автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Разработка и внедрение технологии обжатия слябов с неполностью затвердевшей осевой зоной на установках непрерывной разливки стали

Введение

1. Состояние вопроса и задачи исследования

1.1. Особенности кристаллизации непрерывного слитка

1.2. Влияние химического состава стали и геометрии сечения непрерывнолитой заготовки на осевую ликвацию и пористость

1.3. Анализ состояния и технологии улучшения макроструктуры непрерывнолитой заготовки

1.4. Особенности технологии мягкого обжатия незатвердевшего непрерывного слитка

1.5. Описание модернизированной промышленной установки

1.6. Выводы к разделу и задачи исследования

2. Теоретический анализ обжатия сляба с незатвердевшей сердцевиной

2.1. Структура расчётной модели деформации сляба с незатвердевшей сердцевиной

2.2. Методика расчёта температурного состояния непрерывного слитка

2.3. Методика обжатия слитка в роликах тянущей клети

2.4. Разработка алгоритма определения давлений и перемещений в парах роликов при мягком обжатии сляба

2.5. Расчёт деформации непрерывнолитого сляба при заданном давлении обжатия

Выводы к главе

3. Экспериментальное исследование технологии мягкого обжатия промышленных слябов

3.1. Методика проведения промышленного эксперимента

3.2. Измерение геометрии слябов, разлитых при промышленных испытаниях системы, на адьюстаже

3.3. Исследование макроструктуры опытных слябов

3.4. Зависимости деформации обжатия сляба от скорости вытягивания

3.5. Зависимость перемещения валков от величины давления в гидроцилиндрах тянущей клети

3.6. Анализ деформации слябов от давления в гидроцилиндрах

3.7. Зависимости перемещений валков от глубины жидкой фазы в yg слитке

3 Исследования обжатия сляба с жидкой сердцевиной при gg заданном значении датчиков перемещения

Выводы к главе

4. Разработка модели влияния формирующейся макроструктуры 90 затвердевающего непрерывного слитка на образование дефектов

4.1. Анализ тепловых процессов и установление зависимости размерных параметров дендритной структуры от режимов непрерывной разливки стали

4 2. Расчёт параметров осевой химической неоднородности и осевой рыхлости сляба 4.3. Статистический анализ факторов, оказывающих наибольшее влияние на осевую рыхлость и осевую химическую неоднородность

4 Анализ эффективности влияния мягкого обжатия на параметры ] 03 макроструктуры непрерывнолитого сляба

Выводы к главе

5. Экономическая эффективность процесса 108 Выводы по работе 110 Библиографический список 114 Приложения

Современное развитие техники и экономики предъявляет повышенные требования к качеству материалов для изготовления производственного и транспортного оборудования, технических сооружений и других технических устройств. Не смотря на появление и рост применения в последнее время высокопрочных алюминиевых, титановых сплавов, пластмасс, композиционных материалов, основным материалом, определяющим технологическую базу современной цивилизации, является сталь. Сталь, благодаря своему сочетанию физических и технологических свойств, стоимости, возможности рециклинга, незаменима во всех отраслях техники и экономики, в любом техническом устройстве. В производство стали вовлекается значительная доля имеющихся финансовых, сырьевых, энергетических, транспортных и людских ресурсов, сталеплавильное производство оказывает значительную экологическую нагрузку на природную среду. В то же время ограниченность природных ресурсов, в частности энергетических, требует всемерно снижать затраты на производство стали, уменьшать количество отходов производства.

В последние 40 лет одним из перспективных средств совершенствования металлургического производства является непрерывная разливка стали. За это время сменилось несколько поколений установок непрерывной разливки стали (УНРС), совершенствование технологии разливки позволило значительно поднять производительность, снизить себестоимость стали, улучшить качество металла. Однако остаются не полностью решенными вопросы качества внутренней структуры металла, связанные с усадочными и ликвационными явлениями, что затрудняет дальнейшее использование металла. За прошедшее время исследованы различные способы снижения ликвации: электромагнитное перемешивание, добавка микрохолодильников в кристаллизующийся металл, импульсное воздействие на слиток и т.д. Эти процессы имеют различную степень внедрения в промышленность, различаются по стоимости и эффективности. Положение усугубляется тем, что в нынешней финансовой ситуации в Российской Федерации затруднено обновление оборудования на принципиально новое, требующее значительных финансовых затрат. Поэтому наиболее жизнеспособны технические решения, дающие большой эффект при меньших затратах, например, реконструкция УНРС с применением новых способов воздействия на кристаллизацию металла.

Одним из эффективных способов воздействия на кристаллизующийся металл является мягкое обжатие непрерывно-литой заготовки с не полностью затвердевшей осевой зоной. Применение этой технологии позволяет поднять производительность УНРС с одновременным улучшением макроструктуры заготовки и потребительских свойств полученного проката. Для эффективного использования этой технологии потребовалось комплексное исследование процессов теплообмена, кристаллизации и деформации металла с применением как теоретических исследований, так и промышленного эксперимента.

В данной работе рассматривается исследование, разработка и промышленное внедрение процесса мягкого обжатия сляба с не полностью затвердевшей осевой зоной на головном образце тянуще-обжимной клети реконструированной вертикальной УНРС электросталеплавильного цеха ОАО "Северсталь". В результате этой работы внедрена технология непрерывной разливки слябов для производства высокопрочной трубной стали, стали для судостроения, морских нефте- и газодобывающих платформ и других сталей специального назначения. Внедрение этой работы позволило поднять рабочую скорость вытягивания сляба на вертикальной машине с 0,55 м/мин до 0,7 м/мин при существенном улучшении макроструктуры сляба и свойств проката, в том числе в Z-направлении.

Выводы к главе 3

1. Проведено промышленное опробование и внедрение технологии мягкого обжатия сляба с не затвердевшей сердцевиной различных марок сталей.

2. Использование технологии мягкого обжатия сляба позволило увеличить рабочую скорость разливки до 0,68-0,72 м/мин.

3. Использование мягкого обжатия позволило улучшить макроструктуру осевой зоны сляба, снизить такие дефекты, как осевая рыхлость, осевая химическая неоднородность.

4. Испытание технологии подтвердили правильность теоретических расчетов и разработанных алгоритмов.

5. Наилучшие результаты по улучшению макроструктуры слябов получены при давлении в гидроцилиндрах не менее 130 атм. и скорости вытягивания сляба 0,65-0,70 м/мин.

6. Основная деформация сляба происходит в первой и второй парах валков, т.е. в тех координатах, где присутствует жидкая фаза слитка.

7. В момент входа жидкой фазы в валки происходит скачок показаний датчиков перемещения (при задании постоянного давления), или скачок давления (при задании постоянного перемещения валков), т.е. показания контрольных приборов системы обжатия могут служить дополнительным средством контроля положения жидкой фазы.

8. По результатам экспериментальных исследований было проведено уточнение коэффициентов, входящих в соотношения алгоритма управления мягким обжатием.

4. Разработка модели влияния формирующейся макроструктуры затвердевающего непрерывного слитка на образование дефектов

4.1. Анализ тепловых процессов и установление зависимости размерных параметров дендритной структуры от режимов непрерывной разливки стали

В разделе 2.1 на основе концепции двухфазной зоны изложена модель затвердевания формирующегося слитка. Теория двухфазной зоны не дает ответа на вопрос о структуре сляба, однако, по рассчитанным скорости затвердевания и температурным градиентам в слябе можно определить протяженность структурных зон. Дендритная структура характеризуется двумя параметрами: расстоянием между дендритными стволами - первичными осями Si, расстоянием между боковыми осями - вторичными осями S2. В настоящее время имеются надежные эмпирические данные и результаты теоретических моделей кристаллизации металлов по зависимости расстояния между первичными дендритными осями S] от температурного градиента G и скорости роста кристаллов V:

Si =AV~cG"d, (4.1) где: А - постоянная, определяемая химическим составом стали [57]; значения показателей с, d: 0,2<с<0,5; 0,5<d<0,75.

Теоретические модели стационарного движения фронта кристаллизации с образованием дендритной структуры [58, 59] предсказывают аналогичную зависимость S](V, G), и позволяют выразить параметр А через температурный интервал кристаллизации AT, коэффициент диффузии в жидкости D, межфазную энергию у и энтропию теплоты кристаллизации AS:

Si = const kn(yATD/AS)1/4V" 1/4G"I/2, (4.2) где: k = cs/cL - равновесный коэффициент распределения; n =1/4.

Определяющие параметры AT и к зависят от химического состава стали. Расстояние между вторичными дендритными осями определяется следующим эмпирическим выражением [58, 59]:

S2 = ВТ* "f, (4.3) где: Т* - скорость изменения температуры на фронте кристаллизации, которую можно выразить через характерное время затвердевания сплава t*: Т* = (TL -Ts)/t*, (4.4) где: TL,Ts - температуры ликвидус и солидус соответственно. Параметр f слабо зависит от химического состава стали, и равен 0,34<f<0,38.

4.2. Расчет параметров осевой химической неоднородности и осевой рыхлости сляба

Кристаллизация металла при непрерывной разливке приводит к образованию полосчатой зоны ликвации (центральной, зональной ликвации) в центральной области сляба. В результате проведенных исследований была выработана общепринятая точка зрения, согласно которой основным фактором, ответственным за образование осевой области химической неоднородности сляба является перераспределение примесных элементов за счет различных форм течения расплава [60]. Наиболее существенный вклад в образование зональной ликвации вносит течение расплава на последнем этапе затвердевания металла, вызванное выпучиванием слябов.

Закон сохранения массы примесных элементов можно записать в виде [61,62]: pC> = -V(pL,gL CLv), (4.5) где: р, С - локальная плотность и концентрация (жидкой или твердой фазы) соответственно;

Рь gL - плотность и объемная доля жидкой фазы; v - скорость течения жидкой фазы в междендритных промежутках.

В предположении, что в процессе кристаллизации пор не образуется, для объемной доли твердой фазы можно записать: gs = 1 - gL. Тогда концентрация примесных элементов в жидкой составляющей стали определяется уравнением: acL / at= - (i-k/i-pxcL/gL) a gL/ at + (vVT/Tt) a cL / at, (4.6) где: p = (ps - Pl)/Ps

Концентрация примеси в центральной зоне, повышенная за счет эффекта усадки при затвердевании металла, равна [63]: ак^а-к"*1*'. (4.7)

Экспериментально установлено, что в образовании центральной ликвации в непрерывно-литых слитках важную роль играет также их выпучивание на заключительной стадии кристаллизации. Следовательно, образование центральной зоны химической неоднородности в значительной мере определяется потоками концентрированной жидкости из междендритных промежутков двухфазной зоны, и накоплением этой жидкости в центральной части сляба на заключительной стадии кристаллизации стали. При такой постановке вопроса концентрация примеси в центральной зоне сляба будет определяться концентрацией жидкости в междендритных промежутках, следующей из уравнения Шейла-Пфанна [64]: CL = С0(1 - Се)ы, и выражением для доли твердой фазы в двухфазной зоне при окончании кристаллизации в момент смыкания фронтов.

Обозначим через V* объем центральной области сляба, в которой сконцентрируется вытесненная жидкость из междендритных промежутков периферийных участков двухфазной зоны. Тогда записывая уравнение массового баланса примесных элементов, выраженное через соответствующие объемы, при усадке в процессе завершающей кристаллизации и результирующем перераспределении примесных элементов, для концентрации С* в центральной области сляба получим:

C*=Co + (CL-Co)V,/V*, (4.8) где: Со, CL - средняя концентрация и концентрация жидкой фазы в двухфазной области.

Запишем CL в виде CL = C0y(gs, k, m), где m - коэффициент распределения примеси, а \|/ - известная функция gs, k, m [7]. Введем индекс (коэффициент) зональной ликвации у = С*/С0. Тогда для у получим выражение: y=l+(i|/-l)(l-gs)P/g*, (4.9) где: g* - объемная доля двухфазной зоны, занятая зоной равноосных кристаллов.

Если такой зоны не образуется и g* « gb то у « \\i. С понижением температуры расплава объемная доля зоны равноосных кристаллов в центре сляба увеличивается, следовательно, индекс центральной химической неоднородности уменьшается. Величина g* определяется экспериментально. Чтобы выразить физический бал ОХН через бал ОСТ 14-473 будем считать, что вся химическая неоднородность сосредоточена в локальных областях сферической формы: при увеличении у будут возрастать средний размер областей с и концентрация таких объемов при данной величине С* в них. Среднее расстояние между областями микроликвации равно размеру структуры в центральной зоне сляба X. При Х\ = 5 мм (Т]= 250мм) , gs = 0,7 (с = 5 мм.) для величины у получаем 2,6, а балл ОХН равен 2. При А,2= 2 - 3 мм, Тх^ 200мм (с = 1 мм.) балл ОХН равен 1,5.

Осевая химическая неоднородность тесно связана с осевой рыхлостью сляба. Максимальная величина осевой химической неоднородности (и осевой рыхлости) тем меньше, а ширина распределения тем больше, чем уже зона столбчатых дендритов и более развита центральная зона равноосных кристаллов. Объемную долю пор f, определяющую вместе со средним размером пор, балл осевой рыхлости можно выразить через ширину Lu центральной зоны. Для плоского слитка f = gL* Z Lu, где Z - коэффициент кристаллизационной усадки, gL* - доля жидкой фазы при которой прекращается подпитка ее расплавом, gL* = 0,3-0,4.

Для стали выбранного состава находим f = 2%. Примерно половина этого объема приходится на центральные крупные поры, остальная часть объема распределяется на на мелкие, расположенные по всей центральной зоне. Объем крупных пор v = х f L 1/2, где L -ширина центральной зоны, % -геометрический коэффициент. При L = 30мм для Tj= 250мм диаметр крупных пор D = 0,2 - 0,4 мм, то есть балл осевой рыхлости (ОР) =1,5 -2. Для сляба толщиной Т2- 200мм балл ОР равен 1,5.

4.3. Статистический анализ факторов, оказывающих наибольшее влияние на осевую рыхлость и осевую химическую неоднородность

Целью данного исследования является выявление факторов, которые в наибольшей степени влияют на появление различного рода дефектов. Анализ проводился с использованием базы данных по дефектам макроструктуры темплетов непрерывно-литых слябов ЭСПЦ ОАО «Северсталь» за 2001 г. по трубным и судовым сталям. Для решения этой задачи было осуществлено построение моделей множественной линейной регрессии. Линейная регрессионная модель постулирует, что зависимая переменная Y ( в данном случая осевая рыхлость и осевая химическая неоднородность) связана с независимыми переменными X(i):

Y = XBiXj +В0 (n>i>l), где Bj - неизвестные коэффициенты, В0 - свободный член уравнения регрессии.

Была использована программа SPSS 9.0. Этот мощный универсальный пакет объединяет функции ввода и управления данными с проведением статистического анализа и представлением результатов. Ниже приводятся характеристики основных статистических показателей, используемых при построении регрессионных моделей.

Параметр статистики t показывает значимость коэффициента регрессии. Если |t|<l,5, то коэффициент при переменной незначим, то есть он не оказывает влияния на результирующую переменную. Если |t|>l,5, то коэффициент при переменной регрессионного уравнения значим. Таким образом, при анализе будут отброшены все переменные модели коэффициенты, при которых не будут значимыми по установленному критерию.

Матрица коэффициентов корреляции (R) состоит из парных коэффициентов корреляции (гху) и из частных коэффициентов корреляции (гхх). Она отражает взаимовлияние составляющих модели друг на друга и на результирующий фактор (в нашем случае величина дефекта).

Коэффициент «Beta» показывает процентное изменение зависимой переменной при однопроцентном изменении объясняющих переменных.

