качестве алюминий содержащего раскислителя жидкой стали, исследование его структуры и свойств, а также эффективности использования при раскислении литейных сталей.

Для достижения поставленных целей в работе решались следующие задачи:

1. Разработать железоалюминиевый литой композит, применимый для раскисления жидкой стали.

2. Разработать технологию получения железоалюминиевого композита методом жидкофазного совмещения матричного и армирующего компонентов.

3. Исследовать структуру и свойства железоалюминиевого композита, а также особенности его взаимодействия с жидкой сталью.

4. Провести опытно-промышленные испытания железоалюминиевого композита и оценить эффективность его применения в сталелитейном производстве.

Научная новизна. 1. Установлен эффект физического совмещения жидкого алюминия с неочищенной стальной или чугунной дробью при струйно-почастичной ее подаче в ненагретом состоянии на поверхность расплава в условиях непрерывного замешивания. Предложена гипотеза, согласно которой переход от несмачивания к смачиванию жидким алюминием поверхности дроби обусловлен параллельно-последовательным протеканием многих процессов - локальным затвердеванием алюминия вокруг частиц дроби с образованием намороженной корки, быстрым прогревом поверхности дроби за счет теплоты кристаллизации, выделением водорода из затвердевшего слоя вследствие изменения растворимости при переходе алюминия из жидкого состояния в твердое, частичным восстановлением выделяющимся водородом оксидной пленки на поверхности дроби и нарушения ее сплошности, смачиванием жидким алюминием (после оплавления затвердевшей корки) участков поверхности дроби с нарушенной сплошностью оксидной плены, подпленочным растеканием жидкого алюминия на поверхности дроби и смывом оксидной пленки.

2. Установлены закономерности формирования переходного слоя в пограничной зоне алюминиевой матрицы и армирующего компонента (дроби): экстремальная зависимость от температуры с максимумом при 840 -880 °С и квадратичная зависимость от продолжительности совмещения компонентов. Определены эффективные значения коэффициента диффузии и энергии активации этого процесса при образовании и растворении интерметалл и дного переходного слоя на границе контакта матричного и армирующего компонентов в процессе их жидкофазного совмещения.

3. Предложены представления об особенностях гидродинамического, теплофизического и массообменного взаимодействия при обработке железоалюминиевым композитом жидкой стали в ковше в сравнении с металлическим алюминием, заключающиеся в: большем заглублении траектории витания фрагментов композита в объеме расплава вследствие более высокой его начальной плотности и постепенного ее повышения по мере усвоения алюминия жидкой сталью; ведущей роли теплоты окисления алюминия при малых расходах композита и возрастанием захолаживающей роли дроби по мере увеличения расхода композита, вследствие чего калориметрическое изменение температуры стали при раскислении ее железоалюминиевым композитом имеет экстремальную зависимость; протекании, наряду с процессом растворения алюминия в жидкой стали, также процесса расплавления-растворения в ней дроби, вследствие чего возможно изменение состава стали, главным образом незначительное повышение содержания углерода.

Практическая значимость. 1. Предложен литой железоалюминиевый композит для ввода алюминия в жидкую сталь, содержащий алюминий или его сплавы в качестве матричного компонента и стальную или чугунную дробь в качестве армирующего компонента. Применение его обеспечивает повышение степени усвоения алюминия в два раза, надежное получение остаточного содержания алюминия в требуемом интервале концентраций, более стабильные и высокие показатели механических свойств литой стали.

2. Разработан состав литого железоалюминиевого композита, который при расходе матричного компонента 28 - 34 % обеспечивает получение приемлемого сочетания противоречивых требований по содержанию алюминия, плотности, заполняемости литейной формы и технологичности приготовления.

3. Разработана технология приготовления железоалюминиевого композита методом жидкофазного совмещения компонентов, основанная на струйно-почастичной подаче ненагретой стальной или чугунной дроби на поверхность алюминиевого расплава при ее непрерывном замешивании и обеспечивающая полноту физического совмещения компонентов при наличии оксидной пленки на поверхности дроби.

Апробация работы. Основные положения работы докладывались на: Международной научно-практической конференции «Прогрессивные литейные технологии» (г. Москва, 2000 г.); Второй международной научно-практической конференции «Прогрессивные литейные технологии» (г. Москва, 2002 г.); V Съезд литейщиков (г. Москва, 2001 г.), VI Съезд литейщиков России (г. Екатеринбург, 2003 г.); Международной научно-практической конференции «Автоматизированный печной агрегат - основа энергосберегающих технологий XXI века»; научных семинарах кафедры «Технологии литейных процессов» МГИСиС (2000 - 2003).

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА