Содержание к диссертации
Введение
1. Высокомарганцевая сталь как износостойкий сплав, особенности плавки и ковшовой обработки 11
1.1 Химический состав, структура, механические, физические и технологические свойства стали 110Г13Л 11
1.2 Технология плавки и разливки стали 110Г13Л 21
1.3 Раскисление, модифицирование и рафинирование стали 110Г13Л 26
1.3.1 Раскисление и модифицирование стали 110Г13Л 26
1.3.2 Содержание газов и неметаллических включений в стали 110Г13Л 34
1.3.3 Внепечные способы рафинирования и модифицирования стали 110Г13Л 40
1.3.4 Физико-химические особенности процессов раскисления, легирования и модифицирования стали комплексными сплавами 43
1.4 Краткие выводы и задачи исследования 50
2. Методика проведения экспериментов 52
2.1 Объект исследования 52
2.2 Плавка, раскисление, разливка стали 110Г13Л 53
2.3 Термическая обработка 54
2.4 Определение химического состава 57
2.4.1 Определение химического состава стали 110Г13Л 57
2.4.2 Определение химического состава ферросиликоалюминия 58
2.5 Методика обработки стали в ковше комплексом ФСА+ Ті 58
2.6 Оценка качества стали и отливок 58
2.7 Определение механических свойств 58
2.8 Определение содержания кислорода 60
2.9 Определение активности кислорода 60
2.10 Определение закиси железа и закиси марганца 62
2.11 Расчет фазовых диаграмм 63
2.12 Металлографические исследования 64
2.13 Фрактографические исследования 64
2.14 Микрорентгеноспектральный анализ 64
2.15 Изучение неметаллических включений 64
2.16 Обработка экспериментальных данных 65
3. Исследование активности кислорода в высокомарганцевой стали и её связи с содержанием s(feo + мпо) в предвыпускном шлаке 67
3.1 Термодинамический анализ возможности экспрессной оценки активности кислорода и управления на ее основе Е (FeO + МпО) в предвыпускном шлаке 67
3.2 Определение 2 (FeO + МпО) в предвыпускном шлаке экспериментальным путем и расчетным методом 72
3.3 Краткие выводы 75
4. Исследование FE-SI-AL лигатуры как заменителя металлического а1 для ковшовой обработки стали 110Г13Л 77
4.1 Действующая технология ковшовой обработки стали 78
4.2 Fe-Si-А1 лигатура как потенциальный заменитель А1 79
4.2.1 Исследование химического состава Fe-Si-Al лигатуры 79
4.2.2 Структура Fe-Si-Al лигатуры 80
4.2.3 Фазовые превращения в ферросиликоалюминиевой лигатуре
марки ФС45А15 86
5 Сравнительная оценка эффективности замены алюминия на ферросиликоалюминий при ковшовой обработке стали 89
5.1 Содержание [О] и ащ в печи и ковше 89
5.2 Макро- и микроструктура стали 91
5.3 Оценка загрязненности стали неметаллическими включениями 101
5.4 Остаточное содерлсание А1 и Ті 121
5.5 Механические свойства стали (а, 5, KCU) 124
5.6 Краткие выводы 124
6. Опытно-промышленное опробование и разработка технологи ческих рекомендаций 126
6.1 Разработка технологических рекомендаций для получения высококачественного литья 126
6.2 Методика промышленного эксперимента - печи, шихта, технология плавки, разливки, термообработки, результаты 129
Выводы 136
Список использованной литературы
- Раскисление, модифицирование и рафинирование стали 110Г13Л
- Определение закиси железа и закиси марганца
- Определение 2 (FeO + МпО) в предвыпускном шлаке экспериментальным путем и расчетным методом
- Исследование химического состава Fe-Si-Al лигатуры
Раскисление, модифицирование и рафинирование стали 110Г13Л
Как видно из таблицы 1, несмотря на то, что уровень механических и эксплуатационных свойств во многом определяется химическим составом, все три нормативных документа допускают достаточно широкие пределы содержания элементов. Лишь для отливок из хладостойкой стали существенны ограничения по содержанию Сг и Ni, а по S и Р - для отливок из хладостойкой стали и крестовин. Столь широкие пределы содержания элементов можно объяснить следующими обстоятельствами. Таблица 2 - Химический состав высокомарганцевой стали по техническим условиям некоторых предприятий [1] Предприятие Массовая доля, %
Франция, NFA 35-554(8) Z120M12 1,05-1,35 11,0-14,0 0,20-0,60 0,035 0,045 Применяемый для выплавки стали 110Г13Л углеродистый лом содержит изделия из легированных сталей (40ХЛ, 40ХНЛ и др.), что объясняет допустимость высоких концентраций хрома и никеля. Значительные же пределы по основным элементам — С, Мп и Si - объясняются преобладающими методами плавки стали (сплавление и переплав), при которых регулирование химического состава стали ограничивается изначальным содержанием элементов в ломе Б22, более интенсивным угаром Мп в сравнении с угаром С, а также восстановлением Si при переплаве отходов собственного производства.
Как правило, заводы производят высокомарганцевую сталь по своим техническим условиям (далее - ТУ), в которых многие также допускают широкие пределы содержания элементов (таблица 2). В то же время стандарты некоторых стран на высокомарганцевую сталь отличаются более узкими пределами содержания элементов (таблица 3). Из таблиц 2, 3 видно, что некоторые отечественные и западные производители ограничивают содержание кремния 0,6 %. Вероятно, это делается из соображений повышения трещиноустойчивости отливок, известно [3], что кремний вытесняет углерод из твердого раствора, тем самым создавая условия для образования большего количества карбидов во время первичной кристаллизации.
Содержание серы и по ГОСТ и по заводским ТУ ограничено 0,03 - 0,05 % и выше, хотя на практике, в виду обессеривающей способности марганца, наблюдается 0,02 %.
Фосфор отрицательно влияет на прочность, пластичность, хладостойкость, износостойкость, трещиноустойчивость стали. По этим причинам содержание фосфора целесообразно ограничивать 0,06 % и менее. Тем не менее ГОСТ допускают до 0,08 - 0,12 %. В то же время некоторые заводские ТУ отечественных производителей ограничивают содержание фосфора 0,05 % (Запорожский машиностроительный институт) и даже 0,02 - Иркутский завод тяжелого машиностроения, что явно оправдано. Такие требования по содержанию фосфора на ИЗТМ можно объяснить склонностью черпаков к образованию трещин, чему причины особенности конструкции и способа изготовления. ТУ НГМК и ЗМИ характеризуются также малыми пределами содержания Мп. Зарубежные производители высокомарганцевой стали также не отличаются единством в этом вопросе. Лишь стандарты США (А128М), Японии (JIS G 5131) и Франции (NFA 35-554) существенно ограничивают содержание фосфора - 0,07 % Р, 0, Метастабильная (мартенситная) диаграмма Fe - Мп [5] непрерывный ряд твердых растворов (неограниченная растворимость). Марганец интенсивно снижает температуру у — а превращения. При 10 - 15 % Мп начало превращения опускается до температур 700 - 600 С соответственно. Так как для у— а превращения необходимым условием является диффузия обоих компонентов и
На рисунке 3 изображена пространственная диаграмма равновесия Fe - С - Мп при температурах распада аустенита на феррит и цементит. Цементит содержит в своем составе марганец и обозначается как (Fe, Мп)3С. Данная диаграмма распространяется на сталь, содержащую до 1,6 % С и до 14 % Мп в железе. Как следует из рисунка 3, высокомарганцевая сталь относится к классу перлитных. Но, при охлаждении в воде стали с содержанием марганца 5 % при 1 % углерода, структура состоит практически из одного аустенита (рисунок 4). Концентрация С в пределах 0,9 - 1,5 % также способствует аустенизации (рисунок 5).
Зависимость количества остаточного аустенита от содержания углерода (заштрихованная область учитывает вероятность условий охлаждения в интервале Мн - Мк) [5]
По данным [1] структура высокомарганцевой стали в литом состоянии состоит из твердого раствора y-Fe, железомарганцевых карбидов переменного состава (Fe, Мп)3С, а также перлита и фосфидной эвтектики. После закалки в воде от 1050 - 1100 С структура становится чисто аустенитной, при этом сталь приобретает высокие показатели пластичности, ударной вязкости и износостойкости. На рисунке 6 приведена структура высокомарганцевой стали в литом и термообработанном состояниях. Пластические свойства стали ухудшаются при нагреве выше 200-300 С вследствие выделения карбидов.
Определение закиси железа и закиси марганца
Высокомарганцевая сталь впервые была использована для изготовления фасонных отливок в 1882 г. Вопросами раскисления и модифицирования стали 110Г13Л занимались многие исследователи, поскольку общепризнанным является факт значительного влияния этих операций на качество стали. Наиболее значимые результаты выполненных исследований приведены в [1, 16, 27, 37-60].
Окончательное раскисление высокомарганцевой стали осуществляют в печи (перед выпуском) или при ее выпуске путем введения в ковш алюминия в количестве 0,7-1,2 кг/т металла [1].
При введении раскислителя (или легирующего ферросплава) поведение металла неодинаково для всех случаев сталеплавильного процесса. Если раскислитель вводят в виде кусков, обладающих объемной массой, близкой к таковой для жидкого металла (ферромарганец, бедный ферросилиций), то последовательно протекают следующие стадии усвоения раскислителя: 1) намерзание корочки на поверхности кусочка раскислителя, вследствие охлаждения и кристаллизации металла ванны, 2) нагрев и плавление корочки, образовавшейся на поверхности кусочка ферросплава, 3) нагрев и оплавление с поверхности кусочка ферросплава (или постепенное его расплавление в жидкой стали). Если ферросплав-раскислитель имеет температуру плавления ниже, чем температура жидкой стали, то происходит плавление куска, переход массы ферросплава на третьей стадии его усвоения в жидком состоянии [37]. Растворение раскислителя происходит после расплавления. Если в жидкий металл вводят комплексный раскислитель в кусковом состоянии (например, силико-марганец), то после его расплавления на поверхности образуются продукты раскис ления в жидком состоянии, которые не задерживаются на поверхности раскислите-ля, освобождая фронт взаимодействия его с жидким металлом.
Другой механизм наблюдается в случае, если температура плавления ферро-сплава-раскислителя (или легирующего) выше температуры жидкой стали, то после второй стадии усвоения ферросплава (или чистого элемента) кусок растворяется, переходя в раствор из твердого состояния. Этому способствуют образовавшиеся трещины и поры, куда затекает жидкая сталь, производя разрушение кристаллической решетки под действием расклинивающего давления, не насыщенная элементом, содержащимся в сплаве. Вследствие разности химических потенциалов элемента-ферросплава последний переходит в раствор.
Несмотря на то, что алюминий имеет температуру плавления существенно ниже температуры стали перед раскислением (Тплшш. = 658 С), растворение его в жидкой стали сопровождается некоторым кинетическим затруднением. Это вызвано тем, что на поверхности жидкой массы алюминия образуется продукт раскисления металла в виде тугоплавкой твердой корочки, представленной корундом АЬОз- При образовании твердой корочки процесс раскисления (и растворения) затухает до тех пор, пока под действием твердой частицы (например, корунда), образовавшейся в массе жидкого металла в результате процесса раскисления и пришедшей в столкновение с двухфазной частицей алюминия и АЬОз, не произойдет разрушение каркаса из АЬОз. Вылившаяся масса алюминия через прорыв в каркасе АЬОз вновь в поверхностном слое образует корунд в результате взаимодействия с кислородом, растворенным в стали. Это может периодически повторяться, что отрицательно влияет на кинетику процесса. В связи с этим алюминий целесообразно либо вдувать в ванну в виде порошка, либо вводить в виде проволоки малого диаметра при помощи трайб-аппарата. Параллельно этому процессу происходит всплывание массы алю-миния в шлак за счет меньшей его плотности (р = 2700 кг/м ), чем плотность жидкой стали и усвоение его в шлаке, что снижает эффективность раскисления стали алюминием и делает процесс нестабильным и малоуправляемым.
Для большинства сталей алюминий является хорошим раскислителем и модификатором. Однако, по мнению [16, 27, 41, 42], введение в сталь 110Г13Л алюминия сверх количества, необходимого для ее раскисления, является вредным. В этой ста ли после присадки алюминия основная часть кислорода связана не с алюминием, а с марганцем в виде нерастворимого в металле монооксида марганца МпО. Подтверждением этого является тот факт, что в высокомаргаицевой стали, раскисленной даже значительным количеством алюминия, не обнаруживается (в виде неметаллических включений) свободного кристаллического оксида алюминия или шпинели. Продукты раскисления стали алюминием ошлаковываются МпО и входят в состав сложных высокомарганцевых алюмосиликатов, которые имея температуру плавления не выше 1200 С, в процессе охлаждения и кристаллизации металла выпадают в виде капель - глобулей [43, 44]. Результаты исследования [45] подтверждают мнение Ю.А. Шульте, что при высокой концентрации марганца в жидком металле вступает в силу закон действующих масс, и в этих условиях раскислительная способность алюминия резко снижается.
Р.З. Кац и Н.Я. Самарин считают [46], что алюминий оказывает различное действие на достаточно хорошо раскисленную высокомарганцевую сталь и на сталь, содержащую большое количество НВ. По их данным, оптимальное остаточное содержание алюминия в стали должно составлять не менее 0,01 %. При большем содержании алюминия концентрация кислорода в металле практически не уменьшается, но происходит вторичное окисление алюминия при снижении температуры на выпуске и разливке. Образующиеся при этом продукты окисления отрицательно влияют на свойства стали. Промышленные плавки показали, что при содержании остаточного алюминия 0,007 % и 0,023 % предел прочности заметно снижается независимо от содержания в этой стали марганца. В первом случае это объясняется недостаточной раскисленностыо стали, во втором - избыточным содержанием алюминия, окисляющимся при выпуске и разливке стали. И то, и другое приводит к увеличению количества НВ.
Однако хорошо раскисленная сталь разливается по формам относительно плохо. [46-48] рекомендуется в эту сталь присаживать алюминий в количествах 0,3-0,4 кг/т при заливке в сухие формы и 0,7-0,8 кг/т при заливке в сырые формы. О положительном влиянии алюминия на жидкотекучесть хорошо раскисленной стали указывается в [49]. Для получения тонкостенных отливок допускается иметь в металле 0,08-0,15 % остаточного алюминия.
Предварительное раскисление литой стали алюминием способствует получению тугоплавких легкоудаляемых из жидкого металла НВ. Если исходить из того, что раскисление алюминием должно обеспечить содержание в металле кислорода 0,003 % , то концентрация алюминия должна составлять 0,06 %. Указанное содержание кислорода в металле (0,003 %) может быть достигнуто при концентрации кремния в металле не менее 10,5-11,0 %.
Раскисление стали алюминием после введения в нее кремния и легирующей дозы ферромарганца не изменяет структуры и характера расположения уже образовавшихся легкоплавких 1-Ю [44].
Установлено [38], что при окончательном раскислении высокомаргаицевой стали одним алюминием, ее пластичность, вязкость и износостойкость оказываются более низкими, чем в случае комплексного раскисления (алюминием с титаном 0,05% А1 + 0,2% Ті, алюминием с ферроцерием и силикокальцием (0,05% А1 + 0,15% ферроцерия + 0,15 % силикокальция). Положительное влияние комплексного раскисления стали на ее механические характеристики и износостойкость объясняется уменьшением концентрации кислорода, водорода, азота, а также измельчением зерна образующимися нитридами и карбонитридами титана. Силикокальций и церий снижают концентрацию газов, глобуляризируют оксисульфиды.
В случае раскисления стали ферросилицием и алюминием продукты раскисления состоят из FeO, МпО и SiO? и АЬОз [39].Оксиды марганца, железа и кремния при температуре жидкой стали образуют жидкие железомарганцевые силикаты, которые частично поглощают твердые вістючения А1203. Часть их по мере укрупнения всплывает в шлак, оставшиеся имеют остроугольную форму и служат причиной ухудшения механических и служебных свойств металла.
Определение 2 (FeO + МпО) в предвыпускном шлаке экспериментальным путем и расчетным методом
Содержание марганца в жидкой стали в конце плавки всегда известно, в виду периодического его контроля. Поэтому, чтобы оперативно определить Е (FeO + МпО) будет достаточно измерить активность кислорода. Такая возможность имеется, если использовать устройство УКОС ТЗ-900 [90] с датчиком электрохимического элемента ДОС-05-900.
Изложенную концепцию реализовали в условиях литейно-механического цеха АО «Алюминий Казахстана», где ежегодно выплавляют 4000 т высокомарганцевой стали 1 ЮГ 13 Л.
По действующей ранее технологической инструкции при плавке высокомарганцевой стали 110Г13Л в дуговых печах контроль раскисленности стали по величине ащ не предусматривался. Поэтому выпуск металла из печи осуществлялся при широком разбросе значений E(FeO + МпО). В результате не обеспечивалась высокая стабильность и глубина раскисленности жидкой стали, хотя её ковшовую обработку проводили всегда одинаково - присадкой 0,06-0,08% алюминия вторичного АВ91 и 0,16% титана губчатого ТГ-ТВ ГОСТ 17746-96. Это обусловило и нестабильность качества отливок, которое проявилось в снижении во многих плавках показателей механических свойств и повышенной дефектности литья (в основном - по трещинам). Во многом это стало следствием увеличения угара ковшовых присадок и повышения загрязненности стали неметаллическими включениями - продуктами взаимодействия растворенного кислорода с компонентами раскислителей и модификаторов.
Для обеспечения требуемой раскисленности металла a[oj 0,0003 % в ковше и оптимизации расхода раскислителей и модификаторов - алюминия, ферросиликоа-люминия и титана - на предприятии внедрили в эксплуатацию при плавке на 6-т дуговых печах систему экспрессного контроля активности кислорода в жидкой стали. Активность кислорода а(о] определяли по методике 2.9.
Полученные экспериментальные данные «[о] и E(FeO + МпО) сравнивали с расчетными значениями I(FeO + МпО). Результаты приведены в таблице 17.
Анализ полученных результатов показывает, что расчетные данные весьма близки к экспериментальным данным. Оценили среднее отклонение расчетных и экспериментальных результатов по соотношению:
A Z(FeO + МпО) = {2(FeO + МпО)ЭКСП - E(FeO + МпО)расч} 100 / 2(FeO + МпО)эксп.
Среднее отклонение их составляет 4,6 %. Это свидетельствует о высокой надежности метода прогнозирования S(FeO + МпО) по данным измерения активности кислорода а[о].
Для наглядности на рисунке 32 табличные данные зависимости S(FeO + МпО) от активности кислорода а[0] представлены в графическом виде. Как видно, экспериментальные данные весьма хорошо согласуются с расчетными результатами.
Измерение активности кислорода в жидкой стали перед выпуском плавки в ковш показало, что она колеблется в широких пределах - от 0,0004 до 0,0009 %. При этом наиболее предпочтительные показатели раскисленности шлака S(FeO + МпО) (4,5-6) % достигаются при активности кислорода Э[0] в жидкой стали перед выпуском из печи на уровне 0,0003 -0,0007 %. Это хорошо согласуется с приведенными выше расчетными данными.
Поэтому при высокой активности кислорода (выше 0,0007 %) шлак скачивали и наводили новый присадками известняка и плавикового шпата в соотношении 5:1 при расходе известняка 10-12 кг/т. После формирования в печи жидкоподвижного шлака его раскисляли смесью, состоящей из известняка, ферросилиция (размер кусков не более 15 мм) и молотого кокса в соотношении 5:2:3. Выполнение данных условий позволило достичь минимальных величин а[о] и S(FeO + МпО) на выпуске металла из печи и создать тем самым благоприятные условия для проведения ковшовой обработки расплава с минимальным загрязнением расплава продуктами окисле ния раскислителей и модификаторов и обеспечения высоких качественных показателей отливок.
Рассчитанные значения Z(FeO + МпО) весьма близки к экспериментальным данным. При этом метод оценки Z(FeO + МпО) по активности кислорода представляется весьма чувствительным, поскольку при изменении активности кислорода в 3 раза, величина E(FeO + МпО) изменяется во столько же раз.
Показано, что по выражению (31) можно определить И (FeO + МпО) при известных активности кислорода аЮ] и содержании марганца в жидкой стали [Мп].
Контроль окисленности жидкой стали позволил согласовать процессы раскисления стали 110Г13Л в печи и в ковше, повысить эффективность ковшовой обработ ки стали 110Г13Л. Минимизация окисленности стали в дуговой печи и в ковше (а[0] 0,0005 % и а[0] 0,0003 % соответственно) перед разливкой обеспечивает высокие качественные показатели стали.
Таким образом, показана возможность оперативного контроля процесса плавки стали 110Г13Л путем прогнозирования L(FeO + МпО) в шлаке на основе измерения активности кислорода в расплаве перед выпуском его из печи.
Раскисление стали необходимо для наиболее возможного удаления растворенного в ней кислорода. Технологии раскисления и модифицирования являются определяющими в отношении формирования свойств стали. Состав раскислителей, модификаторов и технология введения их обеспечивают комплекс физико-механических и технологических свойств стали, который определяет качество отливки и ее эксплуатационные свойства.
При раскислении и модифицировании стали 110Г13Л основную роль выполняют алюминий и титан. Наиболее распространенным методом является присадка их в печь или в ковш в кусковом виде или в виде слитков. Недостатком при этом является низкое их полезное использование. Угар алюминия достигает 80 %, а титана 50 %. Это вызвало в свою очередь необходимость разработки других методов раскисления стали, например: ввод раскислителей в жидкую сталь в виде проволоки с помощью трайб-аппаратов, вдувание в порошкообразном виде в потоке инертного газа и т.д. Но, при достигнутом положительном эффекте по усвоению элементов, эти методы имеют ряд следующих недостатков, ограничивающих их применение: - ограниченная масса вводимых раскислителей, определяющая их применение лишь для доводки металла по составу или для модифицирования неметаллических включений (НМВ); - высокая стоимость порошкообразных материалов, закатанных в стальную оболочку; - сложность эксплуатации оборудования; - ограниченные сроки и специальные условия хранения материалов.
Выгодно отличается от вышеперечисленных способов раскисления применение раскислителей в комплексе, в одном сплаве. Этот метод позволяет заметно повысить экономическую и технологическую эