Studii Asupra Imbunatatirii Sistemului de Racire la Turnarea Continua a Bramelor

Cap.1.Stadiul privind realizarea bramelor prin turnare continuă având în vedere controlul parametrilor de răcire

1.1.Sortimentele și producția de oțel realizată pe instalații (mașini) de turnare continuă

Producția mondială de oțel brut înregistrează o relativă stagnare, o creștere mai importantă fiind prognozată pentru anii următori (figura 1.1), accentul punându-se, în special, pe creșterea rentabilității și trecerea spre tehnologii mai economice.

În acest sens, evoluțiile din domeniul turnării continue pot fi considerate revoluționare: oțelăriile moderne toarnă – după acest procedeu – între 90 și 100%, nivelul mondial fiind de cca. 65%.

Procedeul a contribuit substanțial la reducerea consumului de oțel brut (cu cca. 100 Mt oțel elaborat, anual, pe plan mondial).

Fig. 1.1. Producția mondială de oțel brut (mii tone) pentru perioada 1990-1998 și previziunea până în anul 2010

Datorită avantajelor economice și cantitative, odată cu perfecționarea instalațiilor, procedeul de turnare continuă tinde să acopere întreaga producție de oțel fabricat. În momentul de față, turnarea continuă a unor clase de oțeluri (unele înalt aliate sau inoxidabile feritice), se află în curs de asimilare.

În ultimii ani, pe plan mondial, s-au dezvoltat procedee de turnare brame subțiri, cu reducerea costurilor la produse plate finite cu aproape 100$/t, prognozele pentru anul 2015 considerând că ponderea acestor semifabricate în producția mondială de produse plate va fi de cca. 50% (figura 1.2).

Fig.1.2.Capacități e producție pentru brame subțiri

Producția de oțel brut a siderurgiei românești, care a atins un nivel maxim în 1989 de 13,4 milioane tone, a scăzut dramatic în perioada 1990-1992, după care s-a stabilizat la cca. 6 milioane tone (figura 1.3).

Fig.1.3.Evoluția producției de oțel brut, respectiv, turnat continuu (mii tone) în România

Ponderea oțelului turnat continuu reprezintă un criteriu cert de evaluare a competitivității unei fabricații siderurgice. Pentru comparație, în figurile 1.4 și 1.5 se evidențiază poziția și dinamica siderurgiei românești în ultimii 15 ani raportată la:

– nivelul mondial;

– siderurgiile cele mai avansate din lume;

– siderurgiile țărilor partenere din CEFTA.

Fig.1.4.Evoluția turnării continue în România față de nivelul mondial și al țărilor industrializate

Se constată că siderurgia românească a înregistrat în ultimii ani – comparativ cu celelalte țări – o dinamică foarte slabă (sub nivelul mondial) a creșterii ponderii turnării continue în fabricație, saltul realizat după 1991 reprezentând, de fapt, efectul scăderii producției de oțel brut.

Fig.1.5. Evoluția turnării continue în România față de nivelul mondial și al țărilor membre CEFTA

Producția siderurgică în România este marcată de câteva carențe majore de ordin tehnic și tehnologic:

– echipamentele și utilajele sunt fie de generație foarte veche (cele importate), fie au fost proiectate și executate mai recent (anii 80), dar neperformante: cele din zona fluxului primar sunt deficitare în privința costurilor de fabricație – pe care le influențează decisiv, iar cele din finalul fluxului tehnologic sunt deficitare în privința nomenclatorului sortimental, a indicatorilor de calitate și a aspectului comercial al produselor;

– echipamentele, utilajele și tehnologiile aplicate nu satisfac cerința minimizării consumurilor de energie. În tabelul 1.1 se observă – comparativ – consumul de energie raportat la producție pentru câteva țări europene.

– deficitul grav în controlul tehnologic al fabricației.

Tabelul 1.1

Dezvoltarea tehnologiei de turnare continuă – în special pentru oțel – a avut loc datorită faptului că metoda clasică de turnare în lingouri și de laminare în semifabricate primare necesită consumuri foarte mari de materii prime și energie. În plus, există tendința ca întreaga gamă de oțeluri elaborate să poată fi turnate continuu (tabelul 1.2).

Tabelul 1.2

1.2.Procedee și instalații moderne pentru turnarea continuă a oțelului

1.2.1.Instalații (utilaje, echipamente) pentru turnare continuă – laminare la cald

Laminarea la cald a fost primul pas spre combinarea instalațiilor de turnare continuă și de laminare. În orice uzină care are instalații de turnare continuă și de laminare corespunzătoare fluxului clasic, se pune accentul pe laminarea la cald a unui procent cât mai mare din producția turnată continuu.

Procesul de laminare cu încărcarea bramelor la cald a fost pus la punct în anul 1973 de firma N.K.K. Tsurumi (Japonia) la uzinele Keihin.

Procedeul s-a extins și la situațiile în care elaborarea oțelului se realizează la distanță de instalațiile de turnare continuă și de laminare, datorită îmbunătățirii condițiilor de transport (vagoane cu izolație refractară).

Prin procedeul de laminare la cald se realizează economie de energie și reducerea unor pierderi de metal (prin oxidare). În unele uzine s-au construit instalații de turnare continuă proiectate pentru o adaptare mai eficientă la instalațiile de laminare, în sensul preluării semifabricatelor cu o temperatură care să necesite o reîncălzire minimă înainte de laminare (figura 1.6).

Fig. 1.6. Schema unei instalații moderne de turnare continuă cu fir curb și de laminare (H.D.R.): 1 – control automat al operațiilor; 2 – sistem de predicție a controlului calității; 3 – control al oscilațiilor cristalizorului; 4 – optimizarea și controlul debitării; 5 – controlul automat al transportului bramelor; 6 – optimizarea și controlul încălzirii; 7 – sistem de control a răcirii; 8 – controlul încălzirii marginilor; 9 – cristalizor; 10 – modificarea automată a lățimii; 11 – generator de oscilații variabile; 12 – controlul răcirii la desțunderizare.

În acest sens se impun modernizări ale instalațiilor actuale de turnare continuă (cum sunt și cele din SIDEX SA-Galați), printre care:

a. creșterea vitezei de turnare;

b. echipamente care să prevină scăderea accentuată a temperaturii (mai ales în zona marginilor) și îmbunătățirea sistemului de răcire secundară;

c. automatizarea alimentării cristalizorului cu prafuri de turnare, și utilizarea unor prafuri de turnare cu viscozitate redusă și punct de topire mai scăzut;

d. îmbunătățirea sistemului de control a procesului.

1.3.Instalații (utilaje, echipamente) pentru turnare continuă – laminare directă

În scopul reducerii consumului de energie, a costurilor generale de fabricație, ș.a. se studiază noi tehnologii prin care să se obțină semifabricate mai subțiri – prin turnare continuă – micșorându-se, în acest mod, nivelul de reducere a grosimii – prin laminare. Se obțin diminuări ale cheltuielilor pentru investiții, consumuri energetice, care, coroborate cu caracteristicile calitative ridicate și cu încadrarea mai accentuată a produselor în toleranțele dimensionale, conduc la creșterea competitivității produselor plate.

În ultimii ani, au intrat în producție numeroase instalații la care se realizează turnarea de semifabricate de 5080 mm grosime și laminarea lor directă, în continuare, pentru obținerea de bandă.

În diferite țări sunt în exploatare unele instalații de turnare de brame subțiri și laminare directă care utilizează diferite procedee.

Se experimentează și se dezvoltă procedee care se pot clasifica în: procedee fără deformare la turnare: C.S.P., Conroll; procedee cu deformare la turnare: I.S.P., C.P.R.

Mannesmann (Germania) și Chaporall Steel (SUA) dezvoltă sistemul U.T.H.S. (Ultra Thin Hot Strip) pentru producerea benzilor laminate la cald, utilizând laminoare planetare de tip Krupp-Platzer, care reduc grosimea semifabricatului de 70-80 mm. cu peste 95%. În general, prin acest procedeu se realizează benzi cu lățimi până la 1300 mm, din cauza forțelor mari de laminare necesare și a cheltuielilor legate de întreținere.

În condițiile actuale, tehnologiile prin care produsul intermediar – între turnarea continuă și laminare este un semifabricat subțire (5080 mm) – sunt cele mai avantajoase, din punct de vedere a productivității, calității și de reducere a consumurilor.

Problemele care trebuie depășite de actualele instalații sunt, în principal :

extinderea gamei sortimentale (oțeluri înalt aliate, inoxidabile feritice, ș.a.);

elaborarea de strategii speciale de laminare și condiții de temperatură pentru oțelurile microaliate și cele cu conținut ridicat de carbon;

îmbunătățirea tehnologiilor în scopul obținerii unor proprietăți ridicate ale semifabricatelor și produselor finite.

1.4.Instalații pentru turnare continuă

Turnarea de bandă permite economisirea mai multor etape de prelucrare, în condițiile unui număr minim de utilaje și agregate. Se experimentează turnarea de bandă cu grosimi 1-10 mm prin mai multe procedee, respectiv: – turnarea pe o bandă antrenată la grosimi de 10-5 mm; turnarea între două role la grosimi de 5-2mm; turnarea pe o rolă la grosimi de 3-1 mm.

În condițiile actuale de dezvoltare, tehnologia de turnare de bandă nu poate să înlocuiască celelalte procedee de fabricație a benzilor, însă, poate fi aplicată, în unele domenii: obținerea de oțeluri care, din cauza structurii de turnare cu granulație fină dobândesc, după deformarea la rece, proprietăți mai bune decât prin fabricația prin metodele convenționale; aliaje nedeformabile sau greu deformabile; producții mici de aliaje, a căror fabricație nu este rentabilă pe agregate și instalații mari.

Procedeul de turnare de bandă a fost inițiat de Nippon Steel: bandă de 2-5 mm grosime, 1220 mm lățime, în atmosferă de protecție cu argon (uzinele din Hikari).

Pacific Metals toarnă bandă de 2-5 mm grosime prin procedeul cu două role (1200 mm diametru), la viteze de turnare de 2050 m/min.

Uzinor-Sacilor și Thyssen au realizat o instalație de turnare prin procedeul cu două role (diametre 1500 mm) utilizând un distribuitor de 10 tone.

La Sagamihara (Japonia) Nippon Metal utilizează o instalație cu două role, cu diametre diferite (rola superioară-800mm; rola inferioară-2800 mm), cu alimentare orizontală.

Se obține bandă de 2-3 mm grosime, 700 mm lățime, în rulouri de 5 tone.

Un procedeu deosebit este experimentat de Mannesmann-Demag (M.D.H.): tehnica alimentării cu oțel lichid pe o bandă de turnare antrenată, cu caje de deformare dispuse în continuare, ș.a.

1.5.Elemente privind eficiența instalațiilor

Pentru a putea compara eficiența a două tipuri de instalații, trebuie studiate consumurile specifice, de investiții și de exploatare, deoarece, la fiecare tip de instalație se înregistrează un maxim al eficienței pentru o anumită capacitate de producție. În principiu, un optim economic realizat de o instalație de producție de bandă lată la cald – care utilizează tehnologiile convenționale – se atinge începând de la o producție de cca. 3,6 Mt/an (figura 1.7).

Ținând cont că o instalație din domeniul metalurgic se realizează cu mari eforturi financiare, se pune problema exploatării sale pe o perioadă cât mai lungă de timp. De aceea, criteriile ce se cer a fi luate în considerație trebuie să țină seama de: evoluția pieței de desfacere: sortimentele tipodimensionale de viitor; posibilitatea adaptării instalației la dinamica dezvoltării metalurgice, respectiv a construcțiilor de mașini, industriei electronice și electrotehnice ș.a., care pot concura la modernizări; variațiile care pot perturba aprovizionarea cu materii prime, materiale și energie, desfacerea de produse finite, ș.a.

Fig.1.7. Aspecte de principiu privind eficiența instalațiilor C.S.P: 1 – instalație convențională (3,6 mil. t/an); 2 – instalație CSP cu două fire (1,5 mil. t/an); 3 – instalație CSP cu un singur fir (0,8 mil. t/an).

Fig.1.8. Eficiența instalațiilor C.S.P.: comparație între costurile sut (cu cca. 100 Mt oțel elaborat, anual, pe plan mondial).

Fig. 1.1. Producția mondială de oțel brut (mii tone) pentru perioada 1990-1998 și previziunea până în anul 2010

Datorită avantajelor economice și cantitative, odată cu perfecționarea instalațiilor, procedeul de turnare continuă tinde să acopere întreaga producție de oțel fabricat. În momentul de față, turnarea continuă a unor clase de oțeluri (unele înalt aliate sau inoxidabile feritice), se află în curs de asimilare.

În ultimii ani, pe plan mondial, s-au dezvoltat procedee de turnare brame subțiri, cu reducerea costurilor la produse plate finite cu aproape 100$/t, prognozele pentru anul 2015 considerând că ponderea acestor semifabricate în producția mondială de produse plate va fi de cca. 50% (figura 1.2).

Fig.1.2.Capacități e producție pentru brame subțiri

Producția de oțel brut a siderurgiei românești, care a atins un nivel maxim în 1989 de 13,4 milioane tone, a scăzut dramatic în perioada 1990-1992, după care s-a stabilizat la cca. 6 milioane tone (figura 1.3).

Fig.1.3.Evoluția producției de oțel brut, respectiv, turnat continuu (mii tone) în România

Ponderea oțelului turnat continuu reprezintă un criteriu cert de evaluare a competitivității unei fabricații siderurgice. Pentru comparație, în figurile 1.4 și 1.5 se evidențiază poziția și dinamica siderurgiei românești în ultimii 15 ani raportată la:

– nivelul mondial;

– siderurgiile cele mai avansate din lume;

– siderurgiile țărilor partenere din CEFTA.

Fig.1.4.Evoluția turnării continue în România față de nivelul mondial și al țărilor industrializate

Se constată că siderurgia românească a înregistrat în ultimii ani – comparativ cu celelalte țări – o dinamică foarte slabă (sub nivelul mondial) a creșterii ponderii turnării continue în fabricație, saltul realizat după 1991 reprezentând, de fapt, efectul scăderii producției de oțel brut.

Fig.1.5. Evoluția turnării continue în România față de nivelul mondial și al țărilor membre CEFTA

Producția siderurgică în România este marcată de câteva carențe majore de ordin tehnic și tehnologic:

– echipamentele și utilajele sunt fie de generație foarte veche (cele importate), fie au fost proiectate și executate mai recent (anii 80), dar neperformante: cele din zona fluxului primar sunt deficitare în privința costurilor de fabricație – pe care le influențează decisiv, iar cele din finalul fluxului tehnologic sunt deficitare în privința nomenclatorului sortimental, a indicatorilor de calitate și a aspectului comercial al produselor;

– echipamentele, utilajele și tehnologiile aplicate nu satisfac cerința minimizării consumurilor de energie. În tabelul 1.1 se observă – comparativ – consumul de energie raportat la producție pentru câteva țări europene.

– deficitul grav în controlul tehnologic al fabricației.

Tabelul 1.1

Dezvoltarea tehnologiei de turnare continuă – în special pentru oțel – a avut loc datorită faptului că metoda clasică de turnare în lingouri și de laminare în semifabricate primare necesită consumuri foarte mari de materii prime și energie. În plus, există tendința ca întreaga gamă de oțeluri elaborate să poată fi turnate continuu (tabelul 1.2).

Tabelul 1.2

1.2.Procedee și instalații moderne pentru turnarea continuă a oțelului

1.2.1.Instalații (utilaje, echipamente) pentru turnare continuă – laminare la cald

Laminarea la cald a fost primul pas spre combinarea instalațiilor de turnare continuă și de laminare. În orice uzină care are instalații de turnare continuă și de laminare corespunzătoare fluxului clasic, se pune accentul pe laminarea la cald a unui procent cât mai mare din producția turnată continuu.

Procesul de laminare cu încărcarea bramelor la cald a fost pus la punct în anul 1973 de firma N.K.K. Tsurumi (Japonia) la uzinele Keihin.

Procedeul s-a extins și la situațiile în care elaborarea oțelului se realizează la distanță de instalațiile de turnare continuă și de laminare, datorită îmbunătățirii condițiilor de transport (vagoane cu izolație refractară).

Prin procedeul de laminare la cald se realizează economie de energie și reducerea unor pierderi de metal (prin oxidare). În unele uzine s-au construit instalații de turnare continuă proiectate pentru o adaptare mai eficientă la instalațiile de laminare, în sensul preluării semifabricatelor cu o temperatură care să necesite o reîncălzire minimă înainte de laminare (figura 1.6).

Fig. 1.6. Schema unei instalații moderne de turnare continuă cu fir curb și de laminare (H.D.R.): 1 – control automat al operațiilor; 2 – sistem de predicție a controlului calității; 3 – control al oscilațiilor cristalizorului; 4 – optimizarea și controlul debitării; 5 – controlul automat al transportului bramelor; 6 – optimizarea și controlul încălzirii; 7 – sistem de control a răcirii; 8 – controlul încălzirii marginilor; 9 – cristalizor; 10 – modificarea automată a lățimii; 11 – generator de oscilații variabile; 12 – controlul răcirii la desțunderizare.

În acest sens se impun modernizări ale instalațiilor actuale de turnare continuă (cum sunt și cele din SIDEX SA-Galați), printre care:

a. creșterea vitezei de turnare;

b. echipamente care să prevină scăderea accentuată a temperaturii (mai ales în zona marginilor) și îmbunătățirea sistemului de răcire secundară;

c. automatizarea alimentării cristalizorului cu prafuri de turnare, și utilizarea unor prafuri de turnare cu viscozitate redusă și punct de topire mai scăzut;

d. îmbunătățirea sistemului de control a procesului.

1.3.Instalații (utilaje, echipamente) pentru turnare continuă – laminare directă

În scopul reducerii consumului de energie, a costurilor generale de fabricație, ș.a. se studiază noi tehnologii prin care să se obțină semifabricate mai subțiri – prin turnare continuă – micșorându-se, în acest mod, nivelul de reducere a grosimii – prin laminare. Se obțin diminuări ale cheltuielilor pentru investiții, consumuri energetice, care, coroborate cu caracteristicile calitative ridicate și cu încadrarea mai accentuată a produselor în toleranțele dimensionale, conduc la creșterea competitivității produselor plate.

În ultimii ani, au intrat în producție numeroase instalații la care se realizează turnarea de semifabricate de 5080 mm grosime și laminarea lor directă, în continuare, pentru obținerea de bandă.

În diferite țări sunt în exploatare unele instalații de turnare de brame subțiri și laminare directă care utilizează diferite procedee.

Se experimentează și se dezvoltă procedee care se pot clasifica în: procedee fără deformare la turnare: C.S.P., Conroll; procedee cu deformare la turnare: I.S.P., C.P.R.

Mannesmann (Germania) și Chaporall Steel (SUA) dezvoltă sistemul U.T.H.S. (Ultra Thin Hot Strip) pentru producerea benzilor laminate la cald, utilizând laminoare planetare de tip Krupp-Platzer, care reduc grosimea semifabricatului de 70-80 mm. cu peste 95%. În general, prin acest procedeu se realizează benzi cu lățimi până la 1300 mm, din cauza forțelor mari de laminare necesare și a cheltuielilor legate de întreținere.

În condițiile actuale, tehnologiile prin care produsul intermediar – între turnarea continuă și laminare este un semifabricat subțire (5080 mm) – sunt cele mai avantajoase, din punct de vedere a productivității, calității și de reducere a consumurilor.

Problemele care trebuie depășite de actualele instalații sunt, în principal :

extinderea gamei sortimentale (oțeluri înalt aliate, inoxidabile feritice, ș.a.);

elaborarea de strategii speciale de laminare și condiții de temperatură pentru oțelurile microaliate și cele cu conținut ridicat de carbon;

îmbunătățirea tehnologiilor în scopul obținerii unor proprietăți ridicate ale semifabricatelor și produselor finite.

1.4.Instalații pentru turnare continuă

Turnarea de bandă permite economisirea mai multor etape de prelucrare, în condițiile unui număr minim de utilaje și agregate. Se experimentează turnarea de bandă cu grosimi 1-10 mm prin mai multe procedee, respectiv: – turnarea pe o bandă antrenată la grosimi de 10-5 mm; turnarea între două role la grosimi de 5-2mm; turnarea pe o rolă la grosimi de 3-1 mm.

În condițiile actuale de dezvoltare, tehnologia de turnare de bandă nu poate să înlocuiască celelalte procedee de fabricație a benzilor, însă, poate fi aplicată, în unele domenii: obținerea de oțeluri care, din cauza structurii de turnare cu granulație fină dobândesc, după deformarea la rece, proprietăți mai bune decât prin fabricația prin metodele convenționale; aliaje nedeformabile sau greu deformabile; producții mici de aliaje, a căror fabricație nu este rentabilă pe agregate și instalații mari.

Procedeul de turnare de bandă a fost inițiat de Nippon Steel: bandă de 2-5 mm grosime, 1220 mm lățime, în atmosferă de protecție cu argon (uzinele din Hikari).

Pacific Metals toarnă bandă de 2-5 mm grosime prin procedeul cu două role (1200 mm diametru), la viteze de turnare de 2050 m/min.

Uzinor-Sacilor și Thyssen au realizat o instalație de turnare prin procedeul cu două role (diametre 1500 mm) utilizând un distribuitor de 10 tone.

La Sagamihara (Japonia) Nippon Metal utilizează o instalație cu două role, cu diametre diferite (rola superioară-800mm; rola inferioară-2800 mm), cu alimentare orizontală.

Se obține bandă de 2-3 mm grosime, 700 mm lățime, în rulouri de 5 tone.

Un procedeu deosebit este experimentat de Mannesmann-Demag (M.D.H.): tehnica alimentării cu oțel lichid pe o bandă de turnare antrenată, cu caje de deformare dispuse în continuare, ș.a.

1.5.Elemente privind eficiența instalațiilor

Pentru a putea compara eficiența a două tipuri de instalații, trebuie studiate consumurile specifice, de investiții și de exploatare, deoarece, la fiecare tip de instalație se înregistrează un maxim al eficienței pentru o anumită capacitate de producție. În principiu, un optim economic realizat de o instalație de producție de bandă lată la cald – care utilizează tehnologiile convenționale – se atinge începând de la o producție de cca. 3,6 Mt/an (figura 1.7).

Ținând cont că o instalație din domeniul metalurgic se realizează cu mari eforturi financiare, se pune problema exploatării sale pe o perioadă cât mai lungă de timp. De aceea, criteriile ce se cer a fi luate în considerație trebuie să țină seama de: evoluția pieței de desfacere: sortimentele tipodimensionale de viitor; posibilitatea adaptării instalației la dinamica dezvoltării metalurgice, respectiv a construcțiilor de mașini, industriei electronice și electrotehnice ș.a., care pot concura la modernizări; variațiile care pot perturba aprovizionarea cu materii prime, materiale și energie, desfacerea de produse finite, ș.a.

Fig.1.7. Aspecte de principiu privind eficiența instalațiilor C.S.P: 1 – instalație convențională (3,6 mil. t/an); 2 – instalație CSP cu două fire (1,5 mil. t/an); 3 – instalație CSP cu un singur fir (0,8 mil. t/an).

Fig.1.8. Eficiența instalațiilor C.S.P.: comparație între costurile specifice de prelucrare.

Noile tehnologii, care se bazează pe corelarea directă a proceselor de turnare continuă și de laminare – se impun printr-o mai mare flexibilitate în domeniul producției. În plus, aceste tehnologii permit scurtarea considerabilă a fluxului de producție prin eliminarea unor părți importante din instalație (depozite de brame, cuptoare de încălzire și linia degrosoare), ceea ce conduce la o creștere a eficienței atât în privința costurilor legate de investiții (figura 1.8) cât și a costurilor de investiții specifice.

Considerând 100% costurile absolute de investiții ale unei instalații de producție convenționale (rentabilă la 3,6 Mt/an) costurile de investiții ale unei instalații C.S.P.(cu un singur fir), de 0,8 Mt/an reprezintă cca. 18%.

Pentru o instalație C.S.P., cu două fire, de 1,5 Mt/an rezultă costuri de investiții de 27,5%. Instalația C.S.P. cu un singur fir, de 0,8Mt/an atinge numai 81% din costurile de investiții/tonă față de o instalație convențională prin renunțarea la sectorul de ajustare brame, prin economii la mașina de turnare, ș.a.În zona liniei de laminare (inclusiv la cuptoare), economiile posibile sunt reduse, deoarece linia de laminare nu poate fi utilizată la întreaga capacitate. Abia pentru o instalație C.S.P. cu două fire de 1 Mt/an apare un grad de utilizare completă a liniei de laminare și, prin aceasta, o reducere substanțială a costurilor de investiții 66% comparativ cu o instalație convențională.

În cadrul noilor soluții, se remarcă tehnologia I.S.P. care presupune un consum redus de energie, fiind un proces de ordin superior, realizat prin fuziunea proceselor de turnare și laminare.

Comparând consumurile totale de energie (energie calorică primară: combustibili, energia electrică necesară funcționarii instalației) se observă avantajele tehnologiei I.S.P. (figura 1.9).

Fig.1.9 Energia consumată pentru diferite linii de producție: 1-flux clasic; 2-flux scurt; 3-flux combinat.

Economiile de energie (și reducerea cheltuielilor) realizate prin procedeul ISP față de procedeul tip CSP, respectiv cel clasic, se ridică la 61% pe tona oțel, respectiv, 80%.

Posibilitățile tehnice ale unei instalații clasice actuale permit turnarea continuă de brame din oțel cu raport grosimea/lățime de 1/8, sau cu cristalizoare speciale, max.1/10.

Proiectele dezvoltate în domeniul perfecționării instalațiilor de turnare continuă pentru producerea unor brame cu raportul grosime/lățime în domeniul 1/301/40 au fost realizate obținându-se o calitate acceptabilă (inclusiv suprafața-figura 1.10).

Fig.1.10. Evoluția reducerii totale semifabricat/bandă la cald realizată prin dezvoltarea procedeului de turnare continuă

Studiile sunt dirijate spre profiluri mai subțiri (raport sub 1/100), care conduc la turnarea de bandă. În același timp, se perfecționează instalațiile de turnare pentru semifabricate subțiri și laminoarele pentru prelucrarea la cald, pentru a se adapta cerințelor instalațiilor de turnare. Se urmărește extinderea gamei tipo-dimensionale la oțeluri care, în momentul de față nu pot fi prelucrate decât pe filierele clasice.

Prin combinarea instalațiilor de turnare continuă cu cele de laminare, se urmărește realizarea tablei într-un proces unitar, care să conducă, simultan, la economii de investiții, energie, personal, timp și spațiu, dar și la creșterea calității produselor. În tabelul 1.3 se prezintă – sintetic – schemele unor procese de fabricație de bandă la cald.

Tabelul 1.3

Cap. 2.Instalații de turnare continuă pentru realizarea produselor plate din oțel

2.1.Considerații generale

Competiția pentru ocuparea unei poziții cât mai bune pe piața producătorilor de produse laminate devine din ce în ce mai dură în condițiile în care disputa se desfășoară – în mod continuu – pe două planuri: creșterea calității și reducerea severă a cheltuielilor.

Criteriul masic (producția) de competitivitate își menține valabilitatea și la nivelul anilor ’90, dar nu mai este singurul care acționează, așa cum se întâmpla acum 20-25 ani.

În ultimii ani se impun noi criterii de competitivitate, subordonate interesului principal al siderurgiei, acela de a fabrica produse de calitate cât mai bună cu costuri minime de fabricație: criteriul productivității maxime și criteriul dimensional.

Criteriul productivității maxime presupune adoptarea unor noi soluții tehnico-organizatorice la turnarea clasică, astfel încât, productivitatea turnării să fie maximă, fără a afecta calitatea produsului.

Criteriul dimensional ridică problema adoptării unor dimensiuni ale semifabricatului apropiate de cele finale ale produsului finit, fără a afecta calitatea acestuia.

În funcție de aceste noi criterii de apreciere a unei uzine de profil se remarcă și tendințele actuale din siderurgia mondială:

modernizarea (retehnologizarea) mașinilor de turnare continuă existente (uzinele: Bruckhausen, Ugine Isbergues, Sollac Fos sur Mer, ș.a.), caz în care au fost adoptate soluții tehnice având drept consecință: creșterea vitezei de turnare, creșterea lungimii metalurgice a firului de oțel, creșterea performanței managementului de întreținere a echipamentelor auxiliare, ș.a;

turnarea continuă la dimensiuni apropiate de cele ale produsului finit

Soluțiile tehnice adoptate pentru modernizarea mașinilor de turnare continuă de brame se referă la:

comanda hidraulică a oscilării cristalizorului (care permite oscilarea nesinusoidală a acestuia, asigurând condiții de aplatizare a urmelor de oscilare și lubrifiere mai bună), rigidizarea sistemului de ghidare și susținere a firului (necesară în cazul dezvoltării unor viteze mari de turnare), acționarea hidraulică a segmenților de role (care permite adaptarea fină în timpul turnării a poziției acestora în raport cu contracția firului și un feed-back eficient pentru controlul forțelor de presare), soluții adoptate de Slöemann Siemag;

cristalizorul cu rezonanță (care dezvoltă un sistem cu acuratețe mai mare pentru realizarea oscilațiilor, bazat, de asemenea, pe comenzi hidraulice dar și pe o reducere substanțială a maselor aflate în oscilație), un nou model de optimizare a curgerii-OFP (care urmărește uniformizarea curgerii pe întreaga circumferință a cristalizorului și micșorarea “craterului” lichid la intrarea în fir, tradus într-o nouă concepție de orificiu imersat), soluții adoptate de Mannesmann Demag.

Turnarea la dimensiuni apropiate de cele ale produsului finit și-a dovedit viabilitatea – în cazul producției de brame – atât în domeniul turnării continue de brame subțiri (50-80 mm), cât și al bramelor de grosime medie (120-150mm).

O caracteristică importantă a preocupărilor actuale de dezvoltare a tehnologiilor și instalațiilor aferente fabricației produselor plate din oțel o constituie orientarea către procedee care să permită turnarea acestora la dimensiuni apropiate de cele finale, cu consecințe economice favorabile.

Idea de bază este aceea că, în cadrul unui proces de turnare continuă, să se fabrice un produs intermediar sub formă de brame, blumuri sau țagle, care să poată fi introdus direct în procesele de laminare la cald sau, chiar, obținerea dimensiunilor finale direct din turnare.

Odată cu introducerea turnării continue se renunță la prima treaptă a tehnicii de laminare: liniile de laminare în sleb, respectiv, în blum. Următorul pas a fost introducerea în stare caldă a semifabricatului turnat continuu la laminare. Dezvoltările mai recente ale procedeului au făcut ca, astăzi, o instalație care produce brame cu grosimi de 150300 mm, să fie desemnată ca făcând parte din categoria instalațiilor clasice.

Cu toate că majoritatea uzinelor siderurgice utilizează pentru fabricația de produse plate, fluxul clasic (figura 2.1) și că adoptarea tehnologiilor moderne de turnare continuă-laminare directă implică investiții importante, se studiază tot mai mult posibilitățile oferite de acest domeniu.

Capacitățile de turnare, disponibilitatea instalațiilor, produsele înalt calitative și costurile relativ scăzute au condus la studierea și experimentarea mai multor procedee de turnare continuă-laminare.

Fig.2.1. Fluxul tehnologic de fabricație a benzilor din oțel prin procedeul clasic turnare continuă și laminare (instalații convenționale): 1- instalație de turnare continuă brame cu fir curb; 2 – foarfece debitare brame; 3 – instalație de flamare; 4 – mașină de polizare; 5 – depozit brame; 6 – depozit intermediar; 7- cuptoare de încălzire; 8 – instalație de desțunderizare; 9 – caje degrosoare; 10 – caje finisoare; 11- instalație răcire bandă; 12 – ruloare bandă.

Capacitățile unor instalații individuale de turnare de semifabricate, respectiv de 250.000300.000 tone/lună – au devenit posibile prin secvențe lungi, cristalizoare cu reglare automată, înlocuirea operativă a distribuitoarelor, turnarea combinată, ș.a.

Suprafețele semifabricatelor cu un nivel scăzut de defecte și o structură internă, în general, lipsită de fisuri și săracă în segregații, face posibilă – mai ales pentru produsele plate – laminarea directă.

Situația – în care unele firme au făcut investiții mari pentru proiectarea de noi tehnologii și instalații – derivă și din dinamica accentuată în domeniul realizării de produse din oțel la prețuri din ce în ce mai scăzute și cu caracteristici ridicate, în condițiile în care toleranțele dimensionale scad continuu.

Studiile actuale, în domeniu, sunt orientate în direcțiile principale:

a) modernizarea instalațiilor actuale, inclusiv pentru laminarea din cald a unei cantități cât mai mari din producția turnată continuu (procedeul H.D.R.–Hot Direct Rolling);

b) îmbinarea instalațiilor de turnare continuă cu cele de laminare (procedeul C.C-D.R. – Continuous Cast-Direct Rolling);

c) turnarea de bandă subțire.

Cap.3.Proceduri de fabricație pentru fluxul turnare continuă

3.1.Scop

Procedura stabilește modul de desfășurare a activităților tehnologice în sectorul de turnare continuă a bramelor.

3.2.Barbotarea

Sectorul de barbotare cu gaze inerte se află în hala ,,PRIMIRE OȚEL”. Barbotarea reprezintă operația tehnologică ce se execută în scopul omogenizării temperaturii și a compoziției chimice a oțelului lichid în oala de turnare.

3.2.1.Parametrii de bază ai instalațiilor de barbotare

Componentele instalației:

1.lance de imersie

2.braț port lance mobil

3.coloana rotitoare

4.mecanism de ridicare

5.mecanism de rotire

6.apărători

Caracteristicile tehnologice:

-capacitatea oalei de turnare = 180t;

-cursa lancei de imersie = 4700mm;

-argon insuflat: -debit = 200 – 250l/min;

– presiune = 3 – 7daN/cm2;

-timp de insuflare = 3 – 10 min;

-viteza de ridicare a lăncii = 10 cm/s;

-viteza de rotire a coloanei = 1 rot/min;

3.2.2.Operații tehnologice

gazul de barbotare (argon) se introduce cu ajutorul lăncii de barbotare;

presiunea argonului în lance este de 5 at.;

debitul de gaz=200-250 l/min;

timpul optim de barbotare este de minim 5 minute pentru șarjele care au fost barbotate la OLD1 iar pentu șarjele barbotate prin dop poros la OLD1, se va efectua barbotarea doar pentru corectarea temperaturii;

scăderea de temperatură la începutul barbotării este de 1,9-5,6 0C/min

după 6 minute de barbotare scăderea temperaturii este 1,0-1,5 0C/min;

presiunea gazului de barbotare din lancea de imersie se poate regla în domeniul 3-7 at., astfel încât să se evite debordarea oțelului din oala de turnare;

temperatura oțelului la sfirșitul barbotării se va încadra în urmatoarele limite:

Tabel 3.1

– după barbotare se administrează aroximativ 150 kg.praf termo izolant;

– în cazul utilizării capacului pe oală nu se mai administreză praf;

– se interzice folosirea pentru răcirea oțelului lichid din oala de turnare a bramelor sau adaugarea de fier vechi.

3.3.Mașina de turnare

3.3.1.Parametrii tehnologici de bază ai instalației de turnare continuă în brame

– Capacitate de productie TC1 Q=3 mil tone oțel/an;

– 4 mașini de turnare a câte 2 fire de turnare fiecare;

3.3.2.Caracteristicile tehnice ale mașinii de turnare continuă brame model S19O/30-10

– raza de turnare R = 9,8m;

– număr fire n = 2;

– viteza de turnare V = 0,45-1,25;

– secțiune de turnare S = (150-300)x(700-1900)mm;

– lungimea de tăiere a firului R = 4,5-9,5m;

– ghidajul firelor = 7 segmenți;

– dispozitiv de tragere și îndreptare = 5 segmenti;

– distanța dintre oglinda băii metalice și punctul de tangență d = 15,7m;

– lungimea metalurgică (sprijinită) L = 18,85m;

– viteza de extragere VC = max. 3 m/min;

– distanța dintre fire d = 5,6m;

– lungimea firului rece LR = 19,5m;

– capacitatea de producție:

– greutate șarjă = 180t;

– durata de turnare pe șarjă T t = 65 min.;

– numărul de șarje turnate în secvență = max 6 șarje/schimb/mașină;

3.3.3.Caracteristicile tehnologice ale distribuitoarelor

Distribuitoare înzidite: – pereți: – stratul de durată: – se execută din material refractar cu cca. 60%Al2O3, cu o grosime de 40 mm;

3.4.Calitatea oțelului

Condiții de calitate impuse oțelurilor turnate pe mașinile de turnare continuă:

– pe mașinile de turnare continuă se vor turna numai mărci de oțeluri complet calmate cu siliciu sau numai cu aluminiu sau dublu calmate (cu siliciu și cu aluminiu);

– mărcile de oțel sunt grupate în 4 grupe:

GRUPA I-mărci de oțel calmate cu Al.:C <0,12%;Mn<0,5% .

GRUPA II-mărci de oțel calmate cu Al.: C<0,18%;Mn<0,9%.

GRUPA III-mărci de oțel calmate cu sau fară Al: 0,12%<C<0,18 %, 0,9%<Mn<1,4%.

GRUPA IV-mărci de oțel calmat cu sau fară Al: 0,18%<C<0,25%; Mn>0,9%, cu sau fară Ti, Mo, Cr, V, Ni, Nb.

– sortimentele mărcilor de oțel care se toarnă pe instalațiile de turnare continuă sunt:

– oțeluri de uz general

– oțeluri carbon de calitate

– oțeluri slab aliate.

– aceste mărci de oțeluri care se pretează a se turna pe mașini de turnare continuă trebuie să indeplinească următoarele conditii:

– elementele insotitoare din compoziția chimică să nu depășească următoarele limite:

– Cu = max. 0.25%

– S = max. 0,025%

– P = max .0,025%

– Ni = max. 0,3%

– Cr = max. 0,2%

– Sn = max. 0,2%

– As = max.0,1%

– elementele de aliere nu vor depăși următoarele limite tehnologice:

– V, Nb și Ti nu vor depăși 0,1% pe fiecare element în parte.

– Zr.= max 0.05%

– toate mărcile de oțel se vor turna cu tuburi de protectie jet oțel intre oală și distribuitor.

3.4.1.Condiții de temperatură

Condițiile de temperatură ale mărcilor de oțel destinate turnării continue sunt:

– măsurarea temperaturii oțelului lichid se face astfel:

– în oala de turnare inainte și după barotarea cu gaze inerte;

– în distribuitor la fiecare 15 minute de la inceperea turnării;

– de regulă temperatura oțelului în distribuitor trebuie să fie egală cu temperatura liquidus + (15-30 0C).

– temperaturile mărcilor de oțel, pe faze tehnologice sunt prevăzute în tabelul 3.2.

Tabel 3.2

3.5. Fazele tehnologice ale turnării

3.5.1. Începerea turnării

După așezarea oalei de turnare pe turnul rotitor acesta se rotește cu 900.

Se oprește încălzirea tuburilor de imersie și a dopurilor, se ridică distribuitorul în poziție maximă și se plasează deasupra mașinii de turnare.

Se centrează distribuitorul pe cristalizator și se coboară în poziție de turnare concomitent cu centrarea tuburilor de imersie la intrarea acestora în cristalizator

Se rotește turnul rotitor cu incă 90 în aceeași directie cu prima rotire până se aduce oala de turnare în poziție de turnare, deasupra distribuitorului.

Se echipează mecanismele de închidere (2 la număr) cu pirghie și se fac probe cu dopurile distribuitorului (manevre de ridicare-coborâre a dopurilor).

Se cuplează furtunele de la stația hidraulică la pistonul sertarului oalei de turnare și se comandă deshiderea sertarului.

Din oala de turnare astfel deschisă oțelul incepe să curgă în distribuitor; se umple cât mai rapid distribuitorul cu oțel și când acesta este umplut cu oțel lichid în proporție de 2/3 din înăltimea spațiului de lucru a distribuitorului se deschide dopul de la firul impar (stânga mașinii de turnare) și apoi la firul par (dreapta mașinii de turnare).

Oțelul incepe să curgă din distribuitor în cristalizatoare prin intermediul tuburilor de imersie și începe să umple spațiul de lucru delimitat la partea inferioară a cristalizatorului de capul barei false, iar lateral, de jur imprejur de părțile late și părțile înguste ale cristalizatorului.

După ce capul barei false este acoperit cu oțel se deschide ventilul principal al răcirii secundare.

Când orificiile laterale ale tubului de imersie sunt scufundate în oțel se acoperă suprafața oțelului lichid din cristalizator, cu praf de ungere.

Când cristalizatorul este umplut în proportie de 3/4 cu oțel lichid (nivelul oțelului lichid să fie la maximum 50-100 mm de marginea superioară a cristalizatorului), se pornește antrenarea firului.

Nu se admite începerea turnării, dacă distribuitorul nu este încălzit corespunzător; temperatura tuburilor de imersie să fie cuprinsă în intervalul 800-1000ºC .

Timpul între oprirea incălzirii tuburilor de imersie, punerea în mișcare a cărucirului, aducerea acestuia în poziție de turnare, coborirea ditribuitorului, centrarea tuburilor de imersie în momentul intrării lor în cristalizator și începerea turnării să nu depașească 5 minute.

3.5.2.Turnarea

După umplerea distribitorului cu oțel lichid, nivelul acestuia se va păstra constant, prin reglarea jetului de oțel ce curge din oală.

Se va acoperi suprafața liberă a distributorului cu praf termoizolant.

După pornirea antrenării firului, nivelul oțelului lichid în cristalizator se va menține constant (la cca.50-100 mm. de marginea superioară a plăcilor de cupru prin acționarea dopului distribuitorului).

Viteza de tragere la fir va fi reglată în funcție de temperatura oțelului lichid din distribuitor, de marca de oțel, de formatul cristalizatorului.

În timpul turnării, suprafața oțelului lichid din cristalizator va fi acoperită cu praf de ungere având grosimea peliculei de 1-1,5 cm..

La fiecare 15 minute de la începerea turnării se vor lua probe de temperatură din distribuitor.

În timpul turnării se vor îndepărta șnururile de zgură ce se formează în jurul pereților (plăcilor) cristalizatorului.

În cazul unor defectiuni la mașina de turnare continuă se închide imediat dopul și se va opri turnarea oțelului concomitent cu oprirea înaintării firului cald.

Durata maximă de staționare este de două minute.

Pentru opriri cu durate mai mari de 2 min., se oprește turnarea pe firul respectiv, practic nu se mai ridică dopul.

Când există pericolul de debordare sau când debordarea s-a produs, se oprește înaintarea firului simultan cu deplasarea căruciorului și implicit a distribuitorului deasupra vanelor de zgură.

Pe timpul turnării, debitul de răcire pentru cristalizator și zonele de răcire secundară vor fi reglate funcție de formatul cristalizatorului, marca de oțel, viteza de turnare .

Când temperatura apei de răcire la intrarea în cristalizator este mai mare decit cea prescrisă în instructinile de lucru, sau diferența dintre temperatura apei de intrare și a apei de ieșire din cristalizator este mai mare deci cea prescrisă în instructiunile de lucru, se întrerupe turnarea oțelului lichid.

Se întrerupe turnarea oțelului lichid și în cazul în care nu se asigură debitul minim de apă necesar răcirii plăcilor de cupru ale cristalizatorului, plăci care intră în contact direct cu oțelul lichid.

3.5.3.Turnarea în secvență

Turnarea în secvență, înseamnă turnarea succesivă a cel puțin două șarje de oțel lichid în același distribuitor.

Pot fi turnate în secvență, mărci de oțeluri de aceeași calitate sau calităti înrudite.Inainte de a se termina turnarea șarjei din oala de turnare, aflată în poziție de turnare pe turnul rotitor al mașinii de turnare continuă, pe brațul liber al turnului rotitor se aduce o altă oală de turnare în care se află urmăroarea șarja de oțel lichid ce urmează a se turna.

Inainte de a se urca pe turnul rotitor șarja următoare din secvență va fi pregatită în vederea turnării pe masa de pregătire.

Pregătirea oalei cu șarja următoare din secvență pe masa de pregatire și urcarea ei pe turnul rotitor trebuie să se termine cu cel putin 5 minute inainte de sfârșitul turnării șarjei anterioare.

Durata de stationare, între sfârșitul șarjei anterioare și începutul următoarei, nu trebuie sa depășească 5 minute.

După terminarea turnării șarjei se închide sertarul oalei, se decuplează de la pistonul oalei de turnare furtunele stației hidraulice, după care se rotește turnul rotitor cu 1800, aducându-se în poziție de turnare următoarea oală.

Se cuplează furtunele stației hidraulice la pistonul sertarului oalei de turnare ce urmează a se turna în secventă și se deschide sertarul oalei.

În timpul rotirii turnului rotitor în vederea interschimbării șarjelor, viteza de turnare la fire nu se va micșora sub viteza minimă de turnare.

În cazul în care schimbarea oalelor de turnare durează un timp mai mare de 10 min. iar nivelul oțelului lichid în distribuitor este foarte scăzut se renunță la deschiderea următoarei oale de turnare.

Oala care a ieșit din turnare se ia de pe turnul rotitor cu podul rulant și se basculează la vana de zgură.

Se interzice trimiterea la oțelărie a oalelor după ieșirea din turnare nerotite, cu zgura nebasculată sau cu orificiul sertarului oalei necurățat.

Prin turnarea în aceeași secvență a șarjelor cu mărci de oțel diferite se pot produce amestecuri de material ce conduc la copoziții chimice și caracteristici mecanice diferite care nu s-ar încadra în prescriptiile de marcă .

Pentru evitarea acestor situatii, mărcile de oțel care urmează a se turna în secventă se pot grupa în urmatoarele trei grupe :

GRUPA A (mărci de oțel+mărci echivalente conform EN/SREN)

OL 32-K A1,2,3-K OLC-10

OL 34-K A3-Ck XES

A21 R-37 OLC-15

OL-37-2,3,4-K,Kf Vst-3sp

GRUPA B (mărci de oțel+mărci echivalente conform EN/SREN)

OL-42-2,3,4-K,Kf A,D, NAVAL

OL-44-2,3,4-K,Kf ASTM 283

R-44-3,4,5,6 ASTM516

OCS044 OLC-20

K-41-2b OLTK

K47-2b H II

GRUPA C (mărci de oțel+mărci echivalente conform EN/SREN)

OL 52-2,3,4=K,Kf A,D,E-32,36

R 52-3,4,5,6,7 16 GS

K 52-2b X 52

OCS 52-5,6,7 X 60

OCS 5503,4,5 ASTM 572

Mărcile de oțel silicios (M45, M47-B, M45-S,…) se vor turna obligatoriu numai în secventă de silicios.

Mărcile OL 37-BD,OL 52-BD,L 42,X65,X70,se vor turna în secvente diferite.

Se va avea în vedere în mod obligatoriu programarea turnării continue a șarjelor din aceeași secvență, pentru a nu se turna mărci de oțeluri din grupe diferite în scopul evitării amestecului de material.

3.5.4.Fazele tehnologice la terminarea turnării

La terminarea turnării se execută urmatoarele operații :

– În momentul în care zgura incepe să curgă pe orificiul sertarului oalei de turnare, se închide sertarul acesteia și se asteaptă cca. 30 secunde pentru solidificarea zgurei, se redeschide sertarul oalei de turnare, se decuplează furtunele stației hidraulice de la pistonul mecanismului de închidere – deschidere sertar oală, după care se rotește turnul rotitor cu 90 de grade.

– Cu puțin timp înainte de golirea distribuitorului, acesta se va ridica până ce orificiile de scurgere ale tubului de imersie (două la fiecare tub) ajung deasupra oglinzii băi de oțel lichid din cristalizator, astfel încât să se poată observa momentul în care începe sa curgă zgura în cristalizator.

– La apariția zgurii se închid dopurile distribuitorului prin acționarea pârghiilor mecanismului de susțtinere port-dop și se oprește antrenarea (înaintarea) firului.

– Se ridică distribuitorul pe pozitia maximă și se deplasează căruciorul cu distribuitorul până deasupra vanelor de zgură, pentru evacuarea zgurii din distribuitor.

– Se îndepartează complet zgura de la suprafața oțelului din cristalizator după care se stropește intens cu apă oglinda băi de oțel lichid.

– După solidificarea oglinzii băii de oțel din cristalizator (realizarea unei cruste) se pornește din nou antrenarea firului la început cu viteza mică, iar după 2-3 minute se mărește viteza de extragere la max.0,5m/min și se menține la această valoare până când firul cald trece de cristalizator în zona 1 de răcire secundară.

– La oprirea antrenării firelor, răcirea secundară se reduce cu 50% și se readuce la valoarea nominală în timpul extragerii firului cu viteză mai mare de 0,5m/minut.

3.5.5.Faze tehnologice privind acționarea cajei de extragere și îndreptare

Pentru pregătirea firului curb în vederea turnării se introduce bara falsă în caja de tragere și îndreptare executându – se următoarele operații:

– se pornesc pompele hidraulice cuplându-se tensiunea electrică.

– se coboară balansierul pană la contactul cu masa din fața cajei de extragere;

-s e comandă ridicarea segmenților 1-5;

– se comandă ridicare plonjerilor;

– se comandă coborirea segmenților pe firul curb;

– se comandă cuplarea motoarelor din caja de extragere ;

– după ce capul barei false începe sa fie antrenat se urmărește derularea firului troliului cât și înaintarea barei false până ce aceasta ajunge la intrarea în cristalizator;

– se dă comanda antrenării barei false la operatorul de pe platforma de turnare a mașinii;

– în timpul turnării se urmărește funcționarea motoarelor și a cajei de extragere, prezența presiunii pe segmenți și înaintarea lanțului pe balansier;

– când capătul barei false ajunge în aproierea balansierului se încep operațiile de desprindere a acesteia de capul firului cald (brama);

– după desprindere se oprește înaintarea barei false și se ridică balansierul până când acesta este prins de dispozitivul de siguranțtă.

