Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ результатов переработки металлопроката на Волжском трубном заводе 4
1.1. Краткое описание процесса производства трубной стали, металлопроката и спиральношовных электросварных труб 4
1.2. Результаты переработки металлопроката на Волжском трубном заводе 7
1.3. Металлографическое исследование дефектов 18
1.4. Обсуждение результатов исследования 27
Выводы по главе 1 28
2. Дефекты поверхности непрерывнолитых слитков 30
2.1. Продольные трещины 30
2.2. Поперечные и сетчатые трещины трещин 34
2.3. Поверхностные дефекты непрерывнолитых слябов, не связанные с образованием 40
2.4. Обсуждение результатов литературного обзора 44
Выводы по главе 2 45
3. Математическое моделирование затвердевания и охлаждения непрерывнолитого слитка 46
3.1. Исследование теплообмена и затвердевания непрерывнолитого слитка в кристаллизаторе 46
3.2. Исследование теплового потока в кристаллизаторе 50
3.3. Результаты расчета температуры поверхности непрерывнолитого слитка в кристаллизаторе 55
3.4. Математическая модель расчета температуры поверхности сляба в зоне вторичного охлаждения 55
3.5. Результаты расчета температуры поверхности непрерывнолитой заготовки при различных режимах вторичного охлаждения 66
Выводы по главе 3 66
4. Разработка рациональных режимов вторичного охлаждения непрерывнолитых слитков трубной стали 70
4.1. Анализ изменения пластичности поверхностного слоя слитка при непрерывной разливке стали 70
4.2. Выбор рациональных расходов воды на охлаждение узких граней непрерывнолитого слитка 83
4.3. Обсуждение результатов расчета 87
4.4. Опытная проверка результатов исследования 90
Выводы по главе 4 92
5. Опытно-промышленные серии плавок 93
Выводы по главе 5 99
Общие выводы по работе 100
Список использованных источников 101
- Результаты переработки металлопроката на Волжском трубном заводе
- Поверхностные дефекты непрерывнолитых слябов, не связанные с образованием
- Математическая модель расчета температуры поверхности сляба в зоне вторичного охлаждения
- Выбор рациональных расходов воды на охлаждение узких граней непрерывнолитого слитка
Введение к работе
В 2000 г. на Магнитогорском металлургическом комбинате начали массовую поставку рулонной стали марок 17Г1С-У и 10Г2ФБЮ Волжскому трубному заводу для производства спиральношовных газонефтепроводных труб диаметром 530... 1420мм и толщиной стенки 5,0... 16,0 мм в счет выполнения заказа Каспийского трубного консорциума. Требования по качеству труб соответствовали стандарту API 5L с приемкой третьей нейтральной стороной - международной компанией "Moody International". При переработке одной из первых партий металлопроката (~ 2200т), произведенного в полном соответствии с технологическими инструкциями Магнитогорского металлургического комбината, до 60% изготовленных труб выделили для зачистки поверхности из-за наличия плен металлургического происхождения. После зачистки ручными наждаками 14% труб этой партии перевели в пониженное качество (на водопроводные) вследствие того, что глубина залегания плен превышала допустимую величину. Высокая отсортировка труб в пониженное качество потребовала детального изучения природы дефектов и внесения изменений в технологию производства металлопроката.
Отработка элементов технологии непрерывной разливки стали с целю обеспечения требуемого качества непрерывнолитых слябов трубной стали с исключением зачистки слябов перед прокаткой является целью данной работы. При выполнении работы был проведен анализ существующей технологии производства и определена причина появления массовых дефектов - а именно низкая пластичность стали при прохождении слитком криволинейного участка МНЛЗ. Выполненные расчеты затвердевания и охлаждения непре-рывнолитого слитка позволили выработать мероприятия по изменению режима охлаждения слитка для улучшения его пластического состояния. Внедрение разработанных мероприятий, а также некоторых других, позволило снизить отсортировку спиральношовных труб до 2,5% при применении технологии горячего посада слябов или прямой прокатки без контроля и зачистки поверхности слябов.
