Чёрная металлургия_2011_01

ТАБЛИЦА 1. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЛИСТОВОГО ПРОКАТА ТОЛЩИНОЙ ОТ 10 ДО 20 мм (НАИБОЛЬШЕЕ И НАИМЕНЬШЕЕ ЗНАЧЕНИЯ)

	Толщина, мм	Температура конца	в, МПа	0,2, МПа	5, %	,%	KCV+20,Дж/см2
		прокатки, °С
	20	960	918 993	787 918	24,0 30,0	60,1 70,8	172 215
	16	850	1012 1048	936 971	24,0 33,0	60,1 62,7	128 152
	14	890	968 1041	907 979	36,0 40,0	67,9 68,9	159 189
	10	850	984 1020	923 988	35,0 38,0	62,0 67,9	135 159
	20*	970	825 937	562 774	34,0 37,0	61,0 64,0	113 135

* Листовой прокат, полученный из стали открытой выплавки (без проведения ЭШП).

Из анализа полученных данных следует, что по прочности и ударной вязкости сталь ЭШП имеет заметное преимущество перед сталью открытой выплавки при сохранении высоких пластических характеристик.

С целью изучения влияния термической обработки на возможность снятия избыточного наклепа и повышения уровня ударной вязкости лист толщиной 10 мм нагревали в проходной роликовой печи до температуры 980 С с последующим охлаждением в душирующем устройстве. Механические свойства листового проката толщиной 10 мм после термической обработки (наибольшее и наименьшее значения) представлены ниже:

, МПа	0,2, МПа	5, %	,%	KCV+20,
				Дж/см2
858 957	676 770	30,0 35,0	60,0 70,0	280 324

Видно, что при данном режиме термической обработки можно получить предел текучести 650 МПа при резко возрастающем уровне ударной вязкости 280 324 Дж/см2 и высоких значениях пластических характеристик.

С целью получения листового проката из стали 04Х20Н6Г11М2АФБ толщиной от 40 до 100 мм необходимо более мощное прокатное оборудование, поэтому листовой слиток из стали ЭШП массой ~8 т, выплавленный на ВМЗ “Красный Октябрь”, был прокатан на стане 5000 ЧерМК. Результаты механических испытаний листового проката представлены в табл. 2.

ТАБЛИЦА 2. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЛИСТОВОГО ПРОКАТА ТОЛЩИНОЙ ОТ 40 ДО 100 мм (НАИБОЛЬШЕЕ И НАИМЕНЬШЕЕ ЗНАЧЕНИЯ)

	Толщина	Температура					Механические свойства
		конца	Место вырезки образцов
					в,	0,2,			KCV+20,
	листа, мм	прокатки,					5, %	, %		Z, %
					МПа	МПа			Дж/см2
		С
				Верх по толщине	980	740	30 32	61 67	152 157
			Верх листа		980	750				40 43
				1/2 по толщине	980	760	31 32	60 66	152 161
	40	850			980	760
			Низ листа	Верх по толщине	1010	790	27 28	54 58	134 148
			(донная		1020	820				41 42
				1/2 по толщине	980	790	29 35	58 58	115 127
			часть)
					990	790
				Верх по толщине	1030	850	22 27	57 58	68 71
			Верх листа		1040	870				35 36
				1/2 по толщине	1040	870	26 29	57 58	101 102
	40	810			1040	880
			Низ листа	Верх по толщине	1050	890	28 29	54 59	106 112
			(донная		1060	890				15 29
				1/2 по толщине	1060	880	29 30	57 58	109 124
			часть)
					1060	890
				Верх по толщине	903	661	38	58	197 221
	100	850	Верх листа	Середина по	810	639	25	45		46
				толщине					176 188
				Низ по толщине	877	703	21	37	157 158

Видно, что все механические свойства прокатанных листов находятся на высоком уровне, за исключением верхней части одного из листов

толщиной 40 мм, где получена ударная вязкость ~70 Дж/см2 из-за низкой температуры подстужи-

вания (~814 С).

52 ―――――――――――――――――ОАО «Черметинформация» • Бюллетень «Черная металлургия» • 1• 2011

Из вышесказанного можно сделать вывод, что		ратурной термомеханической обработке. На от-
как для сталей открытой выплавки, так и для сталей		дельных	участках обнаруживается небольшое
ЭШП температурный интервал 840 850	С	количество рекристаллизованных зерен, что
является пороговым значением, ниже которого		приводит к некоторому снижению предела теку-
деформировать листы не рекомендуется.		чести. В стали ЭШП на границах зерен наблю-
Как показали металлографические и элек-		даются редко расположенные нитридные и кар-
тронно-микроскопические исследования, прове-		бонитридные частицы размером до 200 300 нм.
денные совместно с ИФМ УрО РАН, в прокатан-		В стали открытой выплавки количество пригра-
ных листах из стали ЭШП и открытой выплавки		ничных частиц гораздо больше, и они имеют
преобладает полосчатая субзеренная структура		размер от 500 до 1200 нм. Размер внутризерен-
с повышенной плотностью дислокаций, что ха-		ных одиночных нитридов ванадия и ниобия в
рактерно для стали, подвергнутой высокотемпе-		стали ЭШП также наименьший.
	Заключение
Повышенные значения предела текучести		ной вязкости в упрочненных горячекатаных
(770 950 МПа) в сталях ЭШП и открытой вы-		листах из стали ЭШП по сравнению с той же
плавки обеспечиваются твердорастворным уп-		сталью открытой выплавки определяются прак-
рочнением аустенита азотом, дисперсионным		тическим	отсутствием цепочек приграничных
твердением за счет выделения нанонитридов и		выделений нитридных и карбидных фаз.
сохранением повышенной плотности дислокаций		Во всех случаях азотсодержащая сталь не
за счет эффекта термомеханической обработки.		проявила склонности к межкристаллитной корро-
Однако эти стали резко отличаются значениями		зии.
ударной вязкости. Высокие характеристики удар-

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1.Влияние режимов горячей прокатки и термической обработки на структуру, механические и технологические свойства аустенитной азотсодержащей стали 05Х22АГ15ЖМ2Ф-Ш / О. А. Банных, В. М. Блинов, М. В. Костина и др. // Металлы. 2006. № 4. С. 33 41.

2.Структура и механические свойства толстолистовой азотсодержащей аустенитной стали 04Х20Н6Г11М2АФБ / В. В. Сагарадзе, А. И. Уваров, И. Л. Печеркина и др. // ФММ. 2006. Т. 102. № 3. С. 250 256.

3.Влияние режимов горячей прокатки на структуру и упрочнение высокоазотистой коррозионностойкой маломагнитной стали 05Х19АГ10Н6МФБ / Г. Ю. Калинин, В. Д. Ямпольский и др. // Вопросы материаловедения. 2008. Вып. 1 (53). С. 45 52.

4.Получение листового проката азотсодержащей высокопрочной коррозионностойкой стали с применением электрошлакового переплава / Е. Р. Гутман, В. А. Дурынин, О. А. Харьков, В. В. Цуканов и др. // Электрометаллургия. 2008. № 8. С. 16 20.

ОАО «Черметинформация» • Бюллетень «Черная металлургия» • 1• 2011 ―――――――――――――――― 53

УДК 621.774.3	Р. М. ГОЛУБЧИК, Д. В. МЕРКУЛОВ, М. В. ЧЕПУРИН
	(ГОУ ВПО “Московский энергетический институт (технический университет)”)

РАСЧЕТ КОЭФФИЦИЕНТОВ ОСЕВОЙ И ТАНГЕНЦИАЛЬНОЙ СКОРОСТЕЙ ПО ДЛИНЕ ОЧАГА ДЕФОРМАЦИИ ПРИ ВИНТОВОЙ ПРОКАТКЕ

Предложен инженерный метод определения коэффициентов осевой и тангенциальной скоростей по длине очага деформации и сделано сравнение расчетных и экспериментальных данных.

Проведен расчет коэффициентов скорости для прошивных станов разных конструкций; показано, как влияют принятые гипотезы на величину шагов подачи в различных сечениях очага деформации.

Ключевые слова: коэффициенты скорости; направляющие косинусы; параметры конечного и циклического формоизменения; прошивные станы; бочковидные, грибовидные и чашевидные валки; число шагов.

The engineering method of determining the coefficients of axial and tangential rates in deformation site length has been proposed and comparison of estimated and experimental data has been made. Calculation of rate coefficients for various design piercing mills has been made. It has been shown how accepted hypotheses influence feed pitch values in various cross sections of deformation site.

Key words: rate coefficients, directional cosines, finite and cyclic shape variation parameters, piercing mills, barrel-shaped, mushroom-shaped and cap-shaped rolls, pitch number.

Для определения параметров процесса винтовой прокатки необходимо учитывать значение коэффициентов осевой о и тангенциальной т скоростей. В частности, при вычислении шага подачи, объема подачи, числа единичных обжатий (шагов подачи) и других параметров процесса прошивки требуется знание коэффициентов скорости и их распределения по длине очага деформации.

В технической литературе крайне редко приводятся подобные данные [1, 2]. Чаще всего имеются экспериментальные данные по коэффициентам осевой скорости ог в сечении выхода гильзы из валков. Распределение о(х) по длине очага деформации определяется значением оr и коэффициентом вытяжки в рассматриваемом сечении. Что касается коэффициента тангенциальной скорости т, то в сечении выхода гильзы тг часто принимают равным единице и считают его неизменным по всей длине очага деформации. Анализ имеющихся экспериментальных данных показывает, что

ошибка в некоторых сечениях может достигать до 20 %.

Вобщем случае коэффициент скорости это отношение скорости заготовки к скорости валка в рассматриваемом направлении. Рассмотрим приближенный метод расчета коэффициента тангенциальной скорости по длине очага деформации без учета его искажения из-за угла подачи.

Всечении выхода гильзы из валков (рис. 1)

η

vтг

Dгnг

i

nг

,

(1)

тг

D n m

тг n m

u

тг

вг в

uг

в

uг

где vтг и uтг скорости гильзы и валка в направлении вращения гильзы; Dг и Dвг диаметр гильзы и валка в том же сечении; nг и nв скорости вращения гильзы и валка; muг направляющий косинус скорости валка в направлении вращения гильзы; i передаточное (кинематическое) отношение диаметра гильзы к диаметру валка в рассматриваемом сечении.

Рис. 1. Расчетныесхемыпродольного(а) ипоперечного(б, доноскаоправки) сеченийочагадеформациипрошивногостана: 1 заготовка; 2 оправка (с рабочим B D и калибрующим D E участками); 3 валок; 4 гильза;

Dз, Dг, Dв диметрызаготовки, гильзыивалкасоответственно; Sг толщинастенкигильзы; j рассматриваемоесечение

54 ―――――――――――――――――ОАО «Черметинформация» • Бюллетень «Черная металлургия» • 1• 2011

При постоянной угловой скорости заготовки-

гильзы nг = nj = nз = const.

Для заданной скорости вращения валка из выражения (1) получим

n		nвmuг				η	тг	.		(2)
г		iг
В любом j-м сечении (см. рис. 1, а)
η	тj	i	j			nг			.	(3)
				n m
						в	uj
С учетом соотношения (2) получим
ηтj			ij m					ηтг .		(4)
						uг
			iг		muj

Значение направляющих косинусов mu зависит от пространственного положения валков и деформируемой заготовки: углов подачи и раскатки , углов меридиональных сечений по валку и заготовке (рис. 1, б). Для стана любого типа по П.К. Тетерину [3]:

mu = (cos cos sin sin sin ) cos
cos sin sin .	(5)

В каждом поперечном сечении при выходе деформируемой заготовки-гильзы из контакта с валками углы и можно принять равными нулю. При таком упрощении из выражения (5)

получим
mu(х) = const = cos ,	(6)

т. е. направляющий косинус можно принять постоянным по всей длине очага деформации, а выражение (4) будет иметь вид

ηтi	ij	ηтг .	(7)
	iг

Если принять, как это часто делают, значениетг 1, что подтверждается многими экспериментальными данными, то значение тj по длине очага деформации будет изменяться в зависимости от передаточных кинематических отношений в рассматриваемом j-м сечении валка и в сечении заготовки-гильзы.

В этом случае изменение коэффициента тангенциальной скорости по длине очага деформации будет иметь вид, показанный сплошными линиями на рис. 2. Из этих данных следует, что в станах разного конструктивного исполнения изменение т(х) заметно отличается. По сравнению со станом с бочковидными валками в грибовидной схеме будет зона опережения во входной части очага деформации, а для чашевидной схемы наибольшее отставание.

Рис. 2. Изменение коэффициента тангенциальной скорости ηт по длине очага деформации станов разного конструктивного исполнения при значении ηт, равном единице (сплошные линии), и по экспериментальным данным Б.А. Романцева и К.Л. Марченко (пунктирные линии):

1 бочковидные валки; 2 и 4 чашевидные;

3 и 5 грибовидные (Dз =105 мм; Dг Sг = 108 8 мм;

калибровка валков и оправки стана 140-1 Первоуральского новотрубного завода dопр = 85 мм; = 10 град.;

1 = 2,5 град.; 2 = 3,75 град.)

Отметим, что для разных станов и в сечении гильзы значения тг будут отличаться. Из экспериментальных данных Б.А. Романцева и К.Л. Марченко [4] можно принять для чашевидной схемы тг = 1,1, для бочковиднойтг = 1, а для грибовидной тг = 0,95. Тогда изменение т(х) будет иметь вид кривых 4, 1 и 5 соответственно (см. рис. 2).

Обоснованность предложенного подхода для расчета коэффициентов скорости подтверждают данные рис. 3, где сплошными линиями показаны расчетные значения, а маркерными отметками (кружочками) экспериментальные данные И.Н. Потапова [2], полученные по керновым отпечаткам.

Рис. 3. Изменение коэффициентов осевой и тангенциальной скоростей по длине очага деформации бочковидного лабораторного прошивного стана ЦНИИЧМ

(Dз = 45 мм; Dг Sг = 47 5 мм; dопр = 32 мм; = 9 град.;1 = 3,5 град.; 2 = 3,5 град.)

Рассмотрим влияние коэффициентов скорости на такие важные параметры

ОАО «Черметинформация» • Бюллетень «Черная металлургия» • 1• 2011 ―――――――――――――――― 55

циклического формоизменения, как длина шага подачи s и число циклов деформации N.

Обычно шаг подачи в сечении выхода гильзы

	sг определяют по формуле				ηог
	s		π	D tg α		,	(8)
			n		ηтг
	г			г
	где n число	валков; tg отношение на-

правляющих косинусов осевой и тангенциальной скоростей заготовки.

Для нахождения шага подачи в сечении заготовки sз считают, что значение sг нужно разделить на суммарный коэффициент вытяжки, который учитывает изменение коэффициента осевой скорости о по длине очага деформации. Такой подход имеет две неточности. По аналогии с выражением (8)

s			π	D tg α	ηоз	.	(9)
			n
	з			з	μΣηтз

Выражение (9) отличается от соотношения (8) введением значения диаметра заготовки Dз вместо диаметра гильзы Dг. При прокатке “размер в размер” (Dз ≈ Dг) это не играет заметной роли, но при прокатке “на посад” (Dз > Dг) или “на подъем” (Dз < Dг) при расчете шага подачи в сечении заготовки необходимо учитывать изменение диа-

метра Dз в выражении (9). Отношение	ηог
	μΣηтз

общепринятый пример учета изменения коэффициентов скорости по длине очага деформации. В литературе, как правило, коэффициент тангенциальной скорости по всей длине очага деформации принимают равным единице, и поэтому тз отбрасывается.

Однако в формуле (9) нужно учесть, что в соответствии с соотношением (7) шаг подачи в сечение заготовки будет иметь вид

s			π	D tg α	ηог				iг .	(10)
			n		μ		η
	з			з		Σ		тг	i
									з

Для сечения пережима валков

s			π	D tg α	ηoг				iг	,	(11)
	n		n		μΣ				i
				C		η
					μC				C
							тг

где DС, C и iC диаметр, коэффициент вытяжки и передаточное отношение в сечении пережима валков соответственно.

Рассмотрим, какие различия в значениях sз и sг будут для случаев использования расчетного подхода, предложенного в формулах (8) и (10). Возьмем условия прошивки, использованные при расчетах кривых на рис. 3, для разных типов станов при коэффициенте тангенциальной скорости тг = 1 и по экспериментальным данным Б.А. Романцева и К.Л. Марченко [4]. Расчетные данные приведены в таблице.

ДЛИНА ШАГА ПОДАЧИ И ЧИСЛО ЦИКЛОВ ДЕФОРМАЦИИ В СЕЧЕНИЯХ ВЫХОДА ГИЛЬЗЫ ИЗ ВАЛКОВ (F) НА ВХОДЕ В ОЧАГ ДЕФОРМАЦИИ (A) И В ПЕРЕЖИМЕ ВАЛКОВ (C)

		Длина шага подачи s (мм) и число циклов N
Стан				сечение
		F		A		C
Бочковидный		23,87*/26		6,42		13,46/12
		23,87/26		6,22		11,24/15
		23,87/26		6,22		11,24/15
Грибовидный		23,87/26		6,42		13,46/12
		23,87/24		6,76		11,67/14
		25,13/23		7,12		12,27/13
Чашевидный		23,87/26		6,42		13,46/12
		23,87/28		5,72		10,8/16
		21,72/29		5,21		9,82/17
* Верхняя ячейка данные по общепринятому подходу т(х) = 1, средняя тг = 1, нижняя по данным работы [4].
Примечание. Взят режим, принятый для построения кривых на рис. 3 (Dз = 105 мм, Dг Sг =						108 8 мм, b = 92 мм,
Dвп = 750 мм, = 10 град., ог = 0,8).
Анализ расчетных данных таблицы показы-			составляет 3 % для станов с бочковидными вал-
вает, что значения шагов подачи на входе в очаг			ками, 5 % с грибовидными и 10 % с чаше-
деформации, в пережиме валков и в сечении			видными валками.
выхода гильзы не зависят от типа станов при ис-			Если принять в сечении выхода из валков
пользовании гипотезы постоянства коэффици-			значения коэффициентов скорости по экспери-
ента тангенциальной скорости по всей длине			ментальным данным Б.А. Романцева и К.Л. Мар-
очага деформации т(х) = const = 1. Если принять			ченко [4], то отличия в шагах подачи в сечении
допущение, что тг = 1, и при расчете брать вы-			захвата sз составят для грибовидного стана 9 %,
ражения (10) и (11), то разница в значениях ша-			а для чашевидного 18 %.