La evacuarea bramei se vor executa următoarele operații:

– se impune valoarea vitezei optime de extragere în funcție de format și de temperatura bramei pentru a se asigura timpul necesar pentru debitarea bramelor conform programului de divizare la cald;

– pe măsură ce brama (firul cald) în timpul extragerii intră succesiv în segmenții de curbură, aceștia se vor ridica la rândul lor succesiv;

– după ridicarea ultimului segment, înaintarea bramei se realizează cu ajutorul rolelor intermediare, executându-se astfel evacuarea bramei din fața cajei de extragere;

– se dă comanda la mașina de debitat.

3.5.6.Alimentarea cu oțel lichid a cristalizatoarelor

Turnarea bramelor se va face prin tuburi de imersie și dop;

Viteza de turnare este în funcție de formatul cristalizatorului;

Nivelul de lucru al băii de oțel lichid din cristalizator trebuie menținut la 50-100mm sub marginea superioară a placilor cristalizatorului;

Operatorul de la fir (cristalizator) are următoarele obligații:

– să mențină oglinda băi de oțel lichid la un nivel constant, iar orice modificare de nivel să nu o facă brusc;

– să indepărteze șnururile de zgură ce se formează la suprafața băii de oțel;

– să adauge praf de ungere pe oglinda de oțel lichid din cristalizaror;

– praful de ungere trebuie distribuit în mod uniform, sub forma unei pelicule fine, pe toată suprafata oglinzii băi de oțel lichid.

Imersarea tuburilor de imersie în baia de oțel lichid din cristalizator trebuie să se facă în mod obligatoriu la 150mm, față de nivelul oglinzii.

3.6.Debitarea la cald

Mașina de turnare continuă este dotată la fiecare fir cu câte o mașină de debitare oxigaz.

3.6.1.Faze tehnologice

– Se pornesc pompele rolelor de tăiere;

– Se comută mașina în regim automat;

– Se coboară mașina de debitare pe sleb;

– Se acționează dispozitivele oxigaz pentru divizare și se reglează viteza de taiere;

– Dispozitivele de tăiere oxigaz se comută pe poziția automată, pentru ca aproape de sfârșitul divizării unul din cele două să se retragă, continuând debitarea completă celalalt;

– După debitarea completă a slebului mașina de debitare se ridică de pe bramă și se acționează retragerea acesteia la poziția inițială, așteptându-se începerea unei noi divizări conform programului de debitare la cald;

– Bramele divizate la dimensiunile cerute sunt evacuate pe calea cu role;

– Mașinile de debitat pot lucra și-n regim manual, pentru aceasta pupitrul de comandă fiind dotat cu manete pentru acționarea mașinii de debitat, (mișcare de translatie, sus-jos și înainte și înapoi );

– Bramele de pe calea cu role sunt expediate în depozitul ajustaj, unde vor fi depozitate, recepționate și apoi livrate către beneficiari.

3.7.Recepția și controlul bramelor

Recepția și controlul bramelor se face în depozitul ajustaj în spațiile destinate acestui scop parcurgându-se următoarele etape:

Se verifică signarea la cald pentru fiecare bramă din șarjă.

Recepția șarjei se face compact (nu se admit la recepție brame alternative din alte șarje).

Se analizează modul de respectare a procedurii de fabricație și se verifică compoziția chimică finală a șarjei (este inscrisă în fișa tehnologică de urmărire a șarjei pe fluxul tehnologic), funcție de acestea se încadrează șarja pe marca de calitate programată.

3.7.1.Recepția și controlul bramelor destinate laminării în tabla groasă

Se verifică dacă bramele au staționat minim 24 de ore după turnare pentru ca recepția să se poată efectua în bune condițiuni.

Bramele se recepționează compact pe șarje, bucată cu bucată, vizual pe toate fețele.

Bramele care nu prezintă defecte de suprafață se promovează pe marca programată în vederea divizării conform programului destinat laminării în tabla groasă.

Bramele care prezintă defecte de suprafață se remediază prin operația de flamare manuală (îndepartarea defectului de suprafață cu ajutorul unui dispozitiv cu flacară oxigaz și care poate fi manevrat manual de un operator calificat în acest sens).

La flamarea manuală se are în vedere ca adâncimea de îndepărtare a suprafeței din zona cu defect să nu depașească 8% din grosimea slebului.

După flamarea manuală a bramei în zona sau zonele cu defecte de suprafață se face din nou un control vizual a zonelor respective urmărindu-se starea defectului propriu-zis și anume dacă acesta persistă sau a fost complet eliminat.

Dacă defectele de suprafată persistă după flamarea manuală se poate realiza o flamare mecanică pe mașina de flamare, dar de data aceasta flamarea realizându-se pe toata suprafața lată a slebului, deci se îndepărtează material și din zonele bramei fără defecte de suprafață, ceea ce duce la pierderi mari de metal.

Bramele cu defectul "întrerupere de turnare" sunt supuse operației de debitare și îndepartarea în intregime a acestuia, după care se promovează pe programe adecvate pentru noile dimensiuni; bramele rezultate în urma acestui defect, la dimensiuni mai mici de 1600 mm lungime se rebutează.

De asemenea sunt rebutate bramele care prezintă umflătură, încovoiere, retasură.

3.7.2.Recepția și controlul bramelor destinate laminării în benzi la cald (L.B.C)

Bramele cu destinatie L.B.C., se controlează după o staționare de min. 24 ore, în spațiile special amenajate acestui scop.

Se verifică prin măsurare lungimea realizată după turnarea și divizarea la cald a bramelor.

Bramele care prezintă defecte de suprafață sau defecte în secțiune (tip retasură) neremediabile se rebutează.

Bramele cu întrerupere de turnare sunt supuse operației de îndepărtare prin debitare a acestui defect, iar lungimea minimă de livrare a slebului după indepărtarea defectului trebuie să fie de minim 3500mm.

3.7.3.Recepția și controlul bramelor destinate laminării în benzi la rece (L.B.R)

Bramele destinate L.B.R.-ului se supun controlului în punctele stabilite recepției după o staționare de minim 24 ore de la terminarea turnării.

Bramele sunt receptionate pe șarje compacte, bucată cu bucată, pe ambele fețe.

Se verifică lungimea reală, rezultată în urma debitării la cald.

Bramele care nu prenzintă defecte de suprafată se promovează pe flux, iar cele cu defecte de suprafată se vor remedia prin flamare manuală sau mecanică după caz.

Șarjele destinate ambutisării adânci sau destinate zincării se vor flama mecanic în mod obligatoriu.

Bramele ce prezintă defecte de tipul: fisuri, crăpături, umflături, sufluri, porozităti, incluziuni nu se vor promova pe șarja din care fac parte ci se vor rebuta, urmând a fi recuperate sub formă de deșeuri proprii.

Bramele care prezintă defecte în secțiune de tipul retasură nu se vor promova pe șarja din care provin; defectul se va îndepărta prin divizarea slebului și dacă acesta persistă după divizare se va continua operația de îndepartare prin șutare (divizare la dimensiuni mici cu lungimi cuprinse între 500-1000 mm.) până la dispariția completă a defectului, iar pomovarea lor se va face la noile dimensiuni, dar pe alte programe și cu alte destinații.

3.8.Considerații privind solidificarea oțelului la turnarea continuă

3.8.1.Factorii care influențează solidificarea oțelului

Dimensiunea zonei bifazice prezintă importanță practică la solidificarea oțelului, deoarece, în această zonă, se formează microretasuri și segregații, crăpături și sufluri. De aceea, această zonă constituie sursa principală a defectelor semifabricatului turnat. Cu cât este mai mare zona bifazică, cu atât calitatea bramelor, obținută în aceleași condiții de turnare, este mai scăzută. Grosimea zonei bifazice depinde de proprietățile oțelului (interval de solidificare, conductivitate termică, căldură specifică, ș.a.), condițiile de turnare (temperatura de turnare, viteza de turnare, ș.a.). Unul din parametrii cu influență deosebită asupra mărimii zonei bifazice îl constituie grosimea bramei. Datorită schimbului de căldură dintre aliaj și formă, la o viteză mai mare de răcire (solidificarea semifabricatelor mai subțiri), valoarea grosimii zonei bifazice () va fi mai mică. La semifabricatele groase, zona bifazică poate fi atât de mare încât să cuprindă, în anumite condiții de turnare, întreaga secțiune. Din acest punct de vedere, există două scheme de solidificare: În cazul unui interval mare de solidificare, tendința de formare a zonei bifazice cu dimensiuni mari este foarte probabilă (figura 3.1). Ritmul de solidificare are un rol important în solidificarea aliajelor cu zonă bifazică, care caracterizează repartiția proporției fazei solide în intervalului de cristalizare.

Fig. 3.1. Scheme de bază ale solidificării: a. aliaj cu interval mare de solidificare (Tk < Ts); b. aliaj cu interval mic de solidificare (Tk > Ts).

Încadrarea aliajelor în schemele din figura 3.1. este determinată de raportul între intervalul de cristalizare (Tk) și gradientul de temperatură existent în zona solidificată la sfârșitul procesului de solidificare (Ts). Intervalul de cristalizare este determinat, în cea mai mare măsură, de compoziția chimică a oțelului.

Fig. 3.2.Schema de determinare a ritmului de solidificare

Determinarea proporției fazei solide se poate face cu ajutorul diagramelor de echilibru, ținând cont de compoziția chimică a oțelului pentru fiecare temperatură din interiorul intervalului lichidus-solidus (figura 3.2).

Aplicând legea pârghiilor, raportul dintre cantitatea de fază solidă, fs, și suma fazelor solidă și lichidă, fs+fl, :

(3.1)

rezultă că valoarea Mt este proporțională cu mărimea segmentelor de pe diagrama binară corespunzătoare fazei solide, pentru diferite temperaturi.

În cazul exemplificat în figura 3.2.a, care se referă la aliaje cu curbe solidus și lichidus descendente, la jumătatea intervalului de solidificare (T1/2) se solidifică aproximativ 75% din cantitatea totală, ceea ce înseamnă că cea mai mare parte din faza solidă se separă în apropierea liniei lichidus. În cazul din figura 3.2.b, care se referă la aliaje cu curbe solidus și lichidus ascendente, la jumătatea intervalului de solidificare (T1/2) se solidifică aproximativ 75% din cantitatea totală, ceea ce înseamnă că cea mai mare parte din faza solidă se separă în apropierea liniei solidus.

3.8.2. Etapele procesului de solidificare

În timpul procesului de cristalizare, cantitatea de fază solidă care se formează pe secțiunea peretelui semifabricatului turnat, la un moment dat, este proporțională cu cantitatea de căldură de cristalizare cedată în acel moment, respectiv:

(3.2)

în care: L este căldura de cristalizare a unității de volum, []; Qk – căldura de cristalizare conținută parțial în volumul de lichid subrăcit (Vsb), [J].

Factorul hotărâtor în procesul de cristalizare este viteza de cedare a căldurii de cristalizare, rolul subrăcirii la un număr constant de impurități reducându-se la faptul că asigură, în fiecare moment, un echilibru între viteza de formare a fazei solide () și viteza de cedare a căldurii de cristalizare () (relația 3.2).

Considerând volumul de aliaj subrăcit, rezultă:

(3.3)

(3.4)

în care: este cantitatea totală de căldură de cristalizare conținută în volumul subrăcit, [J]; Vsb-volumul de aliaj subrăcit, [m3].

Funcția reprezintă o mărime relativă a gradului de subrăcire și caracterizează procesul de solidificare a fazei lichide.

Studierea procesului de solidificare presupune cunoașterea vitezei de deplasare a frontului de solidificare și grosimea zonei bifazice în orice moment și pentru fiecare punct al secțiunii semifabricatului.

Etapele procesului de solidificare sunt:

Etapa I. Caracterizează solidificarea aliajului la contactul cu peretele formei și formarea crustei solidificate.

În stratul superficial al semifabricatului turnat, temperatura scade brusc, în timp ce în celelalte straturi se menține temperatura corespunzătoare momentului de sfârșit de turnare. Astfel, în primul moment de contact instantaneu dintre aliajul lichid și peretele formei, ia naștere o crustă solidificată subțire precum și un foarte îngust strat de zonă bifazică ce vine în contact cu crusta. În cazul semifabricatelor cu grosime mare, în zona cu lichid supraîncălzit apar curenți de convecție și, deci, un schimb de căldură convectiv.

Etapa a II-a. Se caracterizează prin uniformizarea temperaturii pe secțiunea peretelui semifabricatului, determinată de mișcarea convectivă a fazei lichide din interiorul peretelui – datorită scăderii gradientului de temperatură pe grosimea crustei solidificate, ca urmare a micșorării temperaturii la suprafața interioară de contact semifabricat – formă.

Această etapă se încheie în momentul în care încetează mișcarea convectivă a lichidului din zona axei termice.

Etapa a III-a. Vâscozitatea aliajului se mărește simțitor și, prin aceasta, transferul sau mișcarea convectivă a aliajului devin imposibile; ca urmare încetează transferul de căldură datorat convecției, valoarea conductivității efective se micșorează și, deci, viteza de transfer de căldură de la axa termică spre crusta solidificată scade. În aceasta etapă poate avea loc numai un schimb de căldură conductiv. Continuă, astfel, procesul de creștere a grosimii fazei solide și, deci, începe deplasarea frontului de solidificare spre axa termică a semifabricatului. Încetarea mișcării convective în aliajul lichid se presupune că are loc când în faza lichidă apar 6-8% cristale solide.

Apariția fazei solide la un nivel de cca. 8% poate fi explicată pe baza următoarelor procese: coborârea cristalelor solide mai grele în aliajul lichid; fragmentarea dendritelor columnare, apărute în etapa anterioară; spălarea vârfurilor dendritelor; apariția, în timpul răcirii, a cristalelor solide până la .

Această etapă se caracterizează prin absența curenților de convecție și printr-o solidificare în straturi de la periferia semifabricatului spre axa termică a acestuia. În această etapă coexistă, alături de crusta solidificată, zona bifazică și o zonă cu aliaj lichid ce conține o cantitate mică de cristale în suspensie, deci poate fi considerată, practic, ca o fază lichidă.

Etapa a IV-a. Se caracterizează prin scăderea temperaturii oțelului, datorită schimbului intens ce are loc între aliajul lichid și crusta solidificată. În această etapă coexistă doar zona solidă și zona bifazică, în care continuă procesul de cristalizare. Etapa se încheie în momentul în care dispare zona bifazică și semifabricatul este solidificat complet.

3.9.Procese de transfer la cristalizarea și solidificarea oțelurilor

Un rol important în procesul de formare a structurii semifabricatelor turnate îl are transferul fazei lichide între diferite zone ale acestuia, care poate avea loc:

– cu deplasarea convectivă a fazei lichide;

– cu deplasarea fazei lichide sub acțiunea forțelor capilare.

Transferul convectiv are loc în zona centrală a semifabricatului, în care procesul de cristalizare este în stare incipientă, apariția cristalelor solide izolate nefiind, încă, în stare să determine creșterea viscozității. Apare datorită diferenței de densitate între aliajul mai rece, care se găsește în contact cu frontul de solidificare și aliajul mai cald din zona axei termice a semifabricatului. Procesul de convecție este cu atât mai intens cu cât grosimea semifabricatului este mai mare și cu cât viteza de răcire – la suprafața de contact cu forma – este mai mare.

Transferul fazei lichide – sub acțiunea forțelor capilare – are loc printre cristalele din zona bifazică (determinând filtrarea acestora), compensând microretasurile care apar între cristale. În cazul acestui tip de transfer, care ajută la compactizarea semifabricatului, faza lichidă se deplasează de la axa termică spre periferie. Pentru compensarea completă a contracției în etapa a III-a a solidificării, faza lichidă din zona centrală trebuie să se deplaseze în toate punctele din zona bifazică, inclusiv la cele unde cristalizarea se termină și temperatura atinge temperatura solidus. La suprafața de contact dintre zona bifazică și crusta solidificată, distanța dintre cristalele solide este foarte mică și, pentru filtrarea fazei lichide în aceste spații (pentru a putea fi compensată contracția) este necesară învingerea unei rezistențe mari.

Astfel, în perioada de solidificare, în zona bifazică, există un transfer de fază lichidă în două direcții: transfer de fază lichidă cu compoziție medie care se deplasează de la axa termică spre frontul de cristalizare în vederea compensării porozității cauzate de contracție; evacuarea din spațiile interdendritice și dintre spațiile intergranulare a fazei lichide îmbogățite în elemente segregate și expulzarea acesteia spre axa termică a peretelui piesei turnate. Creșterea cristalelor solide în zona bifazică are loc în condițiile unui proces continuu de spălare a suprafețelor lor de către lichidul în circulație.

Pentru explicarea transferului de fază lichidă în interiorul zonei bifazice, aceasta este considerată ca un corp poros, cu canale de legătură. Scheletul de fază solidă din zona bifazică – care corespunde modelului corpului capilar poros – apare în straturile mai adânci ale zonei bifazice și se formează când există, în aceasta zonă, 30-40% cristale solide. Faza lichidă care vine în contact cu cristalele – în zona bifazică – este bogată în elemente de segregare, elemente care, în perioada de cristalizare difuzează mai greu în faza solidă decât în faza lichidă. Faza lichidă care se găsește în axa termică corespunde compoziției medii a aliajului și se deosebește mai puțin de compoziția cristalelor în creștere.

În cazul considerat în zona bifazică există un sistem constituit din trei componente: lichid bogat în elemente de segregare; lichid corespunzător compoziției medii a aliajului (fază nouă); cristale solide care conțin mai puține elemente de aliere.

Deplasarea fazei lichide cu compoziție inițială spre periferia semifabricatului turnat, pe de o parte, și eliminarea fazei lichide conținute în spațiile intercristaline, sunt cu atât mai intense cu cât este mai mare diferența tensiunilor superficiale la suprafața de contact a fiecărei faze lichide cu cristalul solid și cu cât este mai mic canalul capilar. Deplasarea compoziției unui lichide este cu atât mai rapidă cu cât este mai mare segmentul orizontal care unește – la o temperatură dată – curba lichidus și curba solidus (figura 3.3). În figura 3.3. sunt date două diagrame de echilibru cu intervale de solidificare diferite. Deoarece între segmentele corespunzătoare are loc relația a1b1>a11b11, este de așteptat ca lichidul să fie eliminat de faza lichidă cu compoziția inițială în cazul primului aliaj (a) mai repede decât de faza lichidă din aliajul al doilea (b).

Diferența, în ceea ce privește mărimea segmentelor orizontale arătate în diagramele de echilibru și diferența între variația tensiunii superficiale de la cristalul în curs de creștere, pot explica de ce unele elemente conținute în aliaj segregă în mai mare măsură decât altele.

Fig. 3.3. Aliaje cu intervale diferite de solidificare și cu grade diferite de segregare.

Astfel, de exemplu în oțel, segregarea carbonului, sulfului, fosforului se manifestă într-o măsură mai mare decât segregarea siliciului și manganului.

Aceasta corespunde valorilor mari ale segmentelor orizontale pe diagramele de echilibru Fe-P, Fe-S și Fe-C față de cele corespunzătoare diagramelor de echilibru Fe-Mn și Fe-Si.

Pe baza acestor considerației se poate aprecia, doar aproximativ, procesul de segregare în diagrame pluricomponente (Fe-C-Si-Mn-S-P).

Curgerea aliajului lichid prin canalele mici lăsate libere de ramurile dendritice (10-100 m) are o viteză medie dată de relația:

(3.5)

în care: p este presiunea; K-constantă ce ține seama de permeabilitatea mediului;

g-accelerația gravitațională; -vâscozitatea; fl-fracția de volum lichid, [%].

Constanta K este o mărime ce depinde e dimensiunea canalelor ce se formează între ramurile dendritice și de fracția de volum de lichid nesolidificat:

(3.6)

În care: γ este o mărime ce ține seama de structura dendritelor și distanța dintre ramurile acestora.

3.10.Fenomene de segregare la solidificarea oțelurilor

Consecință directă a proceselor de redistribuire a elementelor de aliere – între faza solidă și cea lichidă – în timpul formării structurii primare este apariția neuniformităților de compoziție chimică.

În funcție de distanța pe care se consideră neuniformitatea chimică, se pot întâlni diferite tipuri de segregări:

microsegregări: celulară, dendritică, la limita grăunților;

macrosegregări: negativă, pozitivă, inversă, în “V”.

Segregarea dendritică. Microsegregarea rezultată în urma redistribuirii elementelor dizolvate în timpul solidificării dendritice conduce la variații de concentrație între centrul și partea exterioară a ramurilor dendritice.

Conform ecuațiilor lui Scheil, microsegregarea rezultată în timpul solidificării metastabile a aliajelor binare, pentru un raport de repartiție constant, va fi dată de relația:

(3.7)

în care: Cl este compoziția aliajului lichid la interfață; C0-compoziția inițială a aliajului lichid; fl-cantitatea relativă de lichid din volumul considerat; K-raportul de repartiție la echilibru.

Pentru ca ecuația 3.7 să exprime solidificarea dendritică, se aplică la un volum foarte mic, corespunzător ordinului de mărime a acestui tip de segregație.

Considerând difuzia în stare solidă nulă, compoziția fazei solide la interfață fiind descrisă de coeficientul de repartiție și compoziția fazei lichide, ecuația 3.7 devine:

(3.8)

Pentru a exprima mai exact ecuația microsegregării dendritice, luăm în considerație faptul că are, totuși, loc o difuzie în stare solidă și că dimensiunile ramurilor dendritice cresc în timpul solidificării, unele dintre ramurile mici fiind dizolvate în acest timp:

; (3.9)

în care: d este distanța dintre două ramuri dendritice; Ds-coeficientul de difuzie în stare solidă; ts-timpul de solidificare.

Un rol important în repartiția finală a elementului dizolvat îl are difuzia în stare solidă, viteza de solidificare influențând în mică măsură gradul de microsegregare. Distribuția elementelor dizolvate în cazul unui oțel slab aliat se prezintă în figura 3.4.

Segregarea la limita grăunților. Acest fenomen apare în două situații ce pot fi întâlnite în timpul formarii structurii primare a aliajelor (figura 3.4):

limita grăunților este paralelă cu direcția de creștere, unde, ca urmare a subrăcirii de compoziție, are loc segregarea elementului dizolvat;

interfețele de la limita solid-lichid se deplasează aproape paralel una față de alta, după o direcție de creștere perpendiculară pe acestea; deplasarea are loc până când interfețele se întâlnesc și lichidul care se solidifică ultimul este mult îmbogățit în elemente dizolvate.

În vederea analizării fenomenelor de segregare se poate realiza un model al procesului de solidificare, care presupune că există un echilibru local la interfața solid-lichid, diferențe de compoziție chimică foarte mici în interiorul porțiunilor de lichid din spațiile interdendritice și că nu are loc o difuzie pe distanțe mari.

Fig. 3.4.Segregarea la limită de grăunți.

Microsegregarea

Evaluarea microsegregării aliajelor – în curs de solidificare – are o mare importanță din cauza influenței acestora asupra proprietăților mecanice. S-au realizat modele de calcul unidimensionale, bidimensionale sau tridimensionale. Se pot calcula microsegregații la nivelul spațiilor dintre brațele primare sau secundare pentru dendrite columnare sau echiaxiale.

Descrierea redistribuirii în soluție în timpul solidificării, efectuată de către Scheil , implică mai multe ipoteze simplificatoare:

subrăcirea este neglijabilă în timpul solidificării;

difuzia în faza lichid este completă;

nu are loc difuzia în faza solidă;

proprietățile fizice rămân constante;

elementul de volum nu se modifică, ș.a.

Difuzia – în fază solidă – poate afecta în mod semnificativ microsegregarea, mai ales spre sfârșitul solidificării.

Fig. 3.5. Reprezentarea schematică a elementelor de volum utilizate în modelele de microsegregare: a-dendrite “plate”; b-dendrite “columnare”;

c-dendrite “echiaxiale”.

Calculele lui Brooks au evidențiat, pe un aliaj ternar Fe-Ni-Cr, o omogenizare completă, ca rezultat al difuziei feritei în timpul solidificării.

Brody și Flemings au propus un model în care se consideră o difuzie completă în lichid și o difuzie inversă incompletă, dar nu au rezolvat ecuația de difuzie Fick, aplicația ecuației acestui model fiind limitată la cazul în care difuzia este redusă.

Ohnaka a propus modelele de dendrite (figura 3.5), pornind de le premiza unei omogenizări complete a lichidului și o creștere parabolică a distribuției concentrației în faza lichidă.

Ogilvy și Kirkwood au dezvoltat, mai târziu, un model care admite îngroșarea brațelor dendritelor în aliajele multicomponente.

Battle și Pehlke au dezvoltat un model numeric unidimensional pentru dendritele plate care poate fi folosit atât în cazul brațelor primare cât și în cazul celor secundare. Difuzia a fost luată în considerare atât pentru solid cât și pentru lichid ținându-se cont de îngroșarea brațelor dendritelor. S-au ivit complicații la utilizarea acestui model pentru sistemele multicomponente.

Microsegregarea este legată direct de fenomenul de difuzie. Legea Scheil-Gulliver arată că gradienții de concentrație în solid se stabilesc pe măsura solidificării și că valorile acestora pot fi importante mai ales la sfârșitul solidificării. Dacă răcirea este lentă sau viteza de difuzie ridicată, distribuția concentrației se depărtează de cea prezisă. La limită, dacă omogenizarea solidului în curs de solidificare este completă (cazul C în aliajul Fe-C), distribuția concentrației este dată de legea pârghiilor. În cazul solidificării reale difuzia nu atinge nici una din cele două extreme; efectele difuziei în stare solidă, în raport cu predicțiile legii lui Scheil, sunt:

diminuarea cantității de lichid rezidual la sfârșitul depunerii primare;

diminuarea indicelui de segregație minoră care caracterizează intensitatea microsegregării în produs.

Acest indice poate fi definit prin două rapoarte:

utilizat, adesea, pentru a descrie produsul brut de solidificare;

pentru a descrie efectul tratamentelor termice asupra produselor solide.

Pentru a trata difuzia în stare solidă trebuie făcută o alegere a formei și a mărimii elementului de volum precum și a morfologiei interfeței lichid-solid.

Modelele publicate în literatura de specialitate consideră elementele de volum lineare (solidificare planară), cilindrice (solidificare columnară), sau sferice (solidificare echiaxială). Mărimea acestora trebuie să fie de ordinul distanțelor dintre brațele dendritelor primare sau secundare. Pentru toate tipurile de modele, interfața solid-lichid se deplasează paralel cu ea însăși, prezentând, deci, o arie constantă (pe unitatea de volum), în cazul solidificării planare și crește în mod continuu pentru modelul columnar.

Modelul Brody-Flemings este un model analitic.

Autorii introduc un termen datorat difuziei în stare solidă în bilanțul concentrației la interfață. S-au efectuat, de asemenea, o serie de experimentări pentru a se studia efectul difuziei în starea solidă în curs de solidificare. Parametrii principali urmăriți în aceste experimentări au fost: concentrația minimă în solid și cantitatea de fază secundară.

Basaran a propus un model care ține seama de efectul de coalescență și calculează numeric redistribuirea elementelor de aliere în solidul format. În acest model, concentrația lichidului rezidual este calculată după fiecare pas de timp, luând ca mărime a elementului de volum pe cea pe care o are efectiv în momentul calculului.

Basaran a constatat că rezultatele experimentale și cele calculate cu modelul său corespund pentru timpi de solidificare scăzuți.

Feest și Doherty au invocat alte cauze care să explice diferența între valorile calculate și cele experimentale; ei au arătat că redistribuirea elementelor la vârful dendritelor poate fi cauza îmbogățirii lichidului în elemente de aliere constatată prin raportul de predicție din legea Scheil-Gulliver.

Macrosegregarea

Segregarea zonală directă este urmarea dezvoltării neuniformității chimice datorate dizolvării mai bune a elementelor componente sau a impurităților în faza lichidă decât în faza solidă, concentrată spre axa termică. Acest tip de segregare apare, uzual, când suprafața de separație solid-lichid are o formă plană. Ca urmare a solubilității diferite a dizolvantului în fazele lichidă și solidă, în timpul procesului de solidificare are loc o creștere a concentrației elementului dizolvat în faza lichidă (K0 = 1), ceea ce determină o scădere a temperaturii de solidificare.

Segregația directă este influențată de convecția din aliajul lichid (figura 3.5) și de interfața solid-lichid.

Segregația zonală inversă este caracterizată prin aceea că elementele care se dizolvă, la cristalizare, se concentrează în crusta semifabricatului turnat. Acest tip de segregare poate să apară la semifabricatele cu grosime mare, în condițiile în care, la un moment dat, influența răcirii de la suprafață fiind diminuată, are loc un proces de retopire a unei părți din crusta solidificată (din cauza curenților convectivi din lichid).

Fig. 3.5. Cazurile extreme ale unei segregații normale: a-fară convecție; b-cu convecție.

Tendința apariției segregației inverse este mai accentuată la oțelurile care au un interval mai mare de solidificare. Segregarea zonală inversă ia naștere, ca și cea directă, datorită presiunii capilare în interiorul zonei bifazice în curs de solidificare.

Segregarea inversă se bazează pe influența pe care contracția la solidificare și presiunea gazelor degajate au asupra deplasării aliajului îmbogățit în elemente dizolvate între spațiile interdendritice.

Cap.4.Calitatea semifabricatelor turnate continuu

4.1.Caracteristicile și proprietățile tehnologice care definesc calitatea oțelului

Calitatea semifabricatelor turnate continuu determină, în foarte mare măsură, caracteristicile fizico-chimice și modul de comportare a acestora în procesarea ulterioară și la consumatori.

Pentru a ne edifica asupra problemelor de calitate a semifabricatelor turnate continuu este necesar să trecem în revistă problemele ce definesc concordanța dintre nivelul calitativ al produselor laminate și caracteristicile oțelului.

Așa cum arătam în primul capitol, ponderea esențială a rentabilității fabricației produselor siderurgice este preocuparea permanentă a specialiștilor pentru îmbunătățirea calității, care, alături de reducerea costurilor de fabricație, asigură succesul producătorilor de oțel în concurența de pe piața internă și internațională.

Consumatorii de oțel, în special cei din industriale cu tehnologii de vârf, solicită cantități sporite de oțeluri cu caracteristici de performanță, cu valoare de întrebuințare ridicată, oțeluri care nu pot fi realizate decât practicând tehnologiile cele mai moderne și procedeele tehnologice neconvenționale, caracteristice metalurgiei secundare.

Calitatea laminatelor de oțel este rezultatul cumulativ al acțiunii unei multitudini de factori tehnologici, sunt determinați de:

cerințele de calitate impuse de specificul destinației produselor, respectiv condițiile la care urmează a fi pus produsul din oțel în exploatare;

gradul de dotare pe fluxul de fabricație;

posibilitățile de producție, de control tehnic de calitate de gradul de pregătire profesională, precum și nivelul de disciplină tehnologică, în toate fazele de fabricație.

În ultimii 10-15 ani, până și cele mai conservatoare țări – în ceea ce privește legislația calității – și-au revizuit și îmbunătățit standardele, caietele de sarcini și diverse alte acte normative privitoare la calitatea produselor din oțel.

Calitatea oțelurilor se definește și se exprimă prin următoarele caracteristici :

aspectul suprafeței (frecvența, mărimea și natura defectelor superficiale);

dimensiuni;

condiții de macro și microstructură ;

grad de segregare;

prezența defectelor interne (natură, mărime și frecvență).

proprietăți tehnologice:

– capacitate de deformare plastică la cald și la rece (inclusiv ambutisare);

– sudabilitate;

– modul de comportare la tratamente termice, caracterizate prin: deformabilitate; tendință de fisurare; grad de călibilitate; stabilitate structurală (rezistență la îmbătrânire); caracteristici de anizotropie; prelucrabilitate prin așchiere;

– fluaj;

– rezistență la coroziune intercristalină;

– rezistență la destrămare lamelară.

Valoarea acestor caracteristici este determinată, în principal, de compoziția chimică a oțelului și de caracteristicile oțelului, rezultate din particularitățile de elaborare ale fontei și oțelului.

Pentru creșterea gradului de siguranță în ce privește realizarea caracteristicilor de calitate impuse prin norme sau de consumatori, de obicei, se apelează la elaborarea unor instrucțiuni tehnologice severe și la instaurarea unei discipline tehnologice adecvate. Trebuie de reținut insă că, impunerea unor restricții deosebite, a unor tehnologii cu grad mare de dificultate, cu dotări sofisticate și exagerat de costisitoare, nu sunt justificate întotdeauna – din punct de vedere al eficienței tehnico-economice.

Exigența exagerată, ca dealtfel și lipsa acesteia sunt erori grave, dacă nu se analizează cu mult discernământ întregul complex de factori tehnico-economici pe întregul itinerar producător consumator.

Se constată că, atât pe plan mondial, cât și în țara noastră, cerințele de calitate evoluează pe o curbă ascendentă, consumatorii de oțel pretinzând producătorilor de oțeluri caracteristici performante.

Siderurgia este nevoită să satisfacă pretențiile consumatorilor și, în consecință, este preocupată în permanență să-și perfecteze tehnologiile de fabricație și să apeleze la noi procedee tehnologice.

4.2 Parametrii principali care influențează calitatea semifabricatelor turnate continuu

Principalii parametrii tehnologici care determină calitatea semifabricatelor turnate continuu sunt :

compoziția chimică: valoarea carbonului echivalent; conținutul de elemente reziduale; valoarea raportului Mn/S;

viteza de turnare-extracție;

geometria cristalizorului;

condiții de răcire;

condiții de lubrefiere.

4.2.1.Compoziția chimică

Conținutul de carbon

Acțiunea carbonului asupra tendinței de fisurare a oțelului este, încă, controversată. O parte din specialiști susțin că oțelurile la care conținutul de carbon se situează în ecartul 0,12-0,14%, prezint susceptibilitate foarte mică la fisurare, tendința maximă se înregistrează la valori peste 0,25%C.

Cei mai mulți dintre specialiști au conchis, în urma cercetărilor, că, la conținuturi de peste 0,12%C frecvența defectelor specifice crește proporțional.

Alt mare grup de specialiști afirmă că cea mai mică frecvență de apariție a fisurilor și crăpăturilor longitudinale se înregistrează în cazul oțelurilor cu conținut de C sub 0,12% și la cele cu peste 0,27% C, dar nu mai mult de 0,35%.

Conținutul de elemente reziduale

Producătorii de oțel sunt preocupați de realizarea unui grad cât mai avansat de puritate, în special în privința fosforului și a și sulfului, în vederea obținerii performanțelor în ce privește nivelul caracteristicilor mecanice. Se cunoaște că prezența elementelor reziduale influențează negativ caracteristicile mecanice și tehnologice și sensibilitatea oțelului la fisurare.

Tendința de apariție a fisurilor și crăpăturilor se înregistrează la conținuturi de S și P peste 0,020%, mai ales pe măsura creșterii grosimii semifabricatelor.

Valoarea raportului Mn/S

Cea mai mare parte a lucrărilor de specialitate indică o valoare minimă a raportului Mn/S de min. 24 pentru semifabricatele turnate continuu din oțeluri curente. Pentru oțeluri cu prescripții speciale se recomandă min. 30 pentru blumuri și țagle și min. 40 pentru brame.

La oțelurile la care conținutul de mangan este sub 0,50% iar cel de sulf peste 0,025% susceptabilitatea la fisurare crește puternic, ca urmare a prezenței sulfurii de mangan care este fragilă, și care provoacă – la temperaturi sub 1240 0C – ruperi, la nivel intergranular.

4.2.2.Viteza de turnare-extracție

În paralel cu creșterea vitezei de turnare către limita admisă (specifică mărcii de oțel și mărimii secțiunii semifabricatului) să se coreleze și cu valorile celorlalți parametrii tehnologici care concură la asigurarea calității: oscilația cristalizoarelor (amplitudine, frecvență), regimul de răcire tehnologică în zona primară și secundară, ș.a. Pentru a se putea stabili valorile optime ale parametrilor tehnologici ai procesului este necesară cunoașterea influenței vitezei de turnare asupra structurii interne și a calității suprafeței. Să ne referim, de exemplu, doar la un aspect, pe care îl considerăm important. Se știe că viteza de turnare este în strânsă concordanță cu frecvența de apariție a fisurilor superficiale reticulare.

Printr-o serie de programe de experimentări, s-a dovedit că o creștere a vitezei de turnare a blumurilor sau țaglelor cu 0,2 m/min (de exemplu de la 0,8 la 1,0 m/min.), în condițiile păstrării regimului de răcire primară și secundară, are ca efect reducerea mărimii profunzimii fisurilor cu 150-200%. Creșterea vitezei de turnare trebuie să fie corelată cu compoziția chimică a oțelului (valoarea C echivalent), și intensitatea de răcire.

4.2.3.Geometria cristalizoarelor

Nu este necesar să mai demonstrăm rolul cristalizoarelor în procesul de turnare continuă. Printre altele, calitatea materialului din care sunt confecționate plăcile acestora are un rol important în procesul de declanșare a apariției fisurilor superficiale. Studiindu-se interacțiunea dintre suprafața crustei solidificate a semifabricatelor și plăcile cristalizorului, s-a constatat că, în locurile în care acest contact are loc nemijlocit, întreruperea peliculei de zgură și gaze (peliculă rezultată prin zgurificarea prafului de lubrifiere) apar, cel mai des, fisurile dispuse în “rețea”. De asemenea, înălțimea și conicitatea plăcilor cristalizorului, determină mărimea tensiunilor de contracție la solidificare, respectiv tendința de fisurare.

4.2.4.Condiții de răcire

Valoarea parametrilor răcirii tehnologice a semifabricatelor turnate continuu, (debite, presiuni), determină, în mare măsură, calitatea suprafeței acestora, aceste valori fiind determinate de calitatea oțelului și viteza de turnare-extracție. Controlul menținerii unui debit de apă de răcire în ecartul impus de tehnologie, asigură, într-o oarecare măsură, reducerea frecvenței de apariție a fisurilor. Prin intensificarea regimului de răcire tehnologică, se realizează următoarele:

creșterea grosimii crustei solidificate, ceea ce contribuie la scăderea susceptibilității la fisurare;

reducerea presiunii ferostatice exercitate asupra crustei solidificate;

scăderea energiei necesare antrenării firului în punctul de tangență, cu 400 C, înscriindu-se în ecartul 850-9500C.

O influență importantă asupra calității semifabricatului turnat, o are sistemul de susținere din zona de răcire secundară, care determină, într-o oarecare măsură, gradul de tensionare a crustei, aceasta fiind determinată și de:

deformarea fontului de solidificare , înainte de intrare în zona de îndreptare, datorită umflării accentuate a fețelor late, sub acțiunea presiunii ferostatice;

deformarea semifabricatelor prin comprimarea zonei deformate (umflăturii) de către rolele de susținere și ghidare a firului.

4.2.5.Condiții de lubrefiere

Materialele de lubrefiere, care se transformă într-o peliculă foarte fină de zgură și gaze, au rolul de a asigura o calitate cât mai bună a suprafeței semifabricatelor.

O lubrefiere corespunzătoare reduce efortul mecanic de extracție diminuând efectul de tensionare a crustei și reducând pericolul apariției fisurilor transversale.

4.3.Principalele defecte ale bramelor turnate continuu

Îmbunătățirea continuă a calității bramelor turnate continuu din oțel constituie una din preocupările actuale ale uzinelor siderurgice. În acest scop cunoașterea și depistarea defectelor reprezintă aspecte importante, menite să faciliteze prevenirea și înlăturarea lor, pe categorii de produse, în cadrul fluxurilor tehnologice.

Prezenta relatare a defectelor își propune să înlesnească identificarea defectelor și clasificarea unitară a acestora, ilustrând cu exemple concrete defectele ce pot să apară pe fluxul de fabricație a semifabricatelor turnate continuu.

Totodată un anumit defect poate fi motiv de rebutare sau de declasare pentru un produs dat, dar poate fi admis pentru o anumită clasă de calitate a unui produs din altă categorie. De aceea clasificarea se va face, în toate cazurile, funcție de prescripțiile cuprinse în standardele, normele și caietele de sarcini ale produselor turnate.

Fig. 4.1. Defectele pricipale ale bramelor turnate continuu

Fig. 4.2. Fisuri transversale

Fig. 4.3. Fisuri transversale

4.4.Fisuri transversale

Descriere

Fisurile transversale sunt discontinuități ale metalului având aspect zimțat, cu orientare perpendiculară pe direcția de tragere.

Tendința de fisurare a oțelului este mai mult sau mai puțin pronunțată în funcție de compoziția chimică a acestuia. Conținuturile de carbon de peste 0,20 % în oțel și prezența elementelor de aliere precum cromul, vanadiul, niobiul pot mări riscul fisurării. De asemenea, s-a constatat o legătură între conținutul de azot din oțel și tendința de apariție a fisurilor transversale.

Identificare

Fisurile transversale pot fi distribuite pe întreaga suprafață sau concentrate în benzi. Aceste fisuri sunt vizibile numai pe o suprafață de pe care s-a îndepărtat stratul exterior de oxizi.

Origine

Fisurile transversale pot fi cauzate de :

– tensiunea datorată frecării accentuate între firul turnat și rolele de ghidare blocate;

– deformarea crestei solidificate prin îngroșări și compensări alternative în cazul în care rolele de susținere prezintă abateri de la aliniere;

– deschiderea variabilă între perechile de role;

– distanțele dintre role sunt prea mari;

– suprarăcirea locală (exces zonal de apă de răcire);

– reîncălzirea crustei solidificate (lipsa zonală a apei de răcire);

– compoziție necorespunzătoare a oțelului (elemente reziduale în exces)

Confuzii posibile

Nu există posibilități de confuzi

4.4.1.Retasura

Descriere

Retasurile sunt defecte ce se prezintă sub formă de goluri deschise (retasuri exterioare) sau închise (retasură interioară), cu suprafață rugoasă sau macrocristalină, de obicei oxidată. Apare mai ales în cazul aliajelor cu contracție mare în condițiile în care nu s-a asigurat solidificarea dirijată.

Identificare

Defectul apare sub formă de fisură extinsă paralelă cu fețele late ale semifabricatului, vizibilă la capetele bramelor.

Este poziționat spre partea mobilă a mașinii de turnare (raza mică) deoarece răcirea secundară este organizată și realizată astfel încât în zona de îndreptare să rezulte temperaturi mai mari pe suprafața dinspre partea mobilă decât pe cea dinspre partea fixă.

Origine

Retasurile pot apare din următoarele cauze:

– deschiderile dintre role în zona capătului miezului lichid sunt prea mari sau variabile;

– role îndoite;

– presiunile de contact ale rolelor sunt variabile sau insuficiente („aerisirea sistemului hidraulic”)

Necorelarea vitezei de turnare în raport cu intensitatea răcirii secundare face posibilă apariția unui film lichid de oțel după punctul de tangență al mașinii de turnare. Existența acestui film lichid coroborată cu scăderea presiunii ferostatice în vârful conului lichid la sfârșitul solidificării și însoțită de contracția oțelului duc la apariția retasurii.

Confuzii posibile

Se pot confunda cu fisurile transversale interne extinse plasate în vecinătatea mijlocului secțiunii transversale a slebului.

Fig. 4.6 Retasura de mijloc

Fig.4.7 Retasura de mijloc

Fig.4.8 Fisuri transversal

Fig.4.9 Sufluri

4.4.2.Fisuri "în punctul triplu"

Descriere

Sunt discontinuități interne diagonale ale metalului localizate în vecinătatea fețelor înguste ale semifabricatului. Apar cu precădere în oțeluri cu conținutul de carbon de 0,15 – 0,24 % cu mai puțin de 1 % Mn și cu conținut relativ ridicat de sulf. La conținuturi mai mari de 0,018 % de sulf, indicele de fisurare a semifabricatelor turnate continuu este ridicat.

Identificare

Fisurile „în punct triplu” se desfășoară de-a lungul limitelor (marginilor) de solidificare. Sunt vizibile la capetele semifabricatului.

Origine

Tendința de apariție a fisurilor în punct triplu este cu atât mai mare cu cât gradul de neuniformitate al răcirii secundare, neomogenitatea chimică și termică a mărcii de oțel supuse procesării sunt mai ridicate.

Gradul de neuniformitate al răcirii poate fi generat de următoarele cauze:

– schemă de răcire, pe zone, necorelată cu principalii parametri tehnologici impuși de marca de oțel;

– nefuncționarea în parametrii tehnologici impuși a instalației de administrare a apei de răcire (răcire forțată de fețele înguste ale semifabricatului);

– necorelarea principalilor parametri de proces (viteză de turnare, temperatură de turnare) cu schema tehnologică de utilizare a apelor de răcire, pe zone;

– nefuncționarea în parametrii tehnologici a instalației de turnare continuă (în ansamblul ei), de exemplu: jocuri mari ale ghidajelor, necentrarea tubului de imersie în cristalizator, înfundarea duzelor instalației de răcire.

Neuniformitatea chimică și termică a materialului metalic este generată de următorii factori:

– elaborarea neconformă tehnologic a mărcilor de oțel în convertizoare, prin nerespectarea condițiilor de calitate impuse prin tehnologia de fabricație a respectivei mărci;

– nerealizarea și nerespectarea parametrilor tehnologici aferenți operațiilor de insuflare gaze inerte de pe partea inferioară a convertizorului;

– nerealizarea și nerespectarea parametrilor tehnologici de barbotare a șarjei în oala de turnare;

– introducerea bramei în oțelul lichid din oala de turnare pentru răcire.

Acțiunea simultană a acestor gradienți mari, de sub răcire pronunțată, datorită schemei de administrare a apei de răcire, necorelată cu ceilalți parametri ai instalației de turnare continuă, cât și a gradienților de concentrare și temperatură, pot determina tensionarea puternică a structurii semifabricatului pe toată durata solidificării sale.

Confuzii posibile

Nu există posibilități de confuzie.

4.4.3.Fisuri stelare

Descriere

Fisurile stelare sunt discontinuități ale metalului de mici dimensiuni, de forma unor linii frânte ce pornesc radial dintr-un punct comun.

Identificare

Sunt vizibile numai pe suprafețele de pe care s-a îndepărtat stratul exterior de oxizi. Micrografia mărită de 500 ori poate pune în evidență existența cuprului în limitele de grăunți.

Origine

Fisurile stelare sunt provocate de tensiunile datorate:

subrăcirii locale

intervalelor de răcire extreme

reîncălzirilor locale, de exemplu sub zgură sau sub stratul de oxizi aderent.

O altă cauză o poate constitui afinitatea cuprului și slăbirea limitelor de grăunțe datorită difuziei acestuia din plăcile de cristalizator în crusta de oțel solidificat.

Confuzii posibile

Nu există posibilități de confuzie.

4.4.4.Întreruperi de turnare

Descriere

Defectul apare sub forma unei fâșii înguste de nuanță diferită de a oțelului de bază, având formă neregulată și care se întinde pe toată circumferința semifabricatului. Caracteristic este faptul că în secțiunea definită de această fâșie există o cantitate mare de incluziuni nemetalice și sufluri.

Identificare

Prin examinare vizuală.

Origine

Defectul se datorează întreruperilor în funcționarea mașinii de turnare, întreruperi cauzate de intervenții cu oxigen pentru spălarea orificiilor tuburilor de imersie sau oprirea temporară a mașinii de turnare datorită unor defecțiuni de moment sau a unei șarje întârziate.

Confuzii posibile

Nu există posibilități de confuzie.

4.4.5.Porozități

Descriere

Porozitățile sunt bule de gaz inert rămase captive în masa de oțel.

Identificare

Sunt vizibile ca grupuri de ciupituri fine pe suprafața bramei de pe care s-a îndepărtat stratul de țunder exterior. Micrografia sau microscopul stereo arată că aceste defecte sunt bule de gaz aproape fără incluziuni.

Origine

Defectul rezultă din injecția de argon ca gaz de protecție prin sertar sau în duza imersată în condițiile reglării necorespunzătoare a presiunii jetului de gaz.

Confuzii posibile

Nu există posibilități de confuzie.

4.4.6.Crăpături marginale

Descriere

Crăpăturile marginale sunt discontinuități ale metalului având orientarea perpendiculară pe direcția de turnare și localizare în vecinătatea imediată a muchiilor semifabricatului.

Identificare

Apar ca fisuri transversale inițiate pe muchii și extinse pe fețele înguste ale semifrabricatului, cu localizare preponderentă în amprentele de oscilații.

Origine

Defectul poate fi cauzat de:

aderența firului la colțurile cristalizatorului;

tensiunile provocate de contracția în direcție longitudinală cauzată de suprarăcirea colțurilor firului;

ruperea colțurilor subrăcite ale firului în timpul îndreptării acestuia.

Confuzii posibile

Crăpăturile marginale extinse pe întreaga grosime a semifabricatului pot fi confundate cu întreruperea de turnare.

4.4.7.Sufluri

Descriere

Suflurile sunt defecte sub formă de gol deschis (suflură exterioară) sau închis (suflură interioară) care în majoritatea cazurilor are o formă rotundă (sferică sau alungită) și suprafețe netede, curate, de culoare argintie, rareori sunt oxidate și prezintă culori de revenire. Suflurile datorate hidrogenului se numesc uzual „fulgi”. Este de remarcat faptul că în zonele care prezintă „fulgi” ruperea materialului are loc fără deformări (are un caracter fragil).

Identificare

Suflurile apar sub formă izolată, în cuib sau în grup și sunt distribuite aleator pe întreaga suprafață a semifabricatului. Sunt vizibile numai după îndepărtarea stratului exterior de oxizi.

Origine

Suflurile se formează datorită gazelor rămase în metalul lichid în timpul solidificării. Gazele pot fi generate de următorii factori:

– așchiile sau bucățile de fier vechi de pe capul barei false sunt ruginite, uleioase sau umede;

– căptușeala distribuitorului este umedă;

– materialul refractar degajă gaze, de exemplu materialul duzei imersate sau chitul de etanșare;

– oțelul nu a fost dezoxidat suficient.

Confuzii posibile

Suflurile și incluziunile de zgură apar frecvent pe suprafețele semifabricatului.

4.4.8.Incluziuni

Descriere

Incluziunile sunt impurități macroscopice și microscopice (microincluziuni) înglobate în mod nedorit în oțel. Incluziunile nemetalice sunt cele mai des întâlnite dar pot apărea și incluziuni metalice, acestea din urmă putând fi descoperite în secțiunea produsului laminat în urma controlului macrostructural sau la debitare.

a. Incluziuni de zgură în suprafață

Identificare

Sunt distribuite la întâmplare pe suprafețe. Sunt vizibile de obicei numai pe suprafețele de pe care s-a îndepărtat stratul exterior de oxizi.

Origine

incluziuni de pulbere de turnare și zgură reziduală;

imperfecțiuni ale învelișului firului datorate pulberii de turnare sub formă de crustă;

incluziuni nemetalice din oțel.

b. Incluziuni de fondant de turnare

Identificare

Incluziuni cu aspect sticlos sferice cu diametru maxim de 2 mm.

Origine

capacitatea pulberii de turnare datorită turbulenței excesive a jetului de oțel din cristalizator;

adâncime insuficientă a duzei imersate sub nivelul de oțel;

duză defectoasă (orificiu sau fisură la nivelul oțelului);

agentul de acoperire antrenat distribuitor;

variații mari ale nivelului oțelului din cristalizator.

c. Incluziuni sub formă de pete

Identificare

Incluziuni sub formă de puncte grupate cu aspecte de pete constând din silicați sau oxizi complecși. Aceste incluziuni apar în special în oțeluri cu conținuturi mai ridicate de siliciu și mangan.

Origine

material refractar sfărmat din oală și distribuitor;

produse de reacție a oțelului cu materialul refractar;

produse de reoxidare sau dezoxidare

d. Zgură din oală

Identificare

Incluziuni locale fine într-o bandă de incluziuni relativ răspândită.

Origine

În cazul turnării secvențiale și al protecției dintre oală și distribuitor, zgura din șarja turnată anterior poate fi antrenată de oțelul șarjei următoare din distribuitor în cristalizator.

Confuzii posibile

Suflurile și incluziunile de zgură apar frecvent împreună pe suprafețele slebului.

4.4.9.Semifabricat încovoiat

Descriere

Defectul se caracterizează prin curbarea semifabricatului turnat continuu în plan vertical, mai mult sau mai puțin pronunțat, putând fi însoțită și de răsucirea secțiunii cu precădere la capete.

Identificare

Prin examinare vizuală.

Origine

Defectul se datorează incidentelor în funcționarea mașinii de turnat continuu pentru a căror tremediere sunt necesari timpi mai mari de 5 aproximativ 10 minute, condiții în care semifabricatul suferă o răcire accentuată și nu mai poate fi îndreptat în caja de tragere și îndreptare. În cazul în care survin și răsuciri ale secțiunii transversale, acestea sunt produse de manipularea necorespunzătoare a semifabricatului aflat în stare caldă.

Confuzii posibile

Nu există posibilități de confuzie.

4.4.10.Abateri dimensionale

Descriere

Abaterile dimensionale sunt lipsuri de material care determină varietăți ale grosimii și lungimii semifabricatului ce depășesc toleranțele admise.

Identificare

Prin examinare vizuală pe bază de măsurători.

Origine

Defectul are drept cauze fie flamarea necorespunzătoare, fie debitarea manuală necorespunzătoare a semifabricatului cu flacără oxigaz.

Confuzii posibile

Nu există posibilități de confuzie.

4.4.11.Fisuri în secțiune

Descriere

Fisurile în secțiune sunt fisuri transversale interne.

Identificare

Aceste fisuri pot fi observate în probele transversale și longitudinale.

Origine

Se pot enumera următoarele cauze de apariții:

aliniere (centrare) necorespunzătoare a mașinii de turnare

role îndoite sau blocate

zone cu apă de stropire insuficientă care determină bombarea firului ce este apoi redus la dimensiuni de către grupul următor de role

presiune de contact excesivă a rolelor antrenate fără distanțiere

Confuzii posibile

Nu există posibilități de confuzie.

4.4.12.Crăpături longitudinale

Descriere

Crăpăturile longitudinale sunt discontinuități de material cu orientare paralelă cu direcția de tragere. Se formează, în general, în cristalizator. Se pot deschide mai mult în zona de răcire secundară și pot duce chiar la străpungeri ale firului turnat. Tendința de fisurare longitudinală crește în strânsă dependență de următorii factori:

lățimi de sleb mai mari

temperaturi de turnare mai ridicate

conținuturi de carbon de peste 0,15 %

conținuturi de sulf de peste 0,020 %

conținuturi de sulf + fosfor mai mari de 0,8 % determină apariția de fisuri subcatanate orientate longitudinal

conținutul de aluminiu sub 0,02 %

Identificare

Apar în diverse forme. Se formează de obicei în mijlocul fețelor late ale slebului, adesea într-o adâncitură. Se pot întinde pe întreaga lungime a firului. Dacă sunt întrerupte pornesc din nou într-un punct de deviere laterală.

Origine

Pot fi provocate de:

răcire neuniformă în cristalizator datorită formei neadecvate a pereților acestuia (de formare / încovoierea plăcilor) și, prin aceasta, obținerea unor grosimi neuniforme ale crustei solidificate în cristalizator cu diferențe de până la 15 mm. la ieșirea din cristalizator. Acestea cauzează tensiuni transversale care duc la fisuri longitudinale deoarece învelișul firului nu este destul de rigid pentru a rezista la tensiuni mari. Contracția frânată a firului în cristalizator, de exemplu prin lubrifierea insuficientă între fir și pereții cristalizatoruuli sau prin aderența firului la pereții cristalizatorului datorită fondantului de turnare necorespunzător sau prin existența zgârieturilor ori crescăturilor în placa de cupru.

alinierea greșită a cristalizatorului poate reprezenta motivul înclinării asimetrice a învelișului firului către unul din pereții cristalizatorului rezultând condiții de răcire neuniformă.

Confuzii posibile

Nu există posibilități de confuzie.

Realizând o analiză a calității benzilor fabricate pe laminorul de bandă la cald 1700 mm (LBC) de la SIDEX – pe cca. 450000 tone bandă laminată – provenită din brame turnate continuu, se pot evidenția aspectele:

din 453487 tone bandă laminată a fost admisă (conform standardelor impuse de producător) cantitatea de 412282,4 tone, ceea ce reprezintă un randament de metal de 90,91%.

o parte importantă a defectelor (67,27%) se datorează turnării continue, structura defectelor de suprafață fiind dată în tabelul 5.3.

defectele interne au fost considerate cauzele principale ale unor declasări ale produsului finit la control ultrasonic, încercările mecanice, ș.a.

Tabelul 4.1

Fig. 4.10. Ponderea defectelor de suprafață la bramele turnate continuu: a. fisuri și crăpături; b.sufluri; c. cruste;

d. ondulații;e. umflături;

f. incluziuni nemetalice;

g. suduri reci.

Tabelul .4.2

În continuare sunt prezentate unele considerente privind condițiile de urmărire a experimentărilor și de interpretare a acestora:

analiza calității a fost a fost efectuată pe o perioadă de trei luni, imediat după efectuarea reparațiilor capitale la instalația de turnare continuă TC1;

datele obținute au fost comparabile cu cele raportate, în ultimii ani, de Serviciul Producție din SIDEX.

Dificultățile apărute la turnarea continuă a oțelurilor necalmate au orientat producția către oțelurile calmate cu siliciu și aluminiu, în următoarele variante: siliciu, siliciu și aluminiu, aluminiu. În timp ce, în cazul primelor două variante, tehnologia de turnare este bine pusă la punct, la dezoxidarea cu aluminiu, incluziunile capătă un caracter mai pronunțat, ceea ce impune o limitare a conținutului elementelor de aliere introduse pentru dezoxidare.

Cap.5.Considerente privind sistemul de răcire

la turnarea continuă a oțelului

5.1.Generalități

Exploatarea în bune condiții a unei instalații de turnare continuă și asigurarea unui control eficient al procesului de presupune cunoașterea și stăpânirea deplină a acestuia. Neasigurarea unor corelații corecte dintre parametrii procesului: calitate oțel-temperatură de turnare-viteză de turnare-viteză de răcire-viteză de tăiere, conduc la deranjamente sau chiar avarii grave și la o calitate necorespunzătoare a semifabricatelor. Principala cauză a solidificării prea rapide sau întârziate a secțiunii firului, care conduce la apariția fisurilor superficiale și la ruperi ale crustei solidificate, mai ales în zona situată imediat sub cristalizor, este răcirea tehnologică necontrolată riguros.

Răcirea în cristalizor asigură realizarea crustei solide primare, a cărei grosime depinde de intensitatea schimbului de căldură, deci de geometria acestuia (în special înălțimea) și de debitul apei de răcire.

În zona de răcire secundară se continuă creșterea grosimii crustei până la închiderea completă a conului care trebuie să se producă înainte de punctul de tangență.

Schimbul de căldură între oțelul în curs de solidificare și mediul de răcire se realizează, în paralel, pe mai multe căi:

prin conductibilitate la contactul direct al firului cu plăcile cristalizorului și cu rolele de ghidare, susținere și reacție ~17%;

prin radiație și convecție la contactul cu atmosfera exterioară ~28%;

prin apa de răcire a ghidajului firului ~ 16%;

prin apa de răcire din zona secundară ~ 39%.

Răcirea tehnologică trebuie să răspundă următoarelor deziderate:

grosimea crustei solide la ieșirea din cristalizor trebuie să fie suficient de mare pentru a rezista la presiunea ferostatică a oțelului din conul lichid, pentru a se evita pericolul perforărilor;

pentru a se realiza o crustă suficient de groasă este necesar să se respecte regimul de temperaturi și de schimb de căldură.

Nivelul supraîncălzirii se stabilește în funcție de:

durata totală corespunzătoare traseului tehnologic (evacuare –început turnare );

durata de evacuare ;

starea de uzură a căptușelii refractare a oalelor de turnare și distribuitoarelor;

temperatura căptușelii oalelor și distribuitoarelor.

Grosimea crustei la o anumită distanță de punctul de ieșire din cristalizor, este o funcție a timpului scurs pentru parcurgerea acestei distanțe, așa cum se prezintă în graficul din figura 5.1.

Fig.5.1. Variația grosimii crustei solide în funcție de viteza de turnare și timpul scurs până în momentul măsurării

În cazul îndeplinirii acestor condiții, grosimea stratului solidificat pe ambele părți ale peretelui piesei turnate (a plăcii) variază în timp după o curbă parabolică conform legii rădăcinii pătrate.

(5.1)

în care:

– este grosimea stratului solidificat, [m];

t – timpul , [h];

K –constanta de solidificare [m/h1/2];

Această dependență între grosimea crustei solidificate și timp este arătată în figura de mai sus. De aici rezultă că, cu cât este mai mare valoarea lui K cu atât procesul de solidificare se desfășoară mai repede.

Prin axa termică se înțelege dreapta sau curba care unește totalitatea punctelor în care solidificarea are loc în ultimul moment.

Momentul în care curba de solidificare atinge axa termică, adică acolo unde are loc intersecția curbei cu axa, reprezintă momentul terminării procesului de solidificare al peretelui piesei turnate.

Cu cât solidificarea are loc mai repede cu atât durata de solidificare este mai scurtă. Coeficientul de solidificare caracterizează de fapt viteza de solidificare.

Valoarea acestei constante poate fi exprimată prin relația:

(5.2)

în care:

Tk este temperatura de cristalizare a aliajului, [K]

Tf -temperatura formei, [K]

bf -coeficientul de acumulare a căldurii de către formă,[Ws1/2/m2h];

Q – cantitatea de căldură a aliajului înainte de a atinge temperatura de cristalizare,[J/m3]

Valoarea mărimii Q se calculează cu relația:

(5.3)

în care: este densitatea aliajului, [kg/m3];

c – căldura specifică a aliajului,[J/kgK];

L –căldura latentă de cristalizare

Tt –temperatura de turnare,[K]

Ts –temperatura solidus, [K]

Răcirea în cristalizor și în zona de răcire secundară trebuie organizate și conduse în așa fel încât să se asigure solidificarea în întreaga secțiune în apropierea punctului de îndreptare.

Intensitatea de răcire trebuie să fie corelată cu viteza de turnare-extracție și compoziția chimică a oțelului.

Răcirea trebuie să fie cât mai uniformă, atât pe fețele semifabricatelor cât și pe lungimea acestora pentru a se evita tensiunile interne, care conduc la fisurări.

Sistemul de răcire tehnologică trebuie să asigure o repartiție judicioasă a debitelor apei de răcire pe lungimea firului de turnare pe lungimea întregului sistem, așa cum se prezintă în fig.5.2.

Fig.5.2. Repartizarea debitelor de apă pe zone de răcire primară și secundară (evoluția coeficientului de transfer de căldură funcție de debitul de apă);

5.2.Analiza critică a procedeului existent la SIDEX

Din practica aplicării procedeului clasic de răcire prin pulverizarea apei prin duze de diferite forme și dispuse în felurite moduri a rezultat că acesta prezintă o serie de deficiențe, cu influențe negative asupra calității semifabricatelor turnate continuu :

Regimul de răcire este specific fiecărei mașini de turnare și se stabilește prin experimentări și corecții din aproape în aproape, presiunile apei fiind stabilite inițial empiric;

Presiunea apei să fie suficient de mare pentru ca picăturile să învingă presiunea vaporilor de apă formați la impactul cu suprafața semifabricatelor;

Eficacitatea răcirii este limitată deoarece densitatea fluxului termic nu crește proporțional cu debitul specific de apă. La intensități mari, care necesită debite maxime ale apei, apare fenomenul de saturație;

Schimbul de căldură dintre semifabricat și mediul exterior se face în paralel pe mai multe căi (conductibilitate, radiație, convecție) fiind aproape imposibil de controlat corelația dintre acestea);

O mare parte a apei de răcire, pulverizată în picături mai mari chiar dacă ajunge în contact cu suprafața semifabricatelor; după ce au învins rezistența opusă de pelicula de vapori, la impactul cu suprafața acestora sunt respinse înainte de a se vaporiza și nu contribuie la mecanismul de răcire. În aceste condiții, specialiștii consideră că 25 –30% din cantitatea de apă pulverizată nu participă la proces;

În situația utilizării duzelor conice, care sunt cele mai larg răspândite, repartiția apei în interiorul conului de răcire este uniformă, cu consecințele negative ce rezultă din acesta;

În cazul utilizării duzelor de tip fantă cu jet plan, calitatea răcirii este și mai proastă, deoarece se produc răciri locale, foarte puternice în alternanță cu zone cu răcire slabă, adică așa numita răcire în cercuri succesive, cauza principală a apariției fisurilor, crăpăturilor, microretasurilor și porozităților axiale;

Indiferent de forma constructivă a duzelor, valorile parametrilor de răcire depind de debitul și presiunea apei, care, la rândul lor, determină gradul de împrăștiere a jetului, omogenitatea reapariției picăturilor în conul de stropire și gradul de pulverizare (diametrul picăturilor ).

Posibilitatea variației debitelor de apă pe parcursul turnării șarjei, pe criterii stabilite de o anumită logică tehnologică, este relativ redusă și, în consecință, și realizarea unor parametri de răcire optimi este la fel de limitată.

Având în vedere aceste deficiențe, în contextul în care, în timp, pretențiile de calitate ale consumatorilor de oțel cresc s-au întreprins cercetări laborioase pentru găsirea unor noi soluții de realizare a răcirii. Dintre noile procedee de răcire secundară cel mai rapid s-a răspândit și dezvoltat procedeul aer-apă atomizată.

5.3.Sisteme de răcire pentru instalațiile de turnare continuă existente pe plan mondial

Răcire primară

Acesta are loc în cristalizoare cu plăci reglabile sau monobloc cu sau fără acoperiri de protecție pe partea activă, cu sistem de răcire în circuit închis, utilizându-se agenți de răcire (în mod deosebit apă ) .

Răcirea primară, prin fluxul termic creat între metalul lichid, crusta solidificată și pereții cristalizorului, are o importanță deosebită, pentru asigurarea unei cruste suficient de groase și de rezistente la presiunea ferostatică.

Răcirea secundară

Acesta are rolul de a realiza un flux termic capabil să solidifice progresiv și uniform semifabricatul format în cristalizor.

Perfecționarea sistemelor de răcire secundară stă și în momentul de față în atenția specialiștilor care se preocupă de creșterea nivelului calitativ a semifabricatelor.

Astăzi se practică foarte multe sisteme de răcire, care se clasifică astfel:

– răcire prin stropire cu apă;

– răcire cu apă atomizată;

– răcire cu aer comprimat.

Toate acestea utilizează duze de construcții diferite, care trebuie să prezinte anumite caracteristici legate de:

gradul de uniformitate al răcirii ;

configurația și dimensiunile câmpului de stropire (unghiul de deschidere al jetului );

limitele de variație a debitului agentului de răcire ;

intensitatea schimbului de căldură în câmpul de stropire;

fiabilitate în exploatare.

În prezent, cele mai utilizate sunt duzele plane tip fantă pentru stropire cu apă și duzele tip atomizor .

5.3.1.Duzele de tip fantă cu jet plan

Acestea se caracterizează prin aceea că au unghiuri de deschidere mari ale jetului pe axa mare a câmpului de stropire și unghiuri mici pe direcția axei mici. Coeficientul de distribuție al coeficienților de transfer de căldură în câmpul de stropire este neuniform și, în consecință, apar o serie de dificultăți în ceea ce privește realizarea unei răciri uniforme și intense. În ce privește posibilitățile de reglare a intensității de răcire în funcție de viteza de turnare, acest tip de duze nu este cel mai indicat.

Principalul avantaj al acestora este valoarea mare a coeficienților de transfer de căldură în câmpul de stropire, la debite moderate de apă.

Câmpul de stropire al acestor duze, care au formă eliptică alungită conduce la termociclarea cu viteze mari de răcire-încălzire și la o bună orientare a vectorului viteză de extracție a câmpului de stropire. Această situație este caracteristică mașinilor de turnare continuă cu sistem de susținere a firului cu role.

În cazul în care vectorul vitezei de extracție coincide cu axa mare a câmpului de stropire al duzei, apare fenomenul suprarăcirii locale puternice a semifabricatelor, iar amplitudinea oscilației temperaturii suprafeței crește. Această situație este caracteristică mașinilor de turnare continuă cu sistem de susținere a firelor cu grinzi și a mașinilor de turnare a semifabricatelor profilate.

5.3.2.Duzele de răcire cu apă atomizată

Aceste tipuri de duze au o răspândire din ce în ce mai mare în ultima vreme deoarece dau rezultate remarcabile chiar și în cazul oțelurilor forjate sensibile la fisurare. Amestecul de răcire apă-aer comprimat permite creșterea însemnată a gradului de uniformitate, reducerea intensității de răcire și creșterea suprafeței câmpului de stropire.

Asigurând o reducere a debitului de apă cu 50–60%, în comparație cu duzele cu răcire prin stropire cu apă, aceste duze necesită debite foarte mari de aer comprimat.

Cu toate că posibilitățile de reglare a proporției apă-aer comprimat sunt relativ mici, limitele de reglare a regimului de funcționare sunt foarte largi.

Pe baza modificării parametrilor constructivi se pot obține unghiuri de deschidere a jetului, pe ambele axe, foarte mari, adică 70–1500, respectiv 20–500.

Odată cu variația câmpului de stropire se constată o creștere a uniformității distribuției agentului aer-apă și o scădere însemnată a valorilor coeficienților de transfer de căldură. În general, mașinile de turnare cu sisteme de susținere pe grinzi sunt dotate cu aceste tipuri de duze. Caracteristica de debit se exprimă prin relația:

(4)

în care: Q – debitul de apă al duzei (m3/h);

p – suprapresiunea apei (MPa).

Experimentările realizate cu o duză apă-aer cu unghiul de deschidere a jetului pe axa mare de 1200 și pe axa mică de 400, au condus la o configurație a câmpului de răcire așa cum este prezentată în fig.5.3

Fig. 5.3 Configurația câmpului de stropire al duzei apă-aer:

L–limita valorilor maxime ale densității stropirii; L1-distanța pe axa mare; L2-distanța pe axa mică.

Duza a fost dispusă la o distanță de 0,4 m față de suprafața semifabricatului și presiunea apei a fost de 0,3 MPa.

Dimensiunile mari ale câmpului de stropire pe ambele axe permit stropirea unor mai mari suprafețe ale semifabricatelor, lipsind ecranarea din cauza grinzilor sistemului de susținere a firului. Pe lângă acesta, partea periferică a jetului spală suprafețele laterale ale grinzilor, mărindu-se astfel durabilitatea acestora în exploatare.

Creșterea de 5-10 ori a unghiului de deschidere pe axa mică de stropire a duzei apă-aer și valorile mai mici sau egale cu cele de la jet plan ale coeficientului de debit, conduc la scăderea valorilor densității de stropire și ale coeficienților de transfer de căldură pe suprafața stropită cu distribuție relativ uniformă a acestor caracteristici.

În fig. 5.4 sunt prezentate caracteristicile principale ale unei duze apă-aer comprimat, montată la o distanță de 0,4 m de suprafața stropită.

Fig. 5.4. Distribuția densității de stropire qv pe axa mare (A) și pe

axa mică (B) ale câmpului de stropire a duzei.

Pulverizarea apei cu formarea unui jet stabil începe de la o presiune de pulverizare a apei de 0,05 MPa. În intervalul de presiuni ale apei de 0,05 –0,50 MPa această duză are limitele de reglare a debitului total de apă de 0,12 –0,42 m3/h. Limitele de reglare ale densității de stropire în centrul câmpului sunt 0,25 – 3,30 m3/m2h, iar ale coeficientului de transfer de căldură, în același punct, sunt de 250 – 430 KW/m2 · K.

Schemele adoptate pentru răcire cu apă-aer prevăd obținerea amestecului într-un ansamblu special (atomizor) și transportul acestuia către colectoarele, care se reunesc într-un bloc colector.

Variația densității specifice a stropirii pe lungimea zonei este prezentată în fig.5.5

Fig. 5.5. Distribuția coeficientului de transfer al căldurii (), pe axa mare a câmpului de stropire a unei duze.

Distribuția densității de stropire pe lungimea zonei de răcire secundară este prezentată în fig.5.6.

Fig. 5.6. Distribuția densității “G” de stropire pe lungimea zonei de răcire secundară a mașinii de turnare continuă: a–răcire cu apă; b–răcire cu apă în subzonele I-III; și cu aer-apă în subzonele IV-IX; c –răcire cu apă aer; I-IX = subzone de răcire secundară.

În zonele de răcire apă-aer se observă o scădere mai lină a densității stropirii pe lungimea întreagă a zonei de răcire secundară (subzonele I-IX).

În funcție de lungimea porțiunii de răcire apă-aer se modifică întinderea porțiunii de răcire în trepte. Diferența dintre densitățile stropirii între subzonele vecine ale sistemului de răcire cu apă se caracterizează printr-o valoare maximă în primele subzone și valoarea minimă în subzonele următoare. Diferența de temperatură a suprafeței pe lungime într-o subzonă depinde de diferența dintre densitățile specifice ale stropirii între subzonele vecine și durata de staționare a semifabricatului în zonă. În primele subzone atinge valoarea de 2000C, iar în următoarele, această diferență scade până la 500C.

În cazul răcirii cu agent apă-aer (fig. 8b) diferența de temperatură a suprafeței este de 2000C în toate cele trei subzone. În restul zonei diferența de temperatură nu depășește 500C.

Distribuția temperaturii medii integrale pe suprafața semifabricatului, în spațiul dintre role, se caracterizează:

-în cazul răcirii cu apă pe subzone (fig. 5.7a.) printr-o încălzire a suprafeței în dreptul primelor duze ale subzonei.

Fig.5.7. Variația temperaturii suprafeței pe lungimea semifabricatului la răcirea cu apă (curba a) și la răcirea cu apă-aer (curba b).

în cazul răcirii apă-aer, variația temperaturii este lentă (curba b) care face ca principala cauză a fisurilor și altor defecte specifice răcirii necorespunzătoare, să dispară. Schema sistemului de răcire secundară, are o influență puternică asupra distribuției temperaturii pe lungimea semifabricatului turnate continuu

În fig.5.8 este prezentată această distribuție în cazul colectoarelor distribuite pe un singur rând și pe două rânduri.

Fig. 5.8 Distribuția temperaturii suprafeței semifabricatului turnate continuu pe lungime într-o subzonă cu un singur colector în cazul răcirii cu apă (a) și răcirii cu agent apă-aer (b)

În cazul colectoarelor pe un singur rând, odată cu scăderea vitezei de turnare de la 10 la 0,6m/min., diferența dintre valoarea maximă și cea liniară a temperaturii, crește de la 200 la 2500C, în cazul răcirii cu apă.

Scăderea valorii ecartului de temperaturi dintre extremele locale de la 60o la 300, în cazul răcirii cu apă-aer se datorează scăderii proporției de apă în agentul mixt, ceea ce determină o distribuție mai uniformă pe întreaga suprafață a semifabricatului. În fig.8 este prezentată această distribuție în cazul colectoarelor pe un singur rând și pe două rânduri. În cazul colectoarelor pe un singur rând, odată cu scăderea vitezei de turnare de la 1,0 la 0,6m/min., diferența dintre valoarea maximă și cea minimă a temperaturii crește de la 200 la 2500C, în cazul răcirii cu apă.

În cazul utilizării sistemului de colectoare dispuse pe două rânduri, pe suprafața semifabricatului există două maxime locale de temperatură. În această situație, în cazul răcirii cu apă diferența dintre valoarea minimă și maximă a temperaturii este de 200–2500C, iar în cazul răcirii cu apă atomizată acesta este de numai 50–600C.