Нестандартизированный коэффициент В показывает количественное изменение результирующего фактора при изменении зависимой переменной модели на единицу.

R2 - коэффициент детерминации определяет долю дисперсии зависимой переменной (насколько сильно зависит результирующий фактор от переменных, входящих в модель).

F - критерий используется для проверки гипотезы о значимости регрессии. Во всех рассмотренных ниже случаях его величина достаточная, показывающая, что построенные регрессии значимы. df(i) - число степеней свободы F -критерия, dfl- число степеней свободы по независимым переменным, df2 -число степеней свободы по выборке.

4.3.1. Осевая рыхлость Осевая рыхлость (ОР) является зависимой величиной от следующих независимых факторов: сечение Мп - марганец температура S - сера скорость А1 - алюминий

С - углерод Р - фосфор

Si - кремний

Первоначальный вид модели множественной линейной регрессии, представлен в виде таблицы 4.1., 4.2:

Коэффициенты множественной регрессии

1. В.А. Ефимов "Разливка и кристаллизация стали", М., Металлургия, 1976, 240 с.

2. В.Т. Сладкошеев, В.И. Ахтырский, Р.В. Потанин. Качество стали при непрерывной разливке. М., 1964, 200с.

3. Труды I Всесоюзной конференции по непрерывной разливке стали. АН СССР. М., 1956, с.5-49.

4. А.И. Манохин. Получение однородной стали. М., 1978, 224 с

5. В.И.Ахтырский. Исследование осевой ликвации при непрерывной разливке спокойной углеродистой стали: Автореф. дис. канд. техн. наук, Харьков, 1968, 130 с.

6. B.C. Рутес, А.А. Николаев, В.И. Ахтырский. Образование внутренних дефектов в квадратных слитках при непрерывной разливке стали. Сталь, 1960, №3, с.20-26

7. I.I. Moore. The Application of Electromagnetic stirring in the continuous casting of steel. Continuous casting, V.VIII, 1984, p. 121

8. Причины возникновения и предупреждение образования осевой ликвации в высокоуглеродистых стальных блюмах. Материалы фирмы "Чайна стил корпорейшн", КНР, 1988, Т.1, с.223,234

9. Технология производства рельсов на фирме "VOEST-Alpine Stahl". Материалы фирмы "VOEST-Alpine Stahl", Австрия, 1988

10. Н.Н. Лопотышкин Строение осевой зоны непрерывнолитого слитка и качество металла. Сталь, 1969, №1, с.23-26.

11. Новости черной металлургии за рубежом, №4, 1997 с.74-76

12. Справочник "Специальные способы литья" под ред. Ефимова В.А. М., Машиностроение, 1991. 320 с.

13. Н.И. Ревтов, О.Б. Исаев, О.В. Носоченко, В.В. Емельянов, И.Г. Николаева Особености процессов кристаллизации и структурообразования слябов, отлитых на криволинейных МНЛЗ, "Известия Вузов", ЧМ, №3, 1992 с.25-28

14. В.А. Ефимов, А.С. Эльдарханов Современные технологии разливки и кристаллизации сплавов, М., Машиностроение. 1998 , 360 с.

15. В.В. Соболев, П.М. Трефилов, И.Н. Шифрин, А.Р. Баккал, Н.Г. Романова Влияние электромагнитного перемешивания на структуру непрерывного слитка. Известия Вузов, Черная металлургия №3, 1992 с.21-28.

16. С.П. Ефименко, В.Л. Пелюшенко, A.II. Смирнов Пульсационное перемешивание металлургических расплавов, М., Металлургия, 1989.

17. Черные металлы, июнь 2000 г. с. 61.

18. Черные металлы, июль 2000 г. с. 47-53.

19. А. Яманака, Е. Оку да Мягкое обжатие круглой непрерывнолитой заготовки с незатвердевшей сердцевиной, Дзайре то пуросэку, 1995, Т.8. №4, с.948.

20. Е. Танидзава, С. Тада, Е. Окура и др. Эффективность редуцирования при обжатии не полностью затвердевшей заготовки, Дзайре то пуросэсу, 1995, Т.8, №4, с.949.

21. Т. Мотида, С. Итояма, Н. Бэссе и др. Возникновение внутренних трещин вследствии обжатия неполностью затвердевшей заготовки, Дзайре то пуросэсу, 1995, Т.8, №4.с.950.

22. К. Харсте, К.Г. Такке, Критерии расчета слябовых MHJI3 с высокими требованиями к качеству непрерывнолитой заготовки, Черные металлы, апрель 1998, с.24-38.

23. К. Харсте, Й. Клингбайль, Ф. Швинн, Н. Баннеберг, Б. Бергман Новая MHJI3 фирмы Dillinger Hutter первый этап производства толстых листов с наивысшими требованиями к качеству, Черные металлы, июль 2000 с.47-53.

24. Development of thin slab casting equipment for liquid core reduction, Takeuchi Isamu et al, Zaireo to Prosesu, 1996, V.9, №1.P.76.

25. K.S. Oh, J.K. Park, O.D. Kwon et al. Quality ivprovement of continuosly cast blooms for high grade tire cord steel, Iron and Steelmaker, 1996, №3. P. 65-68.

26. X. Мисуми, Т. Касама, Т. Сэки и др. Ликвация в слитке, подвергнутого обжатию с неполностью затвердевшей сердцевиной, Дзайре то пуросэсу, 1994. Т.7. №4 с. 1212.

27. М. Миядзава и др. Регулирование макроликвации в непрерывнолитом блюме из высокоуглеродистой стали с применением легкого обжатия дисковыми валками, Тэцу то хаганэ, 1994, №9 с.721-725.

28. The effect of liquid-core large reduction on internal quality of cast bloom, Isibe Kohichi, Zairyo to procsesu Current Advances in Materials and Processes, 1996, 9 №4, c.845.

29. Inprovement of Center Quality of Continuous Cast Round Bloom with Solf Reduction/ Hagakawa S., Shinkai M., //3-rd Europen Conferenct on Continuos Casting, c. 925-937.

30. Б. Линдорфер, К. Мервальд Технологические модульные узлы для высокоэффективного литья слябов. Металлургическое производство и технология металлургических процессов. - Дюссельдорф: Штальайзен мбХ, 1999. - С. 32-41.

31. Harste К., Klingbeil J., Schmitz W., Weyer A., Hartmann R. Construction ofa New Vertical Caster at Dilliinger Huttenwerke. MPT International. -1998. - P. 112-122.

32. Yamada М., Ogibayashi S., Nezuka M., Mukai Т. Production of Hydrogen Induced Cracking (HIC) Resistant Steel by CC Soft Reduction.- Steelmaking Conference Proceedings. 1988. - P. 77-85.

33. Тепловые процессы при непрерывном литье стали / под ред. Ю.А. Самойловича. М.: Металлургия, 1982. - 152 с.

34. Ю.И. Бойцов, B.JI. Данилов, A.M. Локощенко, С.А. Шестериков Исследование ползучести металлов при растяжении. М., Изд-во МГТУ им Н.Э. Баумана, 1997. 100 с.

35. B.JI. Данилов, С.В. Зарубин Исследование деформирования и прочности слитка при проектировании машин непрерывного литья заготовок // Расчеты на прочность. М., Машиностроение, 1987. вып. 28. С. 105-117.

36. В.Т. Борисов Теория двухфазной зоны металлического слитка. М.: Металлургия, 1987. 220 с.

37. Тепловые процессы при непрерывном литье стали /под ред. ЮА. Самойловича. М.: Металлургия, 1982. - 152 с.

38. Коздоба JI.A. Решение нелинейных задач теплопроводности. Киев: Наукова думка, 1976.

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

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

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

42. Н.Н. Малинин Технологические задачи пластичности и ползучести. -М.: Высшая школа, 1979. 119 с.

43. К.И. Романов Механика горячего формоизменения металлов. М.: Машиностроение, 1993. - 240 с.

44. Теория ковки и штамповки / Е.П. Унксов, У. Джонсон, B.JI. Колмогоров и др. М.: Машиностроение, 1992. - 720 с.

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

46. Бойл Дж., Спенс Дж. Анализ напряжений в конструкциях при ползучести. М.: Мир, 1986. - 360 с.

47. Теория пластических деформаций металлов / Е.П. Унксов, У.Джонсон, B.JI. Колмогоров и др. М.: Машиностроение, 1983. - 598 с.

48. Гилл Ф., Мюррей У., Райт М. Практическая оптимизация. -М.: Мир, 1985.- 509 с.

49. B.JI. Данилов, С.В. Зарубин Деформирование слябовой заготовки в тянущих роликах при непрерывной разливке стали. // Динамика, прочность и износостойкость машин. Международный журнал на электронных носителях. Вып 6, февраль 2000 г. С.73-80.

50. Izutani М., Soejima Т., Saito Т., Kobayasi J., Ayata К. Improvement of CC Slab Center Segregation. Concast Technology, Zurich. - №12. - 1988.

51. Тепловые процессы при непрерывном литье стали / под ред. Ю.А. Самойловича. М.: Металлургия, 1982,- 152с.

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

53. П.И. Полухин, Г.Я. Гун, A.M. Галкин Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов. М.: Металлургия, 1983. - 352 с.

54. Hunt J.D. In Solidification and casting of metals. The Metals Society, London. 1979.

55. Kurz W„ Fisher D. J. Acta Metall. V.29, p. 11, 1981.

56. Trivedi R., Kurz W. Acta Metall. Mater. V.42, p. 15-23, 1994.

57. П. Штадлер, К. Хаген, П. Хаммершмид, К. Швердфегер // ЧМ. 1982. №9. с. 12-21.

58. В.Т. Борисов Теория двухфазной зоны металлического слитка. 1987. М.: Металлургия. 224с.

59. Miyazawa К., Schwerdtfeger К. // Arch. Eisenhutten. 1981. v.52. №11. p.415-422.

60. Brody D., Flemings M.C. // Trans. Metall. Soc. AIME. 1966. v.236. №5. p.615-624.1. УТВЕРЖДАЮектор главный инженер1. А.А. Степанов 2003 г.1. РАСЧЕТ

61. Брак УНРС (трещины, неметаллические включения) % 0,52 0,062 од 744,1

62. Отсортировка листа в ЛПЦ-1 по трещине, расслою, неметаллическим включениям т 13242,7 6993,7 од 3830,2

63. Производство слябов тыс. т 415,2 540,6 0,3 3942,6

64. Повышение качества, освоение новых видов продукции тыс. т 57,0 90,9 0,02 8258,0

65. Средняя серийность разливки плавки 5,79 6,85 0,08 1087,8

66. Расход огнеупоров на промежуточные ковши кг/т 4,7 3,6 0,08

67. Технологические потери в виде обрези и скрап кг/т 22,4 17Д 0,2 331,48. Итого 18194,1

68. Формулы, используемые при расе чёте:

69. Э, = (Рбаз. Р) х А * Квл. А - производство слябов, Р - единица измерения Э2 = V ((Ц - Цбаз.)— (С - Сбаз.» * Квл. Ц - цена, руб./т С - себестоимость, руб./т Эз=(Рбаз.-Р)хСхА* Квл.и. Менеджер управленияпроизводственной экономики1. Е.С. Денисов

70. Утверждак>у / ^ Технический л|йррктор главный \ ; инженщЛЭАО ^Северсталь» / i1. Ч И о я Е А. л/

71. К. Степанов: ^'"""■"■"гооз г.1. АКТвнедрения научно-исследовательской работы

72. РАЗРАБОТКА И ВНЕДРЕНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ОБЖАТИЯ СЛЯБОВ С НЕПОЛНОСТЬЮ ЗАТВЕРДЕВШЕЙ ОСЕВОЙ ЗОНОЙ НА УСТАНОВКАХ

73. НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ СТАЛИ.