гов подачи в сечении входа в очаг деформации

56 ―――――――――――――――――ОАО «Черметинформация» • Бюллетень «Черная металлургия» • 1• 2011

Для сечения пережима валков разница в зна-	ных типов составляет в сечениях: выхода (F) до
чениях шагов подачи составит 8 27 % для ис-	25 %, пережима (С) до 21 %.
пользованного в расчетах режима прошивки.	Это позволило с большей точностью прово-
Отмеченные отличия в значениях шагов по-	дить оценочные расчеты числа циклов дефор-
дачи можно объяснить учетом факторов, входя-	мации. Для бочковидных станов эта разница со-
щих в формулы (10) и (11), выведенные с ис-	ставляет 25 %, для грибовидных 13 16 %, для
пользованием соотношения (7).	чашевидных 11 33 %.
Принятие разных допущений т(х) влияет	Из-за разных значений углов меридиональ-
также на число циклов деформации до рассмат-	ных сечений по длине и ширине контактной по-
риваемых сечений в станах разных типов (см.	верхности значения направляющих косинусов
таблицу). При использовании гипотезы тг = 1	будут отличаться, и выражение (4) это учиты-
можно увидеть, что разница в числе циклов де-	вает. На их величину, как это следует из работы
формации между станами разных типов состав-	[3], кроме угла подачи будет влиять и угол рас-
ляет в сечениях: выхода (F) до 16 %, пережима	катки . Но это уже предмет для отдельного рас-
(С) до 12 %. По данным работы [4], разница в	смотрения.
числе циклов деформации между станами раз-
Выводы
1. Предложено выражение, учитывающее из-	подачи в зависимости от типа стана: в 3 % для
менение коэффициента тангенциальной скоро-	бочковидного стана, до 5 15 % для грибовидного
сти т по длине очага деформации и позволив-	стана и до 18 27 % для чашевидного стана. При
шее уточнить значения длины шага подачи и	определении числа циклов деформации эти от-
число циклов деформации в любой точке очага	личия будут составлять 25, 13 16, 11 33 % соот-
деформации.	ветственно.
2. Показано, что учет изменений т(х) позво-
ляет повысить точность при определении шага

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1.Пляцковский О. А. Исследования скольжения в станах косой прокатки // Черная металлургия: Бюл. ин-та “Черметинформация”. 1950. № 17. С. 11 15.

2.Потапов И. Н., Полухин П. И. Новая технология винтовой прокатки. М.: Металлургия. 1975. 343 с.

3.Тетерин П. К. Теория поперечной и винтовой прокатки. М.: Металлургия. 1983. 270 с.

4.Марченко К. Л. Интенсификация процесса винтовой прошивки непрерывнолитых заготовок с целью повышения качества труб: канд. дисс. М.: МИСиС. 2007. 160 с.

УДК 621.785.08:669.14.018.29	Л. М. ПОЛТОРАЦКИЙ, А. Ю. ПРОНЯКИН
	(ОАО “Западно-Сибирский металлургический комбинат”)

ПРОИЗВОДСТВО СВАРОЧНЫХ ЭЛЕКТРОДОВ С УЧЕТОМ РЕЦИКЛИНГА МАТЕРИАЛОВ ДЛЯ ПОКРЫТИЙ

Результаты проведенных промышленных испытаний жидкого стекла, полученного прямым растворением кремнеземсодержащей пыли (85 94 % SiO2) в щелочах, подтвердили возможность использования его в качестве связующего в покрытии сварочных электродов. Приемосдаточные характеристики сварочных электродов опытной партии (механические свойства металла шва и содержание серы и фосфора в наплавленном металле) соответствуют требованиям технологического регламента и не отличаются от характеристик электродов, изготовленных по традиционной технологии.

Ключевые слова: сварочные электроды; жидкое стекло; пыль газоочисток ферросплавного производства.