Результаты переработки металлопроката на Волжском трубном заводе
В соответствии с договорными обязательствами Магнитогорский металлургический комбинат поставляет Волжскому трубному заводу рулонную сталь марок 10Г2ФБЮ и 17Г1С-У для производства спирапьношовных газонефтепроводных труб.
Химический состав стали по плавочному анализу ковшевой пробы соответствует нормам, указанным в табл. 1.2. Сталь марки 10Г1ФБЮ разработана взамен стали 17Г1С-У. Одной из целей замены было устранение опасного в отношении образования трещин содержания углерода - 0,16...0,18%. Выявляемые дефекты на слябах, металлопрокате, трубах и уровень отсортировки на обеих марках стали были аналогичными. Поэтому для выяснения причин появления дефектов выбор марки стали - не принципиален. Тем более, что металлографические особенности макроструктуры дефектов определяются природой дефектов.
Исследуемая партия поставки стали марки 10Г2ФБЮ состояла из металла семи плавок в количестве 2247 т в рулонах массой до 19 т с размерами полосы в поперечном сечении 1660x12,3 мм. Из этого металла было сварено 580 шт (1991,7 т) спирапьношовных труб наружным диаметром 1020 мм и толщиной стенки 12,3 мм. Из изготовленных труб 84 трубы (287,4 т) были переведены в пониженное качество (на водопроводные трубы) по дефектам металлопроката. Кроме того, по дефектам металлургического производства производилась сверхнормативная обрезь концов рулонов - 4,85 т и концевых участков труб - 4,73 т. Общая отсортировка металлопроката в трубах и сверхнормативная обрезь рулонов и труб по металлургическим дефектам составила 297,0 т - 13,2% от заданного в производство. Данные по отсортировке (табл. 1.3) были получены при контроле качества труб на ОАО «ВТЗ», предусмотренного технологией производства.
Высокая отсортировка потребовала проведения подробного анализа производства металлопроката, причин отсортировки и сверхнормативной обрези для проведения мероприятий по улучшению качества.
При необходимости от дефектных участков отрезали пробы. При осмотре труб отмечали порядковый номер трубы в рулоне, местонахождение дефектов - наружная или внутренняя поверхность трубы. По удаленности дефекта от спирального сварного шва различали три градации: плены, расположенные на расстоянии до 10 мм от кромки шва - их относили к зоне термического влияния сварного шва - «плена ЗТВ»; удаленные на расстояние до 40 мм; и удаленные более чем на 40 мм. Разделение плен по удалению от кромки сварного шва связано с тем, что по требованиям некоторых стандартов механическая зачистка металлургических дефектов в зоне термического влияния сварного шва не допускается. Зачистка металлургических дефектов вне зоны термического влияния допускается, если глубина зачистки не выводит толщину стенки трубы за пределы минусового допуска по толщине, составляющего 5% толщины стенки трубы, т.е. труба признается годной. Указание на расположение дефекта до 40 мм и более 40 мм от сварного шва помогает установить его возможное расположение на слябе.
Следует отметить, что в последнее время требования потребителей труб возрастают и по требованиям разрабатываемых технических условий на газонефтепроводные трубы допускается зачистка только дефектов механического происхождения (царапины, задиры и проч.), а зачистка металлургических дефектов (плены, раковины, шлаковые включения, подрезы и др.) не допускается. Других металлургических дефектов при осмотре отсортированных труб - шлаковых включений, трещин, расслоя, обнаружено не было. Следует отметить, что при сварке труб на электротрубосварочном стане выполняется 100%-ный ультразвуковой контроль сплошности полосы на установке «Север».
Плавки рассматриваемой партии металлопроката выплавляли и разливали в строгом соответствии с разработанной технологией. Чугун, перед заливкой в конвертер, десульфурировали вдуванием кальций-фторсодержащего порошка, а образовавшийся в заливочном ковше шлак -скачивали. Содержание серы в чугуне не превышало 0,018%. Содержание фосфора на повалке составляло не более 0,010%. Во время продувки плавки после расхода 7000 м кислорода производили промежуточное скачивание шлака. Из конвертера сталь сливали с температурой 1686...1692С. Додувка на температуру в конвертере в количестве 1400 м кислорода была на двух плавках. Металл в сталеразливочном ковше продували аргоном через пористые пробки в днище. Температура металла при поступлении на агрегат до 11 водки стали составляла 1600... 1620 С. На всех плавках в ковш присаживали силикокалыщй. На двух плавках до передачи на МНЛЗ металл охлаждали слябом в течение 3 мин. На МНЛЗ плавки отдавали в соответствии с заказанной температурой: в серию - 1559... 1570 С и при замене промежуточного ковша - 1588 С. Сталь разливали с защитной трубой с подачей в нее аргона. Разливка со скоростью вытягивания 0,7 м/мин на слитки сечением 1730x250 мм обеспечивала незначительное изменение температуры металла в промежуточном ковше - 1535..1545 С. Химический состав стали соответствовал марочному, содержание серы составляло 0,002...0,004 %, фосфора -0,008...0,011 %, алюминия - 0,027...0,047%. Расход воды на охлаждение слитков в зоне вторичного охлаждения составлял 0,17 м /т по широким гра-ням, по узким граням - 0,018...0,022 м /т. После порезки на машине газовой резки слябы охлаждали на складе в стопе среди штабелей горячего металла в течение 48 ч. затем настилали на стеллажах, делали контрольное светление по поверхности, соответствующей «малому» радиусу и узким граням, обнаруженные дефекты вырубали огневыми резаками. При осмотре непрерывно-литых слябов после светления поверхности обнаруживали отдельные различные дефекты: продольные трещины (угловые и по широкой грани), газовые пузыри, шлаковые включения, ужимины, носившие эпизодический характер. На слябе они обычно располагались вблизи «пояса» от замены промежуточного ковша или погружного стакана.
Поверхностные дефекты непрерывнолитых слябов, не связанные с образованием
Продольные трещины имеют вид прерывистых или сплошных линий, располагающихся на поверхности широких граней непрерывнолитои заготовки вдоль технологической оси машины непрерывного литья заготовок на расстоянии 300...800 мм от ребра, глубина продольных трещин составляет 2,.,5 мм [5]. Если глубина продольных трещин превышает 2 мм, при прокатке сляба на лист эти трещины трансформируются в плены [6].
Как показывают исследования [7, 8] наибольшую склонность к образованию горячих трещин (как внутренних, так и наружных) в непрерывно-литых заготовках проявляют стали перитектического состава с содержанием углерода 0,18...0,22%. Однако имеются данные [9], что наибольшая склонность к трещинообразованию наблюдается у стали, содержащей 0,30...0,40% С, особенно при малой конусности стенок кристаллизатора.
Продольные трещины на поверхности непрерывнолитых слитков образуются в кристаллизаторе, а их дальнейшее развитие происходит в зоне вторичного охлаждения МНЛЗ [5, 10]. Поэтому условия образования твердой оболочки непрерывнолитого слитка имеют решающее значение для получения высокого качества поверхности заготовок.
Исследованиями [11] установлено, что надрывы в формирующейся оболочке непрерывнолитого слитка образуются в кристаллизаторе уже на расстоянии 30...150 мм от зеркала металла, где эта оболочка еще тонкая и не имеет достаточной прочности. Поэтому на образование продольных трещин на поверхности непрерывнолитых слитков определяющее влияние оказывают условия образования этой оболочки. Чтобы противодействовать ферростатическому давлению жидкого металла, оболочка слитка должна иметь достаточную толщину и обладать достаточной прочностью [12... 16]. По мере вытягивания слитка при его постоянном охлаждении толщина оболочки должна равномерно увеличиваться, что предупредит возникновение в ней растягивающих напряжений [15,17...20].