O serie de experimentări efectuate la diverse firme pe mașini de turnare a blumurilor în care s-au utilizat ambele sisteme de răcire (cu apă și apă-aer comprimat) pe fire diferite, au dus la concluzia că pe firele la care s-a utilizat procedeul aer-apă numărul de blumuri cu defecte a scăzut cu 4,3–0,7 % la o parte dintre acestea și cu 12,8–25% la altele. Deci s-a confirmat practic că aplicarea acestui procedeu contribuie, în foarte mare măsură, la îmbunătățirea calității semifabricatelor.

La C.S. “SIDERCA” S.A. Călărași în 1992 s-a finalizat acțiunea de generalizare a procedeului de răcire secundară aer-ceață și de creștere a înălțimii cristalizoarelor cu rezultate metalurgice remarcabile, printre care:

creșterea gradului de uniformitate a răcirii pe toate fețele și muchiile blumurilor;

diminuarea frecvenței de apariție a fisurilor și crăpăturilor longitudinale și transversale cu peste 70%;

înlăturarea în totalitate a fisurilor de colt;

reducerea cu peste 50% a perforărilor de crustă;

creșterea cu aproximativ 18% a scoaterii de metal în laminorul cu profile mijlocii;

reducerea cu 40% a consumului de apă de răcire (debitul maxim de aer comprimat – 2000 Nm3/h 4 fire).

5.3.3.Dispozitive de răcire secundară de tip cheson

Cu toate că față de turnarea în lingouri, turnarea continuă prezintă avantajul obținerii unor semifabricate cu grad mic de segregație, acesta nu este în măsură să satisfacă pe deplin, atunci când este vorba, mai ales de o serie de oțeluri destinate unor utilizatori cu pretenții deosebite în ceea ce privește calitatea. De exemplu semifabricatele turnate continuu destinate fabricației de țevi fără cusătură pun probleme mari utilizatorilor din cauza defectelor interne de tipul porozității segregațiilor și microretasurilor axiale. În mare parte aceste defecte pot fi înlăturate prin solidificarea în câmpuri electromagnetice.

În multe țări cu siderurgie avansată ca: Germania, Japonia, Anglia, S.U.A., C.S.I., Italia s-au intensificat cercetările ce vizează diminuarea gradului de segregație prin îmbunătățirea răcirii tehnologice a semifabricatelor, mai ales când ne referim la creșterea secțiuni acestora.

Este cunoscut faptul că pentru diminuarea segregațiilor elementelor chimice, mai ales a carbonului și sulfului, este necesară intensificarea puternică a transferului de căldură de la suprafața semifabricatelor prin intensificarea răcirii în cristalizor și în zona de răcire secundară, cu precădere în primele 2-3 subzone.

În căutarea de noi soluții s-a născut ideea, încă de acum 10–15 ani, de a se aplica sistemul de răcire secundară cu dispozitive de tip “cheson”. Experimentările efectuate au demonstrat că practicarea acestui procedeu intensifică mult transferul de căldură, datorită răcirii prin evaporare, și face să crească viteza de cristalizare excluzându-se practic segregația.

Acest procedeu nu este pe deplin pus la punct, deoarece în cazul oțelurilor cu mare susceptabilitate la fisurare, cum ar fi cele cu carbon ridicat sau cele aliate, transferul intens de căldură conduce la apariția fisurilor.

Din materialele documentare studiate, a rezultat că experimentările cu bune rezultate în acest sens s-au obținut pe o instalație pilot pentru turnarea țaglelor 82x82mm. Pe această instalație, la 1500 mm sub cristalizor s-a montat un cheson de răcire, practic o manta evazată către partea de sus, care, pentru răcire, utilizează apa la temperatura mediului ambiant. Sub cheson răcirea se face în sens clasic, adică cu duze prin stropire utilizându-se însă apă la temperatură de 45-550C .

Țaglele au fost controlate la rece și s-a constatat că nu apar defecte specifice unei răciri necorespunzătoare. Structura internă a fost verificată pe șlifuri prelevate din secțiunea transversală a țaglelor. S-a constatat o diminuare sensibilă a gradului de segregare chimică. La nici una din cele 12 șarje experimentale segregația carbonului nu a depășit 0,02%. Țaglele turnate pe fire răcite prin stropire cu apă au prezentat un grad de segregare de 10 ori mai mare.

5.3.4.Deficiențele procedeului de răcire prin stropire cu apă

Din practica îndelungată a aplicării procedeului clasic de răcire prin pulverizarea apei prin duze de diferite forme și dispuse in felurite moduri a rezultat că aceasta prezintă o serie de influențe, cu influențe negative asupra calității semifabricatelor turnate continuu:

Regimul de răcire este specific fiecărei mașini de turnare și se stabilește prin experimente și corecții din aproape în aproape, presiunile apei fiind stabilite inițial empiric;

Presiunea apei să fie suficient de mare pentru ca picăturile să învingă presiunea vaporilor de apă formați la impactul cu suprafața semifabricatelor;

Eficacitatea răcirii este limitată deoarece densitatea fluxului termic nu crește proporțional cu debitul specific de apă. La intensități mari, care necesită debite maxime ale apei, apare fenomenul de saturație;

Schimbul de căldură dintre semifabricat și mediul exterior se face în paralel pe mai multe căi (conductibilitate, radiație, convecție, prin apa de răcire secundară și prin ghidajul firului curb și în consecință este aproape imposibil de stăpânit corelația dintre acestea);

O mare parte a apei de răcire, pulverizată în picături mai mari chiar dacă ajunge în contact cu suprafața semifabricatelor; după ce au învins rezistența opusă de pelicula de vapori, la impactul cu suprafața acestora sunt respinse înainte de a se evapora și deci nu contribuie la mecanismul de răcire. În aceste condiții 25-30% din cantitatea de apă pulverizată nu participă la proces;

În situația utilizării duzelor conice, care sunt cele mai răspândite, repartiția apei în interiorul conului de răcire este neuniformă, cu consecințele negative ce rezultă din aceasta;

În cazul utilizării duzelor de tip fantă cu jet plan, calitatea răcirii este și mai proastă, deoarece se produc răciri locale, foarte puternice în alternanță cu zone cu răcire slabă, adică așa numita răcire în arcuri succesive, cauza principală a apariției fisurilor, crăpăturilor, microretasurilor și porozităților axiale;

Indiferent de forma constructiva a duzelor, valorile parametrilor de răcire depind de debitul și presiunea apei, care la rândul lor, determină gradul de împrăștiere a jetului, omogenitatea repartiției picăturilor în conul de stropire și gradul de pulverizare (diametrul picăturilor)

Posibilitatea variației debitelor de apă pe parcursul turnării șarjei, pe criterii stabilite de o anumită logică tehnologică este relativ redusă și în consecință și realizarea unor parametri de răcire optimi este la fel de limitată.

Având în vedere aceste deficiențe se caută în permanență noi procedee de răcire. Dintre noile procedee de răcire cel mai rapid s-a dezvoltat procedeul aer-apă atomizată.

5.4.Experimentări privind îmbunătățirea condițiilor de răcire secundară prin introducerea sistemului aer-ceață

5.4.1.Considerații privind sistemul aer-ceață

Procedeul de răcire prin atomizarea apei constă în împroșcarea suprafeței semifabricatelor cu jeturi de amestec apă-aer comprimat, amestec în care apa este foarte fin pulverizată și uniform dispersată.

Procedeul s-a extins deosebit de rapid ca urmare a eficienței tehnico-economice deosebite, mai ales din punct de vedere al îmbunătățirii calității.

Sub influența aerului comprimat apa este pulverizată în picături cu diametre deosebit de mici 20–10m și repartizată sub forma unui con plin. Atomizorul, componenta principală a instalației, indiferent de principiul de construcție și funcționare, are o comportare similară cu două injectoare distincte, dar care lucrează simultan.

Aerul comprimat are următoarele două roluri:

să producă dispersia puternică a apei în dimensiuni cât mai mici;

să transporte aceste picături către suprafața semifabricatului în curs de solidificare, cu o viteză foarte mare, imprimând acestora o energie cinetică la impact mult mai mare decât în cazul procedeului clasic.

Principalii parametrii de răcire ai acestui procedeu depind, în foarte mare măsură , de debitul și presiunea aerului comprimat și într-o mai mică măsură de debitul și presiunea apei de răcire.

De o mare importanță este păstrarea unui raport între debitul de aer comprimat și debitul de apă.

În general se folosesc rapoarte între 0,04 și 0,06Kg aer/1,0kg apă. Dar se poate merge și pe o altă variantă: se mențin constante debitul și presiunea aerului comprimat și se variază în limite restrânse și bine controlate mărimile debitului și presiunii apei.

O particularitate importantă a acestui procedeu este că aerul comprimat imprimă amestecului de răcire o energie cinetică mare, astfel încât la impactul cu suprafața semifabricatului, acesta sparge crusta subțire de țunder care împiedică schimbul liber de căldură ca urmare a caracterului termoizolant.

O altă particularitate este aceea că picăturile foarte mici din amestec sunt integral vaporizate și deci sunt în total utilizate în procesul de răcire. “Ceața” formată se distribuie relativ uniform în întreaga cameră de răcire, creându-se în acest mod, o atmosferă favorabilă unui schimb de căldură eficient și uniform. Acest sistem de răcire asigură, în același timp, și o bună răcire a componentelor metalice ale mașinii de turnare.

Indiferent de valorile prestabilite ale presiunilor și debitelor celor doi agenți, geometria și dimensiunea conului de răcire rămân neschimbate pe întreg parcursul turnării, ceea ce este deosebit de important pentru calitatea semifabricatului. Se știe că acest lucru nu este posibil de realizat în cazul practicării răcirii prin stropire cu apă.

5.4.2.Sisteme și dispozitive specifice procesului

Sistemele de răcire utilizate la practicarea procedeului aer-apă atomizată, se deosebesc între ele prin modul de formare al agentului de răcire și prin sistemul de pulverizare al acestuia pe suprafețele semifabricatelor.

Sistemele și dispozitivele existente în momentul de față în siderurgia mondială, se pot clasifica:

cu amestecare exterioară față de ajutajele duzelor;

o amestecare a apei cu aerul comprimat în interiorul duzelor(înainte de ieșirea din orificiul ajutajului);

cu prepararea agentului de răcire apă-aer în generatoare speciale (atomizoare) și transportarea acestuia prin conducte la duze.

Sistemele din primul și al treilea caz prezintă unele deficiențe:

în primul caz, nu numai că nu se asigură un jet stabil de amestec, dar nici dimensiunile câmpului de stropire nu sunt suficient de mari pentru a acoperi suprafața necesară. Acest fenomen are loc deoarece, atât presiunea apei, cât și a aerului, variază în limite însemnate pe traseul de transport de la atomizor la duze.

în al treilea caz, transportul amestecului realizat în atomizor prin conducte conduce, de cele mai multe ori, la separarea și stratificarea celor doi componenți fapt care afectează stabilitatea conducerii jetului prin duze.

Realizarea amestecului în interiorul duzei prezintă cea mai mare eficiență în ce privește calitatea răcirii.

5.4.3.Particularitățile sistemului de răcire a bramelor

O problemă însemnată a turnării bramelor, mai ales când e vorba de oțeluri aliate, o constituie sensibilitatea mai mare la fisurare, ceea ce impune o răcire mai puțin intensă și mai uniformă. Sistemul de răcire secundară clasic nu poate avea o scădere liniară a temperaturii suprafeței semifabricatului și o răcire uniformă pe lățime, din cauza existenței unor zone de suprarăcire locală. Reducerea intensității de răcire în scopul reducerii frecvenței de apariție a fisurilor și crăpăturilor de suprafață și în masa metalică, este limitată de tendința de înfundare a duzelor provocată de debite mici ale apei de răcire.

Sistemul de răcire cu apă-aer comprimat elimină deficiențele răcirii clasice.

Fig.5.9. Sistem de răcire apă-aer

În acest caz colectorul are o construcție formată din două țevi axiale pentru transportul apei (1) și aerul (2) prevăzute cu racordurile (3). Pe axa centrală a țevilor sunt montate duzele (4) , care au forma constructivă a unor bucșe cu fund orb și cu fante pe suprafața laterală. La capătul fiecărui racord sunt amplasate injectoarele (5). Apa trece prin ajutajele sub formă de fantă și după impactul cu suprafața interioară a racordului este repartizată uniform în secțiunea acestuia și se amestecă cu aerul. Odată format amestecul, apă-aer este insuflat prin duze spre suprafața de răcire sub forma unui jet cu o anumită formă și anumite dimensiuni.

Pentru a se asigura buna răcire a bramelor se impune utilizarea unor duze de răcire cu agent apă-aer. Debitul agentului este 12–15 m3/h, iar presiunea înainte de intrare în duze 0,1–0,3 MPa. Debitul unei singure duze este 0,1 –0,3 m3/h.

Sistemul de răcire constă în:

Conducte de transport ale apei și aerului comprimat;

Colectoare cu duze;

AMCR-uri.

Acest sistem de răcire este format din trei zone și permite reglarea intensității răcirii pe fiecare față a semifabricatului. Reglarea răcirii se face în funcție de viteza de turnare-extracție și se realizează prin variația corespunzătoare a debitului de apă pe fiecare față și zonă, la o presiune constantă a aerului în sistem.

Printre altele, acest sistem a fost experimentat la firma “SUMITOMO” Japonia, la unul di cele cinci fire de turnare, pe celelalte fire practicându-se răcirea clasică. Pe firul experimental debitul apei a scăzut cu 25–40 % în zona II și cu 50–60% în zona III. Presiunea aerului la toate zonele a fost 0,25–0,30 MPa. După experimentări desfășurate pe parcursul a trei luni, practicându-se diverse regimuri de lucru, funcție de mărcile de oțel din programul de fabricație, s-a constatat că noul sistem de răcire s-a dovedit mult superior răcirii clasice, jetul de răcire aer-apă având o bună stabilitate și asigurând o mare uniformitate a răcirii. Structura internă a fost mai fină și mai uniformă compactitatea în zona centrală superioară, frecvența de apariție a defectelor de suprafață a scăzut cu 48,5% iar scoaterea de metal în laminare a crescut cu 10%.

Mai jos sunt prezentate comparativ datele referitoare la porozitatea axială (tabel 5.1).

Tabel 5.1

Pentru oțelul cu rulmenți care pune probleme deosebite la turnare, s-a elaborat o analiză statistică privind variația porozității axiale în funcție de debitul specific de apă. (fig. 5.10).

1 – răcirea cu apă-aer

2 – răcirea clasică cu apă

Fig 5.10.Variația porozității axiale în funcție de debitul de apă.

Punctajul pentru porozitatea axială a fost de 1,02 în cazul răcirii cu apă-aer și 1,37 pentru blumurile răcite cu apă.

Pe lângă acesta, reducerea debitului specific de apă a permis îmbunătățirea parametrilor tehnologici de turnare.

Temperatura suprafeței firului răcit cu apă-aer la ieșire din exterior este cu 60–700C mai mare decât a firelor răcite cu apă. Chiar și în cazul oțelurilor foarte susceptibile la fisurare, semifabricatele răcite cu agent apă-aer se constată că frecvența de apariție a fisurilor și crăpăturilor scade, până la dispariție.

Un regim optim de răcire secundară presupune asigurarea unei temperaturi uniforme pe toate fețele semifabricatului, prin reducerea coeficientului de transfer de căldură de la valoarea de la ieșirea din cristalizor, până la valoarea corespunzătoare a intensității de răcire prin radiație liberă în aer.

Coeficientul de transfer de căldură în cristalizor a fost 3600 W/m2·K. Schimbul de căldură în aer a fost dat prin coeficientul de transfer de căldură scade de la valoarea care o are la ieșirea din cristalizor se consideră constantă pe toată lungimea acestuia. Coeficientul de transfer de căldură scade de la valoarea care o are la ieșire din cristalizor, până la o valoare corespunzătoare răcirii prin radiație liberă.

În cazul schimbării de căldură prin radiație, coeficientul de schimb de căldură este determinat de temperatura suprafeței semifabricatului și variază pe perimetrul acestuia în funcție de distribuția temperaturii.

În fig.5.11. sunt prezentate rezultatele obținute pentru un semifabricat care a avut o durată de trecere prin cristalizor de 3,5 minute.

Fig.5.11. Parametrii răcirii secundare pentru o bramă

Este de asemenea arătată și distribuția temperaturii pe suprafața semifabricatului la ieșirea din cristalizor (curba 7) și variația corespunzătoare pe perimetrul său a coeficientului de transfer de căldură prin radiație (curba 6).

Curbele 2; 3; 4; și 5 reprezintă variația coeficienților de transfer de căldură pe perimetrul semifabricatului la 0,5; 1,5; 2,5 și 3,5 minute după ieșirea din zona de răcire secundară.

Creșterea coeficientului de transfer de căldură la nivelul muchiilor se caracterizează printr-o valoarea continuă (curba 7).

Pe parcursul răcirii are loc o cedare puternică de căldură de partea centrală a semifabricatului către suprafață și mai ales, către muchiile acestora care sunt cele mai reci.

Lungimea zonei de răcire (curba 8) la o viteză de turnare-extracție de 0,4 m/min , iar în partea centrală a feței acesta scade.

La o distanță de 35-45 mm de la muchia semifabricatului, lungimea zonei de răcire având valoarea minimă de 0,6m , iar pe muchie valoarea maximă de 3,6m.

Deci: răcirea secundară a unei brame trebuie să fie diferențiată pe lungime și perimetru.

Realizarea unui asemenea regim este mai dificilă și mai complexă decât realizarea unui transfer de căldură pe întreg perimetru cu câmp de temperatură constant.

La aceeași durată de trecere a semifabricatului prin cristalizor, cele cu secțiuni mari ies din acesta cu aceeași temperatură a suprafeței cu a semifabricatelor cu secțiune mai mică, dar cu distribuție mai uniformă a temperaturii de perimetru.

În anumite cazuri, în zona de răcire secundară, se poate considera că transferul de căldură, pe întreg perimetrul semifabricatului este constant.

Acest lucru este valabil numai cu condiția ca la ieșirea din cristalizor 50% din suprafața acestuia să aibă aceeași temperatură. Semifabricatele cu secțiuni mai mici au, indiferent de viteza de turnare, o neuniformitate mai mare a temperaturii la ieșirea din cristalizor și, în consecință, funcție de gradul de neuniformitate, răcirea trebuie realizată diferențiat. Un regim de răcire bine realizat și controlat pe întreg parcursul procesului de turnare, asigură obținerea unor rezultate bune:

preîntâmpinarea reîncălzirii crustei;

realizarea unei macrostructuri de calitate;

frecvență de apariție a defectelor, redusă;

grad mare de uniformitate a răcirii.

5.4.4.Experimentări privind îmbunătățirea calității semifabricatelor turnate continuu prin utilizarea procedeului aer – ceață la răcirea secundară

5.5.Considerații generale privind modul de desfășurare al experimentărilor

Experimentările au fost efectuate pe “Mașina de turnare continuă a bramelor – C.S.Mittal Steel–TC 1”.

Pentru a studia comparativ modul de funcționare al sistemului de răcire propus tip aer – ceață am urmărit unii parametri definitorii ai procesului de răcire secundară (viteza de turnare, debitul de apă de răcire) în cadrul unui număr de 33 de sarje turnate atât prin procedeul clasic (stropi de apă) cât și prin procedeul aer – ceață.

Pentru analiza comparativă s-au utilizat datele obținute la firele 1, 2, 3 ale mașinii (procedeul clasic), precum și la firul 4 dotat cu 32 duze aer – ceață.

Pentru urmărirea condițiilor de desfășurare a turnării și răcirii s-au întocmit fișe pentru sarjele urmărite. De asemenea șarjele au fost împărțite pe grupe de oțel conform tabelului 3.

Experimentările au urmărit două obiective principale:

– modul în care procesul de răcire aferent sistemului aer – ceață influențează calitate semifabricatului, respectiv randamentul de metal;

– modul în care prin creșterea intensității de răcire se poate mări viteza de turnare în condițiile obținerii unei calități echivalente sau mai bune a semifabricatului turnat continuu.

5.5.1.Date constructive privind sistemul de răcire aer – ceață

La mașinile de turnare continuă tipul de duză cel mai utilizat în prezent este cel prezentat în fig.5.12.

Duza este alimentată de două circuite distincte: apă filtrată și tratată și aer comprimat. Atomizarea are loc în interiorul duzei. La ieșirea din atomizor jeturile au formă conică și sunt concentrice. Unghiurile de deschidere ale jeturilor sunt de 500 pentru apă și 200 pentru aer.

Ceața rezultată formează un trunchi de con, care se formează la punctul de intersecție a conurilor de apă și aer este plin și are o deschidere de aproximativ 400.

Fig. 5.12. Duza de atomizare a apei de răcire (“aer-ceață”)

În prima etapă s-a păstrat constantă viteza de turnare de 0,35 m/ minut, la un debit de apă de 2300 l /min. · fir. În etapa următoare s-a utilizat un debit de apă mai mic cu 25% , raportul debit aer /apă fiind de 4-7.

Au fost urmărite rezultatele comparative în ceea ce privește evoluția coeficientului de schimb de căldură și influența creșterii vitezei de turnare cu până la 60 % asupra calității semifabricatelor.

5.5.2.Influența răcirii aer – ceață asupra randamentului de metal

În cadrul experimentărilor a fost urmărit un grup de 33 șarje împărțit pe grupe de calități de oțel. Au fost urmăriți unii parametri ai procesului și influența acestora asupra calității semifabricatelor și a randamentului de metal. Rezultatele obținute în ce privește randamentul de metal sunt prezentate sintetic în tabelul 5.2.

Instalația a fost montată la firul 4 al mașinii urmând ca funcție de interpretarea rezultatelor experimentărilor procedeul să fie extins și la celelalte fire.

Cea mai semnificativă observație este că procentul de rebuturi, la firul răcit cu agent apă-aer este de două ori mai mic.

Tabel 5.2

-firele 1;2;3;4 – răcire prin stropire;

-firul 5 – răcire apă-aer comprimat.

5.5.3.Cercetări și experimentări privind posibilitățile de creștere a vitezei de turnare

Un număr însemnat de șarje (300) au fost turnate cu viteză mărită de la 0,85 m/min. la 1,15 –1,35 m/min, adică o creștere cu 45 –85%, fără a se modifica debitul de apă. S-a urmărit în ce măsură crește viteza de turnare, în condițiile răcirii cu agent apă-aer comprimat, păstrând valoarea debitului de apă, influențează asupra calității semifabricatelor (firul 5). S-a constatat că chiar și în aceste condiții calitatea bramelor de pe firul 5 continuă să fie superioară celorlalte fire la care productivitatea orară este de cel puțin două ori mai mică.

Concluzia: este că prin aplicarea procedeului de răcire cu agent aer-ceață permite practicarea unor viteze de turnare-extracție mai mari, în condițiile unei calități superioare a semifabricatelor (tabelul 5.3).

Tabel 5.3

5.5.4.Cercetări privind consumul de apă utilizată

Unul din avantajele sistemului aer – ceață constă în aceea că debitele de apă utilizate pentru răcire se reduc fără a fi diminuată calitatea semifabricatelor turnate continuu.

Comportamentul semifabricatelor turnate continuu la răcire a fost simulat prin intermediul modelului matematic , calculându-se temperaturile interne și de suprafață, în cursul solidificării și răcirii la diverse nivele pe lungimea firului curb.

Condițiile limită au fost stabilite în urma măsurătorilor de temperatură pe suprafața semifabricatelor, prin intermediul pirometrelor optice sau termocuplelor de contact.

Date experimentale:

Marginea zonei de contact cu pereții cristalizorului: 200 mm;

Coeficientul de schimb de căldură în cristalizor: 2092 W/0C

Temperatura oțelului în zona meniscului oțelului din cristalizor: 1500 0C;

Temperatura de început de solidificare : 1490 0C;

Temperatura oțelului la nivelul vârfului conului lichid: 1440 0C;

Coeficienții de schimb de căldură sunt:

Pentru pulverizarea apei (duze normale)cu debit de apă obișnuit – 2300 l/h și o viteză de turnare de 0,85 m/min: 230 W/0C;

Pentru răcire prin procesul aer-apă atomizată cu un debit de apă de 4 ori mai mic (600 l/h), la aceeași viteză de turnare–extracție de 0,35 m/min 230 W/0C;

Pentru răcirea prin procedeul aer-apă atomizată în condițiile creșterii vitezei de turnare la 1,05 m/min și debitul normal de apă 2300 l/h : 523 W/0C,

În condițiile aplicării procedeului aer-apă atomizată, pentru a se obține aceeași intensitatea de răcire (25 –30% din consumul normal) în raport cu răcirea clasică.

Pentru cea de a doua campanie de experimentări datele sunt următoarele :

Lungimea utilă a cristalizorului: 530 mm;

Lungimea zonei de contact cu pereții cristalizorului: 200 mm

Temperatura oțelului la nivelul meniscului în cristalizor: 15100C;

Temperatura oțelului la începutul solidificării în cristalizor: 14850C;

Temperatura oțelului la sfârșitul solidificării: 14350C;

Rezultatele măsurătorilor și calculelor pentru această a doua serie de experimentării sunt prezentate în tabelul 5.4.