Results of performed industrial tests of water glass produced by direct silica-containing dust (85–94% SiO2) dissolution in alkali have confirmed opportunity for its utilization as binder in the welding electrode coating. Acceptance characteristics of the welding electrodes of pilot lot (mechanical properties of weld metal and sulfur and phosphorus contents in surfaced metal) correspond to requirements of process regulations and do not differ from characteristics of electrodes produced according to traditional technology.

Key words: welding electrodes, water glass, ferroalloy production gas cleaner dust.

ОАО «Черметинформация» • Бюллетень «Черная металлургия» • 1• 2011 ―――――――――――――――― 57

Согласно традиционной технологии электродного производства в качестве связующего используется калий-натриевое жидкое стекло, влияющее на основные технологические операции опрессовку и термическую обработку электродов. Связующее жидкое стекло делает покрытие готового электрода прочным и в некоторой степени влагостойким. Раствор жидкого стекла характеризуется рядом контролируемых параметров: модулем, плотностью, вязкостью. Получают раствор жидкого стекла разваркой силикатной глыбы во вращающемся автоклаве с подачей пара в рабочий объем. Пар подают до тех пор, пока в автоклаве не установится давление, равное давлению пара в сети, после чего пуск пара прекращают. Основные технологические параметры процесса разварки калий-натриевой силикатной глыбы в автоклаве объемом 3,2 м3: давление пара 0,55 МПа; масса глыбы 1,2 т; объем воды 0,7 м3; модуль, плотность и вязкость жидкого стекла

2,85 3,0, 1,45 1,49 г/см3, 0,85 1,0 Пас соответ-

ственно; продолжительность разварки 2,5 3,5 ч; температура разварки 160 180 С.

С целью снижения затрат на производство электродов и утилизацию отходов (пыль-унос) ферросплавного производства предлагается инновационная технология по использованию технического жидкого стекла (ТЖС) в качестве связующего обмазочной массы. ТЖС можно получать прямым растворением кремнеземсодержа-

щего компонента в едких щелочах. Для приготовления калий-натриевого жидкого стекла применяли гидроксиды калия и натрия в соотноше-

нии 75:25.

В качестве сырья для производства связующего используется микрокремнезем конденсированных отходов сухих газоочисток. Пыль газоочисток характеризуется низкой насыпной массой (100 200 кг/м3), которая при искусственном уплотнении (вибрацией в течение 30 с) увеличивается до 250 300 кг/м3, плохо смачивается водой, имеет низкую абразивную способность, неоднородность состава содержание SiO2 изменяется от 86,1 до 93,3 %; содержит частицы крупных классов (размер частиц колеблется от 50 10 6 до 250 10 6 м); имеет повышенное содержание свободного углерода 0,5 3,0 % (мас.) при высоком индексе активности (98,5 %).

Исследовали влияние концентрации раствора NaOH, соотношения твердого вещества и жидкости, температуры, длительности гидротермальной обработки на процесс синтеза силиката натрия ТЖС на двух образцах кремнеземсодержащей пыли сухих газоочисток, содержащих 86,1 и 93,3 % (мас.) аморфного SiO2, при изменении концентрации NaOH 10 40 % (мас.) , температуры (65 95 С), соотношения твердого вещества и жидкости (1:0,6 1:2,0), продолжительности обработки (60 180 мин). Результаты испытаний представлены в табл. 1.

ТАБЛИЦА 1. СИНТЕЗ ТЖС

Температура	Продолжитель-	Соотношение твердого	Степень растворимости SiO2
обработки, С	ность обработки,	вещества и жидкости	от общего SiO2,	Наличие коагуляции
	мин		% (мас.)
80	180	1:1,3	78,1	Нет
90	90	1:1,3	92,6	Коагуляция
92	60	1:1,6	92,5	Нет
95	60	1:1,4	91,6	Коагуляция
98	60	1:1,6	91,0	Коагуляция
95	60	1:2,0	70,1	Нет
95	60	1:1,2	92.7	Нет
95	60	1:1,1	93,7	Нет
95	60	1:0,6	90,1	Коагуляция

Испытания показали, что в раствор переходит	Степень растворения SiO2 в большей мере
от 70,1 до 93,7 % (мас.) кремнезема, содержаще-	зависела от длительности и температуры гидро-
гося в пыли, и практически все примеси CaO,	термальной обработки силикатной пыли. Уста-
MgO, Al2O3, Fe2O3. ТЖС представляло собой вяз-	новлен оптимальный режим: температура рас-
кую жидкость серого цвета, содержащую взве-	творения 90 95 С, продолжительность
шенные частицы, количество нерастворимых	60 90 мин, соотношение твердого вещества и
примесей сухого остатка колебалось в пре-	жидкости 1:(1,1 1,63).
делах 3 5 %.	Уменьшение плотности ТЖС вызывало уско-
	рение сроков схватывания за счет меньшей вяз-

58 ―――――――――――――――――ОАО «Черметинформация» • Бюллетень «Черная металлургия» • 1• 2011

кости системы. Начало схватывания вяжущего при плотности ТЖС 1,41 1,42 г/см3 наступало через 20 мин (см. рисунок).

Зависимость вязкости и времени начала схватывания смеси от плотности ТЖС

В приемлемых для промышленной реализации условиях приготовлены опытно-промышлен- ные партии ТЖС. Рекомендуется для промыш-

ленной реализации технологии получения ТЖС следующий состав отходов, % (мас.): кремнеземистая пыль 30,2; NaOH (твердый) 12,4; вода 57,4, обеспечивающий получение ТЖС с модулем 2,3 3,0 и плотностью в пределах

1,35 1,45 г/см3.

Технологические параметры полученного раствора ТЖС: силикатный модуль 2,85 3,0; плотность 1,40 1,48 г/см3; вязкость

0,580 1,5 Па с.

При приготовлении покрытий для сварочных электродов использовали готовую шихту МР-3Р с добавлением 22 28 % ТЖС. Обмазочную массу получали в смесителе смешением сухой шихты и ТЖС. Покрытие на стержни наносили на прессе под давлением. Наружный диаметр покрытия электрода при выходе из головки пресса калибровали твердосплавной фильерой. После зачистки контактных торцов и нанесения ионизирующего покрытия электроды подвергали сушке на воздухе с последующей прокалкой в печах (170 200 С). Результаты промышленных испытаний электродов МР-3Р с диаметром стержня 4,0 мм, изготовленных с использованием ТЖС (опытная партия) и стекла, полученного разваркой силикатной глыбы (контрольная партия), приведены в табл. 2.

ТАБЛИЦА 2. КАЧЕСТВЕННЫЕ ПОКАЗАТЕЛИ ЭЛЕКТРОДНЫХ ИЗДЕЛИЙ

Механические свойства

Химическийсостав

Электрод

Коэффициент

металла шва

наплавленногометалла, %

временное

относи-

ударная

на основе

массы

тельное

сопротивление

вязкость

связующего

покрытия, %

разрыву ,

удли-

KCU,

С

Мn

Si

S

Ρ

МПа в

нение,

Дж/см2

%

Из силикатной

40

480

31

151

0,11

0,49

0,08

0,022

0,038

глыбы

ИзТЖС

38

509

31

162

0,09

0,50

0,07

0,031

0,038

ТУ 1272-001-

37 42

450

18

78

0,08

0,50

0,07

0,040

0,045

41637695 98

0,12

0,80

0,20

Покрытие электродов серого цвета, плот-

стик электродов, изготовленных по традицион-

ное, прочное, без вздутий и трещин. Сварочно-

ной технологии.

технологические свойства полученных электро-

Таким образом, результаты проведенных

дов

полностью

соответствуют требованиям

промышленных испытаний жидкого стекла, полу-

ГОСТ 9466 75. Приемосдаточные характери-

ченного прямым растворением кремнеземсо-

стики

сварочных

электродов

опытной

партии

держащей пыли (85 94 % SiO2) в щелочах, под-

(механические свойства металла шва и содер-

тверждают возможность использования его в ка-

жание серы и фосфора в наплавленном ме-

честве связующего в покрытии сварочных элек-

талле) соответствуют требованиям технологиче-

тродов.

ского регламента и не отличаются от характери-

ОАО «Черметинформация» • Бюллетень «Черная металлургия» • 1• 2011 ―――――――――――――――― 59

УДК 666.76	А. М. КОВЕРЗИН, Л. В. ПОРТНОВ, А. Н. ЛЕГЧЕНКОВ, Д. А. ГАЛИНКОВ
	(ОАО “Западно-Сибирский металлургический комбинат”, ДонНИИчермет, г. Донецк, Украина)

ОПРОБОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ УТЕПЛЕНИЯ ПОВЕРХНОСТИ МЕТАЛЛА

ВЧУГУНОВОЗНЫХ КОВШАХ ЗСМК

Входе промышленного опробования технологии утепления поверхности чугуна в чугуновозных ковшах гранулированной смесью ТИС-3П были получены положительные результаты: достигнуто значительное снижение расхода огнеупоров и потерь температуры чугуна.

Ключевые слова: чугуновозный ковш; температура чугуна; расход огнеупоров; теплоизолирующая смесь.

During industrial test of insulation of cast iron surface in torpedo cars with granulated TIS-3P mixture, positive results have been obtained, namely: significant decrease in refractory consumption and cast iron temperature loss has been reached.

Key words: torpedo car, cast iron temperature, refractory consumption, insulation mixture

В доменном цехе Западно-Сибирского метал-					гранул размером 5 15 мм. Принцип действия
лургического комбината (ЗСМК) опробована тех-					смеси ТИС-3П заключается в следующем: при
нология утепления металла в чугуновозных ков-					контакте с жидким металлом или шлаком гра-
шах теплоизолирующей смесью ТИС-3П произ-					нулы смеси разрушаются и образуют рыхлый те-
водства ОАО НПП “Техмет”, г. Донецк, Украина.					плоизолирующий слой. Химический состав смеси
Для предотвращения пылевыделения в момент					ТИС-3П приведен ниже:
подачи смеси в ковш она изготовлена в виде
			Массовая доля, %
C		SiO2	CaO + MgO		Al2O3		Na2O + K2O			влага
18 22		40–45	Не более 5		15–20		Не более 3			Не более 2
Опробование технологии проводилось в те-					состояние футеровки ковшей и интенсив-
чение трех месяцев. Из всего парка чугуновоз-					ность образования шлакометаллических насты-
ных ковшей, находящихся в эксплуатации, про-					лей на горловине ковшей.
извольно были выбраны три опытных ковша, в					Для	оценки эффективности				теплоизоляции
которые осуществлялась подача теплоизоли-					чугуна выполнялись замеры температуры ме-
рующей смеси ТИС-3П в количестве 200 кг/ковш					талла в доменном цехе и в миксерном отделе-
(что соответствует удельному расходу смеси 2,1					нии ККЦ № 1 перед сливом чугуна в миксер или
кг/т чугуна). Технология предусматривает подачу					заливочный ковш. В качестве сравнительных
смеси ТИС-3П непосредственно в чугуновозный					ковшей принимались ковши, налитые (как и
ковш на зеркало металла после окончания его					опытные) с одного выпуска чугуна. Средние зна-
налива. Чугуновозные ковши после наполнения					чения потерь температуры чугуна в ковше за
чугуном направлялись в миксерное отделение					время транспортировки при различных вариан-
кислородно-конвертерного цеха (ККЦ) № 1 ЗСМК.					тах технологии представлены ниже:
Эффективность применения технологии уте-
пления поверхности		чугуна в	ковшах смесью			Технология				Потери темпе-
ТИС-3П оценивали по следующим параметрам:									ратуры чугуна, °С
					С применением смеси ТИС-3П					118
потери температуры чугуна в ковше за
					Без применения смеси ТИС-3П					143
время транспортировки от доменного цеха до
миксерного отделения ККЦ № 1;					Таким образом, снижение потерь темпера-
изменение массы тары чугуновозных ков-					туры чугуна составило 25 С по сравнению с су-
шей;					ществующей технологией.

Для оценки изменения массы тары чугуновозных ковшей фиксировались данные провешива-

60 ―――――――――――――――――ОАО «Черметинформация» • Бюллетень «Черная металлургия» • 1• 2011

ния массы ковшей № 13, 21, 36. В качестве	преимущественно в миксерное отделение ККЦ
сравнительных ковшей взяты чугуновозные	№ 1 (рис. 1, 2).
ковши № 26, 33, 17, которые также направлялись

Рис. 1. Изменение массы тары ковшей с применением смеси ТИС-3П

Рис. 2. Изменение массы тары сравнительных ковшей без применения смеси ТИС-3П
Как видно из рис. 1 и 2, на сравнительных	ливов (меньше на 76 %), в мае 3,2 и 7 на 100
ковшах, эксплуатируемых по стандартной техно-	наливов (меньше на 54 %) соответственно. Сни-
логии, тенденция увеличения массы тары более	жение настылеобразования позволит	более
ярко выражена, в то время как на опытных ков-	безопасно осуществлять процесс слива чугуна в
шах увеличение массы тары незначительное.	миксерном отделении.
Состояние футеровки ковшей и интенсив-	По данным лаборатории огнеупоров за 2009 г.,
ность образования шлакометаллических насты-	среднее значение количества наливов между
лей на горловине ковшей контролировались ла-	текущими ремонтами чугуновозных ковшей со-
бораторией огнеупоров. Количество настылей	ставило 77 наливов (1,3 ремонта на 100 нали-
при эксплуатации опытных и сравнительных	вов). За время проведения эксперимента опыт-
ковшей в апреле составило 1,2 и 5 на 100 на-	ные ковши № 13, 21, 36 прошли 483 налива, при
ОАО «Черметинформация» • Бюллетень «Черная металлургия» • 1• 2011 ――――――――――――――――		61