На толщину оболочки отливаемого слитка в кристаллизаторе оказывают влияние химический состав металла, а также следующие технологические параметры: температура разливаемого металла, скорость вытягивания заготовки, способ охлаждения стенок кристаллизатора, состав и расход пшакообразующей смеси, колебания уровня металла в кристаллизаторе, геометрия кристаллизатора и износ его стенок, а также скорость истечения струи из погружного стакана. Однако, исследованиями [21] было установлено, что такие технологические параметры как толщина стенок кристаллизатора, шаг каналов, скорость течения воды в каналах, температура воды в каналах оказывают существенное влияние на тепловое состояние самого кристаллизатора, а не на формирование корки слитка, т.е. изменением этих величин можно улучшить тепловое состояние самого кристаллизатора, но не добиться ощутимого влияния на толщину корки и температуру поверхности слитка. Причиной этого является малая удельная доля термосопротивления стенок кристаллизатора, составляющая 18...20% в верхней части и приблизительно 5% в нижней части в термосопротивлении системы «корка слитка - кристаллизатор».
Подробно процесс теплопередачи от формирующейся в кристаллизаторе оболочки слитка к медным стенкам кристаллизатора изучен в работе [11]. Было установлено, что вблизи зеркала металла не прослеживается влияния содержания углерода на колебания температуры в плите кристаллизатора. На глубине более 80 мм от зеркала металла в направлении к нижнему сечению кристаллизатора обнаруживается все более четкая зависимость между уровнем температурных колебаний и содержанием углерода, причем максимальные колебания наблюдались для сталей с содержанием 0,09% углерода. Эти колебания температур в медных плитах кристаллизатора подчиняются той же зависимости от содержания углерода, что и возникновение поверхностных продольных трещин на непрерывнолитых слитках.
Явление значительного колебания температур по высоте кристаллизатора для сталей с содержанием углерода 0,09% авторы исследования [11] объясняют превращением объемно-центрированного дельта-железа в гра-нецентрированное гамма-железо в сталях, содержащих 0,09...0,15% углерода. Это полиморфное превращение связано со значительной усадкой. Поскольку усадка происходит уже в твердом состоянии металла, то она не может быть компенсирована за счет жидкой фазы.
Если силы, вызывающие усадку металла, превышают ферростатиче-ское давление жидкой стали внутри отливаемой заготовки, то оболочка прогибается во внутрь, отделяется от стенки кристаллизатора с образоваем зазора. В результате уменьшается теплопередача от оболочки к стенкам кристаллизатора, происходит ее повторный нагрев. Вследствие пониженной прочности и повышающегося ферростатического давления оболочка может прогнуться в обратную сторону и достичь стенки кристаллизатора. В результате такого многократного колебания оболочки она получается разнотолщинной и в наиболее тонких, ослабленных ее участках под действием давления со стороны жидкой фазы изнутри заготовки, зарождаются продольные трещины.
Равномерный по химическому составу, одинаковой толщины по всему периметру кристаллизатора шлаковый гарнисаж на его стенках способствует предотвращению резкого переохлаждения оболочки отливаемого слитка в кристаллизаторе и создает условия для равномерного его затвердевания, исключая зарождение продольных трещин на поверхности слитка [12, 14, 15, 17-20, 22]. Шлаковая прослойка на стенках кристаллизатора, образующаяся при расплавлении на зеркале металла шлакообразующей смеси, служит смазкой и уменьшает трение между оболочкой отливаемого слитка и стенками кристаллизатора.
Для предотвращения образования угловых продольных трещин на непрерывнолитых слябах из сталей с содержанием 0,10...0,18% С при разливке с повышенной скоростью на двухручьевой МНЛЗ фирмы «Кобе етил» в Какогаве (Япония) был оптимизирован состав шлакообразующей смеси и конусность стенок кристаллизатора, а также было уменьшено влияние на кристаллизующуюся оболочку отливаемого слитка струй металла, поступающего из погружного стакана [23].
Для снижения скорости истечения струи жидкой стали из стакана и выравнивания поля скоростей был разработан новый профиль канала стакана [23], обеспечивающий - предотвращение внецентренного истечения металла за счет ступенчатого изменения сечения в верхней части канала стакана; - снижение скоростей истечения струи стали путем увеличения диаметра канала стакана и расширения выходных отверстий. Кроме того, необходимо иметь в виду, что в отличие от внутренних трещин, которые не имеют контакта с кислородом атмосферного воздуха, а потому в большинстве случаев завариваются при прокатке непрерывноли-тых слябов, поверхность всех наружных трещин покрыта пленкой оксидов, а сами трещины практически всегда заполнены шлаком от жидкой прослойки шлакового гарнисажа, находящегося на оболочке формирующей в кристаллизаторе заготовки [2]. По этой причине даже мелкие наружные продольные трещины (с раскрытием не более 0,5 мм и глубиной до 10 мм) на поверхности непрерывнолитых слябов не завариваются.
Приведенные сведения из различных источников технической информации показывают, что вероятность возникновения наружных продольных трещин на поверхности непрерывнолитых слябов весьма высока и этой проблеме должно уделяться постоянное внимание.
Математическая модель расчета температуры поверхности сляба в зоне вторичного охлаждения
Изучали изменение показателя пластичности в зависимости от температуры и скорости деформации образцов, соответствующих условиям непрерывной разливки стали при охлаждении непосредственно после затвердевания и после нагрева полностью охлажденного образца до температур ниже температуры плавления. Для понимания процесса изменения пластичности стали при непрерывной разливке, наибольший интерес представляют результаты, представленные на рис.4.1, и объяснения причин изменения пластичности.
Из рисунка видна значительная зависимость показателя пластичности стали от температуры испытания, а также резкое снижение пластичности при приближении к температуре плавления. Авторы отмечают, что при испытании образцов, нагретых до 1450 С, пластичность начинает проявляться при температуре 1425 С и достигает максимального значения 95% при температуре 1230 С, после чего остается постоянной при охлаждении до температуры 1200 С. Комплекс исследований позволил авторам сделать вывод о том, что начало проявления пластичности связано с началом отвердевания границ зерен, в дальнейшем пластичность возрастает по мере охлаждения и упрочнения границ, достигая максимального значения при полном их отвердевании. Несколько неожиданным является низкое значение температуры затвердевания - 1425 С, что заметно ниже температуры солидус, равной 1495 С для испытываемой стали. Вероятно, что в условиях проведения опытов, с низким градиентом температуры по толщине образца, происходит объемная кристаллизация и сначала растут отдельные кристаллы, изолированные друг от друга жидким металлом, обогащающимся в процессе затвердевания ликвирующими элементами. Это и приводит к низким значениям температуры начала и конца затвердевания границ между растущими кристаллами. Металлографические исследования показали, что разрыв образцов при высоких температурах (1250 С и более) происходит по границам ден-дритов.
На практике уменьшение влияния снижения пластичности стали при высоких температурах на образование «горячих» трещин можно достигнуть за счет снижения степени деформации затвердевающей оболочки слитка и уменьшения протяженности температурного интервала низкой пластичности. Снижение деформации оболочки слитка достигается тщательной обработкой рабочей поверхности кристаллизатора, настройкой роликового полотна первой секции МНЛЗ и кристаллизатора, применением в кристаллизаторе шлакообразующей смеси, обеспечивающей хорошую смазку стенок кристаллизатора, использованием специальных покрытий рабочих стенок кристаллизатора, выбором рационального расхода воды в первой зоне охлаждения («подбой») непрерывнолитого слитка. Уменьшение величины температурного интервала низкой пластичности стали достигается при снижении содержания в стали примесей, образующих легкоплавкие соединения - кислорода, серы и фосфора.
Исследования [26] показали, что в наибольшей степени к снижению технологической пластичности приводит повышенное содержание алюминия. Никель уменьшает растворимость азота в аустените и усиливает выделение A1N и Nb(CN) на границах аустенитных зерен, поэтому увеличение концентрации никеля также повышает склонность к трещинообразова-нию. Хром оказывает обратное воздействие. Положительным оказывается присутствие в стали титана. Являясь сильным нитридообразующим элементом, титан связывает азот в труднорастворимые нитриды, которые, выделяясь в процессе кристаллизации, не снижая технологической пластичности, остаются в аустенитном зерне. При этом уменьшается содержание азота в твердом растворе и количество нитридов других типов. Исследование также показало заметное влияние фосфора на склонность стали к тре-щинообразованию. Оказывая отрицательное воздействие на механические свойства стали при низкой температуре, фосфор способствует увеличению технологической пластичности при высокой температуре. Объяснить это можно тем, что фосфор, сегрегируя по границам аустенитных зерен, тормозит образование на них карбонитридов ниобия.
При охлаждении образца ниже 1200 С (см. рис.4.1) происходит снижение пластичности. Это объясняется образованием и ростом аустенитных зерен и выделением по их границам соединений серы и кислорода с железом и марганцем: FeS, FeO, MnS, МпО. Выделившиеся частицы ослабляют границы аустенитных зерен, что и приводит к снижению пластичности. При дальнейшем охлаждении ниже 900 С происходит повышение пластичности вследствие укрупнения частиц, выделившихся по границам аустенитных зерен. Подтверждением такого механизма снижения пластичности при температурах ниже 1200 С является то, что при медленном охлаждении, когда выделяющиеся по границам частицы успевают укрупниться, не наблюдается значительного снижения пластичности. Кроме того, при одинаковых температурах образцы, испытанные непосредственно после затвердевания, имеют более низкую пластичность по сравнению с образцами, повторно нагретыми после полного охлаждения. При повторном нагреве образца после его охлаждения происходит укрупнение ранее выделившихся частиц и рост новых зерен аустенита, при этом частицы, содержащие серу и кислород, чаще обнаруживаются внутри зерна, чем по его границам. Это уменьшает ослабление границ аустенитных зерен и приводит к повышению пластичности стали.
Выбор рациональных расходов воды на охлаждение узких граней непрерывнолитого слитка
На рис. 4.2 представлены результаты расчета температуры и получающаяся при этом пластичность для широкой грани слитка. Из распределения показателя пластичности в центре широкой грани по длине слитка в МНЛЗ (см. рис. 4.2) следует, что неблагоприятный участок слитка, где показатель пластичности составляет менее 20%, находится в горизонтальной части роликового полотна МНЛЗ. Это не представляет серьезной опасности для качества поверхности, так как на этом участке слиток подвергается только деформации от температурных изменений и от действия на слиток верхних и нижних роликов полотна МНЛЗ. На этом участке отсутствуют основные деформации - от давления жидкого металла и выпрямления слитка. Естественно, было бы лучше, если бы этот участок находился за пределами деформационного воздействия на слиток роликового полотна МНЛЗ, но можно считать, что существующее охлаждение широких граней слитка в ЗВО обеспечивает достаточную пластичность металла. Такой вывод подтверждается практическими данными: при контроле поверхности «малого» радиуса слябов трубной стали, как правило, сетчатых и поперечных трещин не обнаруживали.
На рис. 4.3 представлены результаты расчета температуры поверхности узкой грани слитка и получающаяся при этом пластичность поверхностных слоев металла. На поверхности узкой грани слитка в МНЛЗ (см. рис. 4.3) имеется три участка пониженной пластичности металла: два в радиальной части полотна МНЛЗ - сразу после выхода слитка из кристаллизатора и один - в криволинейной части.
Пониженная пластичность в радиальной части возникает вследствие интенсивного охлаждения слитка в первой зоне («подбой») и в зоне форсуночного охлаждения, когда температура поверхности слитка снижается от 1000 до 880 С, а при дальнейшем снижении температуры пластичность возрастает. При вторичном разогреве поверхности слитка от 600 до 1080 С появляется второй участок пониженной пластичности, соответствующий температурам 880... 1000 С. Таким образом, интенсивное охлаждение поверхности слитка до 600 С привело к появлению двух участков пониженной пластичности. На этих участках могут возникать значительные деформации при выпучивании корки слитка, от давления жидкого металла и значительных изменений температуры поверхности, что может приводить к появлению трещин, особенно при высоких скоростях вытягивания слитка.
В криволинейной части полотна МНЛЗ имеется участок пониженной пластичности протяженностью 6,0 м. На этом участке также могут возникать поперечные и сетчатые трещины вследствие высокой деформации корки при распрямлении слитка. Степень деформации от распрямления слитка, рассчитанная по формуле (4.3), составляет 1,6 %. Эта деформация значительно превышает деформацию от изменения температуры поверхности слитка и настроечных растворов между роликами полотна МНЛЗ, тем более, что она распространяется по толщине слитка преимущественно в части, прилежащей к поверхности «малого» радиуса. На криволинейном участке роликового полотна МНЛЗ установлены ролики диаметром 330 мм, расстояние между осями роликов по базовому радиусу составляет 390 мм. Таким образом, на криволинейном участке полотна МНЛЗ участок слитка с пониженной пластичностью поверхностного слоя протяженностью 6,0 м испытывает (6000 мм:390мм=15,4) 15 знакопеременных деформаций при распрямлении. При этом большие деформации приходятся на часть слитка, прилегающую к «малому» радиусу МНЛЗ. Кроме того, на этом участке корка слитка испытывает высокие напряжения от давления жидкого металла, особенно при изменении скорости вытягивания слитка, так как затвердевание слитка еще не закончилось. Окончание затвердевания слитка при скорости вытягивания 0,6 м/мин происходит на расстоянии 13,5 м от верха кристаллизатора, т.е. находится на криволинейном участке МНЛЗ, совпадающим с участком пониженной пластичности (см. рис. 4.3).
Очевидно, что охлаждение узких граней слитка организовано недостаточно эффективно - с получением участков пониженной пластичности поверхностного слоя слитка, особенно в криволинейной части полотна МНЛЗ, где этот участок имеет длину 6,0 м. При контроле поверхности на узких гранях слябов часто обнаруживали поперечные и сетчатые трещины, располагавшиеся преимущественно в осевой и верхней части грани, прилежащей к поверхности «малого» радиуса слитка.
Объединяя результаты металлографических исследований дефектов, топографию трещин на слябах, металлопрокате и спиральношовных трубах и изменение пластичности поверхностного слоя слитка в МНЛЗ можно считать, что дефекты образовались на криволинейном участке МНЛЗ. Для повышения пластичности слитка в МНЛЗ и устранения образования трещин на узких гранях необходимо повысить температуру поверхности узких граней на выходе из криволинейного участка МНЛЗ до 1000С. Это может быть достигнуто одним из следующих (или комбинацией) мероприятий: - уменьшением расхода воды на форсуночное охлаждение узких граней слитка в зоне вторичного охлаждения МНЛЗ; - повышением скорости вытягивания слитка.
![Совершенствование режимов работы блока доменных воздухонагревателей с целью повышения эффективности процесса нагрева дутья [Электронный ресурс]](/i/i/4263/169004.png "Совершенствование режимов работы блока доменных воздухонагревателей с целью повышения эффективности процесса нагрева дутья [Электронный ресурс] Рябчиков Михаил Юрьевич")