Tabel 5.4

Coeficienții de schimb de căldură sunt următorii :

pentru pulverizarea cu apă la o viteză de turnare-extracție de 0,35 m/min și debit de apă de răcire normal de 2300 l/h: 290 W/OC;

pentru situația răcirii secundare aer-apă atomizată la viteza de turnare-extracție mult mai mare de 0,65 m/min și un debit de apă identic de 2300l/min: 340W/OC;

Concluzie: În cazul răcirii secundare prin procedeul aer-apă atomizată coeficientul global de schimb de căldură, în raport cu răcirea clasică este de 52%.

În ce privește valorile temperaturilor măsurate la suprafața sleburilor în curs de răcire și solidificare temperaturile superficiale ale semifabricatelor au fost măsurate cu pirometre optice pe ambele fire, în următoarele zone :

la mijlocul ghidajului 1;

la intrarea în ghidajul 2;

la intrarea în ghidajul 4;

după caja de extracție.

În funcție de compoziția chimică a oțelurilor turnate și de caracteristicile termice ale acestora, acestea au fost împărțite în trei clase, așa cum se observă din tabelul 5.5.

Tabelul 5.5

În tabel sunt consemnate diferențele de temperaturi măsurate în același timp și în același puncte ale celor două fire de turnare. Se observă că în toate punctele de măsură temperaturile superficiale ale semifabricatelor răcite prin procedeul aer-ceață au temperaturi mai joase decât ale semifabricatelor răcite clasic.

Deci, rezultă următoarele :

Diferența de temperatură măsurate în aceleași zone ale celor două fire, cu valori de :

155 – 183 0C la mijlocul ghidajului I (în interiorul camerei de răcire);

11 – 42 0C după ieșirea din camera de răcire.

Concluzii

răcirea prin procedeul aer ceață este mult mai eficace din punct de vedere al mecanismului solidificării;

cu toate că diferența de temperatură în afara camerei de răcire sunt mai mici ele sunt favorabile răcirii aer-ceață;

În ceea privește coeficienții de schimb de căldură :

Variația valorilor de schimb de căldură pe parcursul solidificării și răcirii bramelor a fost simulată pe calculator prin utilizarea unui model matematic. Coeficienții de schimb de căldură sunt calculați astfel încât valorile teoretice obținute să fie aproximativ egale cu valorile obținute experimental.

Au rezultat următoarele :

– coeficienții de schimb de căldură în zonele I și II, în cazul răcirii secundare aer-ceață sunt mai mari cu 65-75%;

– coeficienții de schimb de căldură în zona III sunt mai mici dar totuși mai mari cu 47 – 52%;

– lungimea conului lichid este mai mică cu 10%;

– cantitatea de căldură extrasă din zona III este mai mare cu aproximativ 30%.

Și prin acest ultim aspect se dovedește indiscutabil că procesul de răcire aer-ceață este mult superior procesului de răcire clasică.

Cap. 6.Cercetări și experimentări privind îmbunătățirea sistemului de răcire secundară la instalația de turnare continuă

6.1.Condițiile de funcționare a instalațiilor de turnare continuă

Condițiile pe care trebuie să le îndeplinească instalațiile de turnare continuă, pentru ca acestea să fie corelate cu instalațiile de laminare (în scopul laminării directe), sunt:

– turnarea fără defecte (în special de suprafață);

– reducerea grosimii bramelor turnate continuu;

– menținerea temperaturii bramei la valori situate peste intervalul de deformare plastică.

În acest sens, pot fi definite condițiile de temperatură pentru o instalație de turnare continuă:

– inițiale: la intrare, oțelul trebuie să fie cât mai “rece” posibil (supraîncălzirea în distribuitor 10-300C);

– finale: la ieșire, bramele să fie cât mai “calde” posibil (cca. 12000C), pentru a putea fi laminate direct.

La suprafață, căldura este evacuată prin contactul cu o suprafață solidă rece (în cristalizor) și prin stropire cu apă, aer, aer-ceață (în zona de răcire secundară).

Condițiile de solidificare ale oțelului la turnarea continuă diferă de cele de la turnarea în lingou prin:

– viteză mai mare de răcire, mai ales la suprafață, datorită contactului cu pereții cristalizorului și stropirii directe în zona de răcire secundară;

– lungimea metalurgică mare, care creează o presiune statică ridicată în conul de metal lichid;

– secțiuni de turnare mai mici, cu raportul suprafață laterală/volum mai mare, ceea ce favorizează evacuarea mai rapidă a căldurii;

– relația mai sensibilă între rezistența mecanică și tensiunile din crusta solidificată, depășirea acestui echilibru, în dauna rezistenței mecanice – accentuată în cazul turnării cu fir curb – conduce la apariția fisurilor, concentrate, în special, la suprafață.

Căldura extrasă prin conducție (prin crusta solidificată – la răcirea prin contactul cu suprafața cristalizorului) constituie limita extremă de răcire a produsului, puterea termică specifică fiind – la începutul solidificării – de 2-5 MW/m2.

Cu cât se micșorează perioada de timp între momentul final al turnării și începutul laminării, cu atât semifabricatul va avea o temperatură mai mare (deci, un câștig energetic).

Această etapă poate fi redusă prin eliminarea etapei de remaniere, ceea ce presupune garantarea unei calități constant bune a semifabricatului turnat continuu.

În plus, temperatura semifabricatului poate fi influențată – în sensul creșterii ei -prin stabilirea unor condiții tehnologice (viteză de turnare, răcire primară și secundară) adecvate.

În această situație, se poate realiza transferul în stare caldă a semifabricatelor turnate continuu la laminare, efectele fiind:

– reducerea consumului de combustibil, cu cota corespunzătoare încălzirii de la temperatura mediului la cea de laminare;

– reducerea pierderilor de metal cauzate de țunderul format la încălzirea semifabricatelor și de remanierea defectelor;

– creșterea productivității instalației de turnare prin mărirea vitezei de turnare.

Prin urmare, în timpul turnării continue trebuie întrunite condițiile tehnologice necesare obținerii unor semifabricate cu probabilitate minimă de apariție a defectelor, în condițiile conservării unei cantități maxime de căldură din elaborare, fără a afecta negativ productivitatea mașinii de turnare continuă.

6.2.Analiza principalilor parametri ai procesului de turnare continuă

6.2.1.Supraîncălzirea oțelului lichid

Supraîncălzirea oțelului lichid (diferența dintre temperatura oțelului și temperatura lichidus) este reglată în distribuitor; aceasta trebuie să fie cât mai mică, pentru a împiedica formarea precipitatelor și pentru obținerea unei segregații interdentritice minime (zonă echiaxială mare).

Controlul temperaturii oțelului în distribuitor – în sensul micșorării supraîncălzirii și menținerii ei în limite restrânse – are următoarele efecte:

-creșterea vitezei de turnare, ceea ce determină îmbunătățirea calității suprafeței semifabricatului și mărirea productivității mașinii;

-scăderea temperaturii de evacuare din agregatul de elaborare, cu consecințe asupra consumului de energie și de materiale refractare;

-îmbunătațirea structurii de turnare – prin reducerea zonei ocupate de cristalele columnare și obținerea unei structuri omogene.

În cadrul experimentărilor realizate pentru optimizarea procesului de turnare am urmărit variația temperaturii în distribuitor la 66 șarje din cele patru grupe de oțel menționate în Anexa II (tabelul 6.1).

Tabelul 6.1

La șarjele urmărite regimul de temperaturi practicat în distribuitor a fost, în general, scăzut față de instrucțiunile tehnologice de marcă, prezentate în tabelul 6.2.

Tabelul 6.2

Au fost înregistrate multe temperaturi sub limita minimă admisă și mai puține aproape de limita maximă. Valoarea medie a temperaturilor, pe grupe, la șarjele urmărite (exceptând grupa a IV-a) s-a situat la limita inferioară ecartului indicat de instrucțiunile tehnologice.

Analiza efectuată arată că – în condițiile în care viteza de răcire nu conduce la intrarea oțelului în zonele de fragilitate – calitatea bramelor este afectată, în special, de temperatura din distribuitor (supraîncălzirea oțelului lichid), randamentul de metal fiind influențat negativ de întreruperile de turnare, datorate, în primul rând, temperaturilor scăzute din distribuitor (fig. 6.1 – 6.4).

Fig. 6.1. Randamentul de metal funcție de viteza de răcire, respectiv, temperatura oțelului în distribuitor, pentru oțelurile din grupa I

Fig. 6.2. Randamentul de metal funcție de viteza de răcire, respectiv, temperatura oțelului în distribuitor, pentru oțelurile din grupa a II-a

Fig. 6.3. Randamentul de metal funcție de viteza de răcire, respectiv, temperatura oțelului în distribuitor, pentru oțelurile din grupa a III-a

Fig. 6.4. Randamentul de metal funcție de viteza de răcire, respectiv, temperatura oțelului în distribuitor, pentru oțelurile din grupa a IV-a

Intensitatea segregației axiale depinde de modul în care decurge solidificarea: duratele mici de solidificare și supraîncălzirile mici sunt favorabile reducerii segregării axiale, cu efecte favorabile în privința diminuării segregațiilor de carbon, sulf și fosfor.

Pentru obținerea unei calități corespunzătoare, se impune ca, supraîncălzirea de 15-250C din distribuitor să fie redusă, astfel încât supraîncălzirea reziduală, la intrarea în cristalizor, să fie de numai 1-70C, ceea ce se poate realiza cu ajutaje cu jet tubular (cu rol de schimbător de căldură și regulator de temperatură).

6.2.2.Viteza de turnare

Creșterea vitezei de turnare nu se poate face peste limitele impuse de condițiile de formare a crustei în cristalizor, micșorarea ei (sub aceste limite) ducând la înrăutățirea calității interne – prin mărirea instabilității schimbului termic în cristalizor. Pentru șarjele urmărite, vitezele de turnare s-au înscris în domeniul indicat în literatura de specialitate (tabelul 6.3).

Tabelul 6.3

6.2.3.Temperatura oțelului

Pentru optimizarea procesului de solidificare trebuie urmărită relația dintre condițiile de transfer termic la suprafața firului de oțel, profilul temperaturii și viteza de solidificare, asigurând o temperatură minim admisă a suprafeței firului, în condițiile unei viteze de solidificare maxim posibile.

În figura 6.5. este prezentat profilul temperaturii în cristalizor, la nivelul A-A, unde se remarcă saltul mare al temperaturii între suprafața firului și peretele cristalizorului. Temperatura depinde de caracteristicile oțelului lubrifiantului, cristalizorului, ș.a.

Fig. 6.5. Variația temperaturii în cristalizor

Rezistența la transmiterea căldurii între peretele cristalizorului și apa de răcire joacă (din punct de vedere al cantității de căldură evacuată) un rol subordonat, diferența dintre temperatura apei de răcire și cea a peretelui cristalizorului (cca. 170 0C) fiind foarte mică față de diferența dintre temperatura peretelui cristalizorului și cea a suprafeței firului de oțel (cca. 1100 0C). Din încercările practice efectuate rezultă că aceste condiții nu pot fi modificate esențial, existând limite foarte strânse pentru optimizarea solidificării prin modificarea caracteristicilor constructive ale cristalizorului. Astfel, reducerea la jumătate a rezistenței la trecerea căldurii între peretele cristalizorului și apa de răcire ar duce la creșterea cantității de căldură evacuată cu mai puțin de 10%.

Influența redusă a construcției asupra condițiilor de transfer termic în cristalizor conduce la presupunerea că densitățile de flux termic măsurate la un cristalizor pot fi considerate ca fiind general valabile – în privința modului în care se desfășoară solidificarea.

Pentru determinarea fluxului termic, au fost efectuate măsurători la un cristalizor de la instalația de turnare continuă 1 (lungime utilă de 700-1300 mm; grosimea plăcii de cupru de 30 mm), la viteze de turnare de 0,6-1,2 m/min.

Fig. 6.6. Schema mașinii de turnare continuă, cu indicarea punctelor de măsurare a temperaturii

Conform măsurătorilor efectuate cu termoelemente montate în pereții cristalizorului și a calculelor pentru determinarea coeficientului de transfer termic din cristalizor s-au stabilit următoarele:

-există o dependență clară între viteza de turnare și cantitatea de căldură evacuată din cristalizor;

-nu există o influență semnificativă a vitezei de turnare asupra coeficientului de transfer termic, acesta variind cu cel mult 10%, funcție de condițiile de lubrifiere și calitatea de oțel turnat.

Pentru obținerea unei calități corespunzătoare și pentru corelarea instalațiilor de turnare continuă cu cele de laminare, se impune ca răcirea – în special cea secundară – să conducă la obținerea unei temperaturi cât mai uniforme pe suprafața firului de oțel, mai ales, în condițiile în care stropirea cu apă se face diferit pe fețele bramelor.

Am efectuat o analiză a variației temperaturii suprafeței firului de oțel la mai multe semifabricate (pe mijlocul fețelor mari), în două zone ale instalației de turnare continuă (la începutul, respectiv, sfârșitul zonei de răcire secundară-figura 6.7), măsurarea temperaturii efectuându-se cu dispozitivul SMVR 01.Valorile centralizate cu privire la șarjele analizate, numărul de date utilizate, temperaturile medii și abaterile calculate sunt prezentate în tabelul 6.4.

Tabelul 6.4

După analiza diagramelor de variație a temperaturii, în timp, cu date mediate la 20 secunde (Anexa IV-figurile 1÷5) am făcut următoarele observații:

– în același punct de măsurare, pentru aceeași bramă, temperatura feței inferioare este mai mare decât cea a feței superioare, din cauza modului în care sunt distribuite duzele de stropire cu apă;

– pentru șarje din același oțel, turnate în condiții comparabile, diferă mult modul în care decurge solidificarea: temperatura măsurată pe fața inferioară în punctul P2 de măsurare, pentru șarjele 923524: = 10540C, cu o abatere redusă de la valoarea medie, de numai 2,30C , față de șarja 923525: = 9720C, cu o abatere mare a valorilor măsurate de 370C ;

-dacă, la unele șarje (ex. șarja 938125) alura curbelor de variație a temperaturii pentru fața inferioară și cea superioară este asemănătoare, cu diferența că temperatura medie este relativ mică, de 420C, la alte șarje (ex. șarja 938109) se remarcă o diferență mare între temperaturile medii ale celor două fețe mari, de cca. 1540C, ceea ce arată că există o asimetrie puternică a răcirii, care generează tensiuni termice periculoase având ca repercusiuni apariția fisurilor și crăpăturilor pe suprafața bramei;

de remarcat și faptul că alura curbei de variație a temperaturii instantanee este asemănătoare pentru fața superioară – măsurată în punctul P2 cu cea măsurată în punctul P1 și prezintă variații mult mai mari pe fața inferioară, măsurată în cele două zone.

Coroborând datele obținute prin măsurătorile efectuate (inclusiv informațiile referitoare la defectele bramelor respective), cu cele obținute prin experimentările de laborator, se pot trage următoarele concluzii referitoare la tehnologia de turnare a oțelului:

prin implicațiile pe care le are asupra mărimii grăuntelui de austenită, carbonul influențează susceptibilitatea oțelului la fisurare, care variază după o curbă asemănătoare celei de variație a mărimii grăuntelui austenitic, cu un maxim la 0,10,15 %C; în plus, la cca. 0,15 %C, grăuntele austenitic are o formă alungită, care favorizează deschiderea fisurilor;

ponderea crăpăturilor longitudinale este maximă la un conținut de 0,12-0,14 % C, acesta fiind considerat ca o valoare critică pentru un schimb regulat de căldură între oțel și cristalizor;

curbele de variație ale coeficientului de gâtuire și alungirii la rupere prezintă trei minime, care caracterizează cele trei zone de fragilitate la cald și, care, prezintă diferențe semnificative pe grupe de oțeluri;

crăpăturile cauzate de tensiunile termice din zona răcirii secundare apar atunci când oțelul străbate o discontinuitate de dilatare termică și schimbarea formei este împiedicată de fazele alăturate (de exemplu în vecinătatea unor incluziuni nemetalice;

formarea crăpăturilor cauzate de gradientul termic poate fi limitată dacă, la solidificare, se evită ca suprafața firului să intre în zonele de fragilitate ale oțelului respectiv;

prin determinarea experimentală a zonelor de fragilitate se poate trasa diagrama optimă a evoluției temperaturii oțelului, pentru evitarea apariției fisurilor și crăpăturilor (figura 6.7):

– zona I de fragilitate poate fi redusă printr-o răcire rapidă de la temperatura de topire până la cca. 1450-13500C;

– zona a II-a de fragilitate poate fi ocolită prin micșorarea vitezei de răcire, începând de la cca. 12500C, temperatură înregistrată la intrarea în zona de răcire secundară; această concluzie justifică modificarea sistemului de răcire în această zonă în sensul unei solidificări mai omogene în secțiune și cu o viteză redusă, ceea ce se poate realiza prin: introducerea sistemului de răcire aer – ceață sau a procedeului de răcire cu autoîncălzire, care presupune întreruperea răcirii – la un moment dat – după consolidarea crustei, care este reîncălzită automat, din interior, datorită căldurii latente;

– în continuare, viteza de răcire crește până când curba de răcire ajunge deasupra zonei a III-a;

– zona a III-a de fragilitate poate fi evitată prin oprirea răcirii la o temperatură de cca. 9000C, ceea ce se întâmplă, în mod normal, la bramele groase, însă, la bramele subțiri – la care răcirea este mai rapidă – este nevoie de un cuptor de menținere și egalizare a temperaturii, în special, pentru muchii, care se răcesc mai rapid.

Ultima condiție, care poate fi îndeplinită printr-o solidificare cu răcire parțială, controlată, este utilă și în ideea conservării căldurii de la elaborare – în scopul asimilării procedeului de laminare direct din instalațiile de turnare continuă.

Fig. 6.7. Diagramă de optimizare a răcirii firului de oțel în instalația de turnare continuă (cu linie întreruptă este reprezentată curba de răcire).

Cap.7.Îmbunătățirea condițiilor de răcire secundară

prin introducerea sistemului aer-ceață

7.1.Considerații privind sistemul aer-ceață

Procedeul de răcire prin atomizarea apei constă în împroșcarea suprafeței semifabricatelor cu jeturi de amestec apă-aer comprimat, amestec în care apa este foarte fin pulverizată și uniform dispersată.

Procedeul s-a extins deosebit de rapid ca urmare a eficienței tehnico-economice deosebite, mai ales din punct de vedere al îmbunătățirii calității.

Sub influența aerului comprimat apa este pulverizată în picături cu diametre deosebit de mici 20-10m și repartizată sub forma unui con plin. Atomizorul, componenta principală a instalației, indiferent de principiul de construcție și funcționare, are o comportare similară cu două injectoare distincte, dar care lucrează simultan.

Aerul comprimat are următoarele două roluri:

să producă dispersia puternică a apei în dimensiuni cât mai mici;

să transporte aceste picături către suprafața semifabricatului în curs de solidificare, cu o viteză foarte mare, imprimând acestora o energie cinetică la impact mult mai mare decât în cazul procedeului clasic.

Principalii parametrii de răcire ai acestui procedeu depind, în foarte mare măsură , de debitul și presiunea aerului comprimat și într-o mai mică măsură de debitul și presiunea apei de răcire.

De o mare importanță este păstrarea unui raport între debitul de aer comprimat și debitul de apă.

În general se folosesc rapoarte între 0,04 și 0,06Kg aer/1,0kg apă. Dar se poate merge și pe o altă variantă: se mențin constante debitul și presiunea aerului comprimat și se variază în limite restrânse și bine controlate mărimile debitului și presiunii apei.

O particularitate importantă a acestui procedeu este că aerul comprimat imprimă amestecului de răcire o energie cinetică mare, astfel încât la impactul cu suprafața semifabricatului, acesta sparge crusta subțire de țunder care împiedică schimbul liber de căldură ca urmare a caracterului termoizolant.

O altă particularitate este aceea că picăturile foarte mici din amestec sunt integral vaporizate și deci sunt în total utilizate în procesul de răcire. “Ceața” formată se distribuie relativ uniform în întreaga cameră de răcire, creându-se în acest mod, o atmosferă favorabilă unui schimb de căldură eficient și uniform. Acest sistem de răcire asigură, în același timp, și o bună răcire a componentelor metalice ale mașinii de turnare.

Indiferent de valorile prestabilite ale presiunilor și debitelor celor doi agenți, geometria și dimensiunea conului de răcire rămân neschimbate pe întreg parcursul turnării, ceea ce este deosebit de important pentru calitatea semifabricatului. Se știe că acest lucru nu este posibil de realizat în cazul practicării răcirii prin stropire cu apă.

7.1.1.Sisteme și dispozitive specifice procesului

Sistemele de răcire utilizate la practicarea procedeului aer-apă atomizată, se deosebesc între ele prin modul de formare al agentului de răcire și prin sistemul de pulverizare al acestuia pe suprafețele semifabricatelor.

Sistemele și dispozitivele existente în momentul de față în siderurgia mondială, se pot clasifica:

cu amestecare exterioară față de ajutajele duzelor;

o amestecare a apei cu aerul comprimat în interiorul duzelor(înainte de ieșirea din orificiul ajutajului);

cu prepararea agentului de răcire apă-aer în generatoare speciale (atomizoare) și transportarea acestuia prin conducte la duze.

Sistemele din primul și al treilea caz prezintă unele deficiențe:

în primul caz, nu numai că nu se asigură un jet stabil de amestec, dar nici dimensiunile câmpului de stropire nu sunt suficient de mari pentru a acoperi suprafața necesară. Acest fenomen are loc deoarece, atât presiunea apei, cât și a aerului, variază în limite însemnate pe traseul de transport de la atomizor la duze.

în al treilea caz, transportul amestecului realizat în atomizor prin conducte conduce, de cele mai multe ori, la separarea și stratificarea celor doi componenți fapt care afectează stabilitatea conducerii jetului prin duze.

Realizarea amestecului în interiorul duzei prezintă cea mai mare eficiență în ce privește calitatea răcirii.

7.1.2.Particularitățile sistemului de răcire a bramelor

O problemă însemnată a turnării bramelor, mai ales când e vorba de oțeluri aliate, o constituie sensibilitatea mai mare la fisurare, ceea ce impune o răcire mai puțin intensă și mai uniformă. Sistemul de răcire secundară clasic nu poate avea o scădere liniară a temperaturii suprafeței semifabricatului și o răcire uniformă pe lățime, din cauza existenței unor zone de suprarăcire locală. Reducerea intensității de răcire în scopul reducerii frecvenței de apariție a fisurilor și crăpăturilor de suprafață și în masa metalică, este limitată de tendința de înfundare a duzelor provocată de debite mici ale apei de răcire.

Sistemul de răcire cu apă-aer comprimat elimină deficiențele răcirii clasice.

Fig.7.1.Sistem de răcire apă-aer

În acest caz colectorul are o construcție formată din două țevi axiale pentru transportul apei (1) și aerul (2) prevăzute cu racordurile (3). Pe axa centrală a țevilor sunt montate duzele (4) , care au forma constructivă a unor bucșe cu fund orb și cu fante pe suprafața laterală. La capătul fiecărui racord sunt amplasate injectoarele (5). Apa trece prin ajutajele sub formă de fantă și după impactul cu suprafața interioară a racordului este repartizată uniform în secțiunea acestuia și se amestecă cu aerul. Odată format amestecul, apă-aer este insuflat prin duze spre suprafața de răcire sub forma unui jet cu o anumită formă și anumite dimensiuni.

Pentru a se asigura buna răcire a bramelor se impune utilizarea unor duze de răcire cu agent apă-aer. Debitul agentului este 12-15 m3/h, iar presiunea înainte de intrare în duze 0,1–0,3 MPa. Debitul unei singure duze este 0,1 – 0,3 m3/h.

Sistemul de răcire constă în:

Conducte de transport ale apei și aerului comprimat;

Colectoare cu duze;

AMCR-uri.

Acest sistem de răcire este format din trei zone și permite reglarea intensității răcirii pe fiecare față a semifabricatului.

Reglarea răcirii se face în funcție de viteza de turnare-extracție și se realizează prin variația corespunzătoare a debitului de apă pe fiecare față și zonă, la o presiune constantă a aerului în sistem.

Printre altele, acest sistem a fost experimentat la firma “SUMITOMO” Japonia, la unul din cele cinci fire de turnare, pe celelalte fire practicându-se răcirea clasică. Pe firul experimental debitul apei a scăzut cu 25 – 40 % în zona II și cu 50 – 60% în zona III. Presiunea aerului la toate zonele a fost 0,25 – 0,30 MPa. După experimentări desfășurate pe parcursul a trei luni, practicându-se diverse regimuri de lucru, funcție de mărcile de oțel din programul de fabricație, s-a constatat că noul sistem de răcire s-a dovedit mult superior răcirii clasice, jetul de răcire aer – apă având o bună stabilitate și asigurând o mare uniformitate a răcirii. Structura internă a fost mai fină și mai uniformă compactitatea în zona centrală superioară, frecvența de apariție a defectelor de suprafață a scăzut cu 48,5% iar scoaterea de metal în laminare a crescut cu 10%.

Mai jos sunt prezentate comparativ datele referitoare la porozitatea axială (tabelul 7).

Tabelul 7

Pentru oțelul cu rulmenți care pune probleme deosebite la turnare, s-a elaborat o analiză statistică privind variația porozității axiale în funcție de debitul specific de apă. (fig. 7.2).

1 – răcirea cu apă-aer

2 – răcirea clasică cu apă

Fig. 7.2 Variația porozității axiale în funcție de debitul de apă.

Punctajul pentru porozitatea axială a fost de 1,02 în cazul răcirii cu apă-aer și 1,37 pentru blumurile răcite cu apă.

Pe lângă acesta, reducerea debitului specific de apă a permis îmbunătățirea parametrilor tehnologici de turnare.

Temperatura suprafeței firului răcit cu apă-aer la ieșire din exterior este cu 60-700C mai mare decât a firelor răcite cu apă. Chiar și în cazul oțelurilor foarte susceptibile la fisurare, semifabricatele răcite cu agent apă-aer se constată că frecvența de apariție a fisurilor și crăpăturilor scade, până la dispariție.

Un regim optim de răcire secundară presupune asigurarea unei temperaturi uniforme pe toate fețele semifabricatului, prin reducerea coeficientului de transfer de căldură de la valoarea de la ieșirea din cristalizor, până la valoarea corespunzătoare a intensității de răcire prin radiație liberă în aer.

Coeficientul de transfer de căldură în cristalizor a fost 3600 W/m2·K. Schimbul de căldură în aer a fost dat prin coeficientul de transfer de căldură scade de la valoarea care o are la ieșirea din cristalizor se consideră constantă pe toată lungimea acestuia. Coeficientul de transfer de căldură scade de la valoarea care o are la ieșire din cristalizor, până la o valoare corespunzătoare răcirii prin radiație liberă.

În cazul schimbării de căldură prin radiație, coeficientul de schimb de căldură este determinat de temperatura suprafeței semifabricatului și variază pe perimetrul acestuia în funcție de distribuția temperaturii.

În fig.7.3 sunt prezentate rezultatele obținute pentru un semifabricat care a avut o durată de trecere prin cristalizor de 3,5 minute.

Fig.7.3. Parametrii răcirii secundare pentru o bramă

Este de asemenea arătată și distribuția temperaturii pe suprafața semifabricatului la ieșirea din cristalizor (curba 7) și variația corespunzătoare pe perimetrul său a coeficientului de transfer de căldură prin radiație (curba 6).

Curbele 2; 3; 4; și 5 reprezintă variația coeficienților de transfer de căldură pe perimetrul semifabricatului la 0,5; 1,5; 2,5 și 3,5 minute după ieșirea din zona de răcire secundară.

Creșterea coeficientului de transfer de căldură la nivelul muchiilor se caracterizează printr-o valoarea continuă (curba 7).

Pe parcursul răcirii are loc o cedare puternică de căldură de partea centrală a semifabricatului către suprafață și mai ales, către muchiile acestora care sunt cele mai reci.

Lungimea zonei de răcire (curba 8) la o viteză de turnare-extracție de 0,4 m/min , iar în partea centrală a feței acesta scade.

La o distanță de 35 – 45 mm de la muchia semifabricatului, lungimea zonei de răcire având valoarea minimă de 0,6m , iar pe muchie valoarea maximă de 3,6m.

Deci: răcirea secundară a unei brame trebuie să fie diferențiată pe lungime și perimetru.

Realizarea unui asemenea regim este mai dificilă și mai complexă decât realizarea unui transfer de căldură pe întreg perimetru cu câmp de temperatură constant.

La aceeași durată de trecere a semifabricatului prin cristalizor, cele cu secțiuni mari ies din acesta cu aceeași temperatură a suprafeței cu a semifabricatelor cu secțiune mai mică, dar cu distribuție mai uniformă a temperaturii de perimetru.

În anumite cazuri, în zona de răcire secundară, se poate considera că transferul de căldură, pe întreg perimetrul semifabricatului este constant. Acest lucru este valabil numai cu condiția ca la ieșirea din cristalizor 50% din suprafața acestuia să aibă aceeași temperatură.

Semifabricatele cu secțiuni mai mici au, indiferent de viteza de turnare, o neuniformitate mai mare a temperaturii la ieșirea din cristalizor și, în consecință, funcție de gradul de neuniformitate, răcirea trebuie realizată diferențiat. Un regim de răcire bine realizat și controlat pe întreg parcursul procesului de turnare, asigură obținerea unor rezultate bune:

preîntâmpinarea reîncălzirii crustei;

realizarea unei macrostructuri de calitate;

frecvență de apariție a defectelor, redusă;

grad mare de uniformitate a răcirii.

7.2.Experimentări privind îmbunătățirea calității semifabricatelor turnate continuu prin utilizarea procedeului aer – ceață la răcirea secundară

7.2.1.Considerații generale privind modul de desfășurare al experimentărilor

Experimentările au fost efectuate pe “Mașina de turnare continuă a bramelor – C.S.Mittal Steel–TC 1”.

Pentru a studia comparativ modul de funcționare al sistemului de răcire propus tip aer – ceață am urmărit unii parametri definitorii ai procesului de răcire secundară (viteza de turnare, debitul de apă de răcire) în cadrul unui număr de 33 de șarje turnate atât prin procedeul clasic (stropi de apă) cât și prin procedeul aer – ceață.

Pentru analiza comparativă s-au utilizat datele obținute la firele 1, 2, 3 ale mașinii (procedeul clasic), precum și la firul 4 dotat cu 32 duze aer – ceață.

Pentru urmărirea condițiilor de desfășurare a turnării și răcirii s-au întocmit fișe pentru sarjele urmărite. De asemenea șarjele au fost împărțite pe grupe de oțel conform tabelului 7.

Experimentările au urmărit două obiective principale:

– modul în care procesul de răcire aferent sistemului aer – ceață influențează calitate semifabricatului, respectiv randamentul de metal;

– modul în care prin creșterea intensității de răcire se poate mări viteza de turnare în condițiile obținerii unei calități echivalente sau mai bune a semifabricatului turnat continuu.

7.2.2.Date constructive privind sistemul de răcire aer – ceață

La mașinile de turnare continuă tipul de duză cel mai utilizat în prezent este cel prezentat în fig. 7.4.

Duza este alimentată de două circuite distincte: apă filtrată și tratată și aer comprimat. Atomizarea are loc în interiorul duzei. La ieșirea din atomizor jeturile au formă conică și sunt concentrice. Unghiurile de deschidere ale jeturilor sunt de 500 pentru apă și 200 pentru aer. Ceața rezultată formează un trunchi de con, care se formează la punctul de intersecție a conurilor de apă și aer este plin și are o deschidere de aproximativ 400.

Fig. 7.4. Duza de atomizare a apei de răcire (“aer-ceață”)

În prima etapă s-a păstrat constantă viteza de turnare de 0,35 m/ minut, la un debit de apă de 2300 l /min. · fir. În etapa următoare s-a utilizat un debit de apă mai mic cu 25% , raportul debit aer /apă fiind de 4-7.

Au fost urmărite rezultatele comparative în ceea ce privește evoluția coeficientului de schimb de căldură și influența creșterii vitezei de turnare cu până la 60 % asupra calității semifabricatelor.

7.2.3.Influența răcirii aer – ceață asupra randamentului de metal

În cadrul experimentărilor a fost urmărit un grup de 33 șarje împărțit pe grupe de calități de oțel. Au fost urmăriți unii parametri ai procesului și influența acestora asupra calității semifabricatelor și a randamentului de metal. Rezultatele obținute în ce privește randamentul de metal sunt prezentate sintetic în tabelul 7.1.

Instalația a fost montată la firul 4 al mașinii urmând ca funcție de interpretarea rezultatelor experimentărilor procedeul să fie extins și la celelalte fire.

Cea mai semnificativă observație este că procentul de rebuturi, la firul răcit cu agent apă-aer este de două ori mai mic.

Tabel 7.1

-firele 1;2;3;4 – răcire prin stropire;

-firul 5 – răcire apă-aer comprimat.

7.2.4.Cercetări și experimentări privind posibilitățile de creștere a vitezei de turnare

Un număr însemnat de șarje (300) au fost turnate cu viteză mărită de la 0,85 m/min. la 1,15 – 1,35 m/min, adică o creștere cu 45 – 85%, fără a se modifica debitul de apă. S-a urmărit în ce măsură crește viteza de turnare, în condițiile răcirii cu agent apă-aer comprimat, păstrând valoarea debitului de apă, influențează asupra calității semifabricatelor (firul 5). S-a constatat că chiar și în aceste condiții calitatea bramelor de pe firul 5 continuă să fie superioară celorlalte fire la care productivitatea orară este de cel puțin două ori mai mică.

Concluzia: este că prin aplicarea procedeului de răcire cu agent aer-ceață permite practicarea unor viteze de turnare-extracție mai mari, în condițiile unei calități superioare a semifabricatelor (tabelul 7.2).

Tabel 7.2

7.2.5.Cercetări privind consumul de apă utilizată

Unul din avantajele sistemului aer – ceață constă în aceea că debitele de apă utilizate pentru răcire se reduc fără a fi diminuată calitatea semifabricatelor turnate continuu.

Comportamentul semifabricatelor turnate continuu la răcire a fost simulat prin intermediul modelului matematic, calculându-se temperaturile interne și de suprafață, în cursul solidificării și răcirii la diverse nivele pe lungimea firului curb.

Condițiile limită au fost stabilite în urma măsurătorilor de temperatură pe suprafața semifabricatelor, prin intermediul pirometrelor optice sau termocuplelor de contact.

Date experimentale:

Marginea zonei de contact cu pereții cristalizorului: 200 mm;

Coeficientul de schimb de căldură în cristalizor: 2092 W/0C

Temperatura oțelului în zona meniscului oțelului din cristalizor: 1500 0C;

Temperatura de început de solidificare : 1490 0C;

Temperatura oțelului la nivelul vârfului conului lichid: 1440 0C;

Coeficienții de schimb de căldură sunt:

Pentru pulverizarea apei (duze normale)cu debit de apă obișnuit – 2300 l/h și o viteză de turnare de 0,85 m/min: 230 W/0C;

Pentru răcire prin procesul aer-apă atomizată cu un debit de apă de 4 ori mai mic (600 l/h), la aceeași viteză de turnare–extracție de 0,35 m/min 230 W/0C;

Pentru răcirea prin procedeul aer-apă atomizată în condițiile creșterii vitezei de turnare la 1,05 m/min și debitul normal de apă 2300 l/h : 523 W/0C,

În condițiile aplicării procedeului aer-apă atomizată, pentru a se obține aceeași intensitatea de răcire (25 – 30% din consumul normal) în raport cu răcirea clasică.

Pentru cea de a doua campanie de experimentări datele sunt următoarele :

Lungimea utilă a cristalizorului: 530 mm;

Lungimea zonei de contact cu pereții cristalizorului: 200 mm;

Temperatura oțelului la nivelul meniscului în cristalizor: 15100C;

Temperatura oțelului la începutul solidificării în cristalizor: 14850C;

Temperatura oțelului la sfârșitul solidificării: 14350C;

Rezultatele măsurătorilor și calculelor pentru această a doua serie de experimentării sunt prezentate în tabelul 7.3

Tabel 7.3

Coeficienții de schimb de căldură sunt următorii :

pentru pulverizarea cu apă la o viteză de turnare-extracție de 0,35 m/min și debit de apă de răcire normal de 2300 l/h: 290 W/OC;

pentru situația răcirii secundare aer-apă atomizată la viteza de turnare – extracție mult mai mare de 0,65 m/min și un debit de apă identic de 2300l/min: 340W/OC;

Concluzie: În cazul răcirii secundare prin procedeul aer – apă atomizată coeficientul global de schimb de căldură, în raport cu răcirea clasică este de 52%.

În ce privește valorile temperaturilor măsurate la suprafața sleburilor în curs de răcire și solidificare temperaturile superficiale ale semifabricatelor au fost măsurate cu pirometre optice pe ambele fire, în următoarele zone :

la mijlocul ghidajului 1;

la intrarea în ghidajul 2;

la intrarea în ghidajul 4;

după caja de extracție.

În funcție de compoziția chimică a oțelurilor turnate și de caracteristicile termice ale acestora, acestea au fost împărțite în trei clase, așa cum se observă din tabelul 7.4.

Tabelul 7.4

În tabel sunt consemnate diferențele de temperaturi măsurate în același timp și în același puncte ale celor două fire de turnare. Se observă că în toate punctele de măsură temperaturile superficiale ale semifabricatelor răcite prin procedeul aer – ceață au temperaturi mai joase decât ale semifabricatelor răcite clasic.

Deci, rezultă următoarele :

Diferența de temperatură măsurate în aceleași zone ale celor două fire, cu valori de :

155 – 183 0C la mijlocul ghidajului I (în interiorul camerei de răcire);

11 – 42 0C după ieșirea din camera de răcire.

Concluzii

răcirea prin procedeul aer ceață este mult mai eficace din punct de vedere al mecanismului solidificării;

cu toate că diferența de temperatură în afara camerei de răcire sunt mai mici ele sunt favorabile răcirii aer – ceață;

În ceea privește coeficienții de schimb de căldură :

Variația valorilor de schimb de căldură pe parcursul solidificării și răcirii bramelor a fost simulată pe calculator prin utilizarea unui model matematic. Coeficienții de schimb de căldură sunt calculați astfel încât valorile teoretice obținute să fie aproximativ egale cu valorile obținute experimental.

Concluzie: În cazul răcirii secundare prin procedeul aer – apă atomizată coeficientul global de schimb de căldură, în raport cu răcirea clasică este de 52%

Rezultatele sunt următoarele :

– coeficienții de schimb de căldură în zonele I și II, în cazul răcirii secundare aer – ceață sunt mai mari cu 65-75%;

– coeficienții de schimb de căldură în zona III sunt mai mici dar totuși mai mari cu 47 – 52%;

– lungimea conului lichid este mai mică cu 10%;

– cantitatea de căldură extrasă din zona III este mai mare cu aproximativ 30%.

Și prin acest ultim aspect se dovedește indiscutabil că procesul de răcire aer – ceață este mult superior procesului de răcire clasică.

7.2.6.Studii privind surse neconvenționale de răcire

Procesul de răcire este des utilizat în procesele tehnologice, având ca problematică atât viteza de răcire cât și consumul de fluid. Pentru aceste considerente s-au dezvoltat multe tehnici de răcire utilizând diverse fluide și instalații.

Totuși cel mai utilizat mediu de răcire este apa, care asigură o plajă convenabilă de viteze de răcire, în plus se consideră că este ieftină și suficientă.

Analizând aceste aspecte am ajuns la concluzia că din punct de vedere al vitezei de răcire se mai poate lucra mărind suprafața de transfer căldură, iar în privința consumului de apă de asemenea este necesar să se revizuiască opiniile, astfel că un consum redus acționează eficient atât din punct de vedere economic cât și din punct de vedere a conservării și nepoluării resurselor.

Propunem astfel utilizarea injectorului sonic hidrodinamic.

Fig. 7.5

a) Studiul parametric al injectorului sonic hidrodinamic

Cercetările teoretice și experimentale au stabilit că autooscilațiile au loc dacă injectorul centrifugal ca element dinamic are o impedanță cu partea reală negativă, adică este construit, în așa fel încât mărirea vitezei de curgere în canalele de intrare tangențiale (sau ale turbionatorului) duce la micșorarea presiunii centrifuge în camera de turbionare

Unul din exemplele elocvente ale unei astfel de construcții poate fi considerat injectorul centrifugal, în care sunt instalate corpuri cilindrice transversale axei fluxului de lichid turbionat (figura 7.6), cu posibilitatea de variere a lungimii de lucru.

Aceste corpuri fiind orientate radial, produc o redistribuire a componentelor vitezei lichidului turbionat, realizând condiția necesară și anume crearea unui salt în distribuția componentei radiale de-a lungul camerei de turbionare.

Fig. 7.6. Schema injectorului sonic hidrodinamic:

corp injector; 2 – canal tangențial; 3- perturbator; 4- duză;

5- camera de turbionare; H – parametrul de reglare.

Fig. 7.6.1

Fig. 7.6.2

Partea reală a impedanței injectorului devine negativă, ceea ce duce la instabilitatea curgerii și apariția autooscilațiilor în injector.

Rezultatele cercetărilor obținute la introducerea treptată și simetrică a două corpuri cilindrice, pe care o să le numim cavitatori, arată că regimul sonic nu apare dintr-o dată, ci este precedat de regimul tranzitoriu în care se observă pulsații instabile și neregulate. Cercetările unghiului conului jetului dispersat 2 și ale coeficientului de debit , obținute în domeniul de presiuni Pinj= (0,1 …0,6) MPa ne permite să definim trei regimuri de funcționare a injectorului, în funcție de adâncimea de introducere a perturbatorilor: I – normal (fără oscilații); II – tranzitoriu (cu oscilații nestabile); III – sonic (cu autooscilații stabile). Regimul normal de curgere se păstrează până la prima adâncime critică a perturbatorilor H*= 0,24Rc , unde Rc – raza interioară a camerei de turbionare.

După aceasta apar salturi sporadice ale unghiului de dispersie cu frecvența instabilă de (10-90) Hz. Curgerea este tranzitorie, până se stabilește regimul sonic caracterizat prin creșterea coeficientului de debit cu 60 % și a unghiului de jet dispersat 2 cu (15-20)0, frecvența devine stabilă (90-100 Hz).

Fig. 7.6.3

Fig. 7.6.4

Fig. 7.6.5

Fig. 7.6.6

Fig. 7.6.7

Fig. 7.6.8

Fig.7.6.9

Filmarea rapidă (2000 – 3000 cadre/min) arată că în camera de turbionare curgerea în cadrul regimului tranzitoriu se caracterizează prin umplerea periodică a turbionului de aer cu lichid, comparativ cu curgerea normală.

Fig.7.7. Variația coeficientului de debit și a unghiului de jet dispersat în funcție de parametrul de reglare

Mărind în continuare adâncimea de lucru a perturbatorilor, se produce intensificarea oscilațiilor prin scăderea și mai mare a presiunii centrifuge în camera de turbionare. La atingerea celei de a doua mărimi critice H**=0,60 Rc turbionul de aer din camera de turbionare se deplasează în partea cilindrică a duzei, spre ieșire și se observă o zonă netransparentă umplută cu bule cavitaționale.

La pulverizarea sonică, transformarea lichidului în picături se observă strict în secțiunea de ieșire și are loc pe toată suprafața secțiunii duzei. Aceasta determină obținerea unui con de jet dispersat, umplut uniform cu picături. Analiza spectrului de picături a arătat micșorarea diametrului mediu Sauter până la d32=(170-180) m, comparativ cu (200-210) m la regimul normal. Neuniformitatea densității circumferințiale a scăzut cu 30 % până la coeficientul de neuniformitate Knc=0,15-0,17, iar neuniformitatea distribuției radiale a concentrației în jetul dispersat a scăzut cu (45-55) %, asigurând coeficientul respectiv Knr=0,10-0,12.

Pentru confirmarea fenomenului de cavitație au fost analizați parametrii fizico-chimici ai apei înainte și după pulverizare. Se știe că în cazul cavitației dezvoltate, care include stadii de apariție, creșterea și implozia bulelor în apă, apar ionii H+ și H-, ce cauzează majorarea indicelui pH cu 0,3-0,4. Testele efectuate la presiuni de alimentare de (0,1-0,5) MPa au arătat creșterea pH-lui apei de la 7,68…7,72 la intrare în injector până la pH=8,07…8,12 după pulverizare

Studiul hidrodinamicii curgerii transversale a fluxului de lichid plan în jurul unui corp cilindric, arată că la conectarea cilindrului metalic la curentul electric, datorat electrolizei chimice pe suprafața cilindrului, apar bule mici de gaz, care turbulizează stratul limită, ceea ce duce la reducerea rezistenței la înaintare a corpului cu până la 40 %.

Deși hidrodinamica curgerii plane în jurul cilindrului nu este similară cu curgerea spațială, care are loc în jurul tijelor de reglare a injectorului, s-a decis să se verifice aplicarea efectului electric direct pentru reglarea debitului și a unghiului conului jetului dispersat .

În fig.7.8 este prezentată schema reglării electrice a injectorului sonic hidrodinamic, care conține o sursă reglabilă de curent continuu (4), carcasa injectorului (1) executată din material izolator cu trei canale tangențiale pentru turbionarea fluxului de lichid, un electrod pozitiv (3) și tijele (2), care sunt electrozii negativi. Parametrii electrici au fost măsurați cu ajutorul voltmetrului (5) și a miliampermetrului (6).

Fig.7.8. Injectorul sonic cu reglarea electrică directă a parametrilor hidraulici: a- schema electrică; b- dependența coeficientului de debit și a unghiului jetului de intensitatea curentului

S-a cercetat injectorul cu caracteristica geometrică principală A =1,43, cu diametrul camerei de turbionare Rc=5,5 mm, cu diametrul duzei de 1,3 mm și cu diametrul electrozilor de 1,1 mm, la cădere de presiune (0,1-0,4) MPa. Cercetările s-au efectuat la adâncimea critică a electrozilor H**=0,60 Rc, la care regimul autooscilațiilor este stabil . Rezultatele măsurătorilor debitului și ale unghiului conului de jet dispersat au evidențiat că unghiul 2 și coeficientul de debit se micșorează cu creșterea intensității curentului electric (fig.7.7.1 b). Valoarea unghiului 2 și a coeficientului la intensitatea curentului electric mai mare de I=2mA, ce corespunde densității curentului j=14 mA/cm2, practic nu se mai schimbă.

Studiul acțiunii electrice asupra parametrilor hidraulici ai injectorului confirmă posibilitatea aplicării în practică a fenomenului descoperit pentru reglarea automată a debitului și unghiului jetului de lichid dispersat.

Procedeul de reglare este suficient de economic, având în vedere că variații maxime ale parametrilor injectorului au loc la puteri suficient de mici P = 0,09W ( I = 2 mA, U = 4,5 V ). Pentru a clarifica particularitățile reglării electrice directe după schema propusă s-au efectuat cercetări la diferite căderi de presiune a lichidului (apă din apeduct) la intrarea în injector și la intensitatea curentului electric I =0 – 24 mA (j = 0 – 140 mA/cm2). Variația relativă a coeficientului de debit /*, unde * = 0,625 corespunde adâncimii electrozilor negativi H** = 0,60 Rc , a evidențiat dependența de presiunea de alimentare.

La căderi de presiune Pinj= 0,3-0,4 MPa (curba 3 și 4, fig.7.9 a ) față de cele 0,1-0,2 MPa variația relativă a coeficientului de debit de la început scade, iar după I= 10 mA începe să crească, însă unghiul de dispersie rămâne neschimbat.

Creșterea coeficientului de debit, cu mărirea intensității curentului electric, evidențiază creșterea rezistenței hidrodinamice a tijelor, condiționată de particularitățile electrolizei chimice asupra stratului limită la densitatea curentului mai mare j = 140-150 mA/cm2 . La fel și sensibilitatea de presiune a procesului de reglare poare fi explicată știind particularitățile procesului de electroliză la presiuni de lichid diferite – mici sau mari.

Fig.7.9. Reglarea debitului relativ (a) și a variației unghiului (b) jetului dispersat la injectorul sonic hidrodinamic prin acțiune directă a curentului electric la presiuni de alimentare : 1- 0,1 MPa; 2- 0,2 MPa; 3 – 0,3 MPa; 4 – 0,4 Mpa.

Analiza fineții particulelor din jetul dispersat a evidențiat că la densitatea curentului în domeniul studiat nu influențează valoarea diametrului mediu Sauter care variază în domeniul d32 = (160-180) m .

Astfel, a fost stabilită experimental posibilitatea de reglare a parametrilor hidraulici prin acțiunea directă a curentului electric asupra hidrodinamicii de curgere în injectorul sonic la pulverizarea lichidelor electroconductoare. S-a confirmat că reglarea electrică a parametrilor hidraulici ai injectorului sonic hidrodinamic are loc datorită procesului de electroliză chimică dezvoltat pe suprafața tijelor de reglare.

Bibliografie

Jung R.A., Mc Quillis G.E. – Design and Construction of National Steel’s No.2 Slab Caster at Granite City – Iron and Steel Engineer, 3/1992

Marten F.H. – New Approaches in Plant Technology to Increase Quality and Productivity, Technical Report

Tercelli C., Gazitto V – Conceptul modular de mașină de turnare continuă pentru fabricarea eficientă a tablelor – Steel Times International, 5/1991

Flemming G., Vogtmann L – Laminarea benzilor priză turnate continuu și consecințe tehnice pentru construcția de instalații de producere de benzi laminate la cald, Stahl und Eisen. 3/1988

Antoine P., Bobrie M – Prevention des segregations en coulee continue des aciers: nouveau procede et developpement industriel a Unimetal Neuves-maisons, Revue de Metallurgie, 1/1992

Zimmermann K A – Proiectarea și construcția instalațiilor de turnare continuă a bramelor la uzina din Bruckhausen a firmei Thyssen A.G.- Stahl und Eisen, 1/1981

Tsubakiharo O. – Tehnologii care au făcut posibilă legarea turnării continue cu laminarea la cald – Transaction of the Iron and Steel Institute of Japan 2/1987

Rossignol G – Resultats d’exploitations de la coulee continue de la S.A.F.E. – Reunion du 22 mai 1970, Paris

Mintikka S – Quality control of continuously cast slabs, Steel Technology International, England, 1994/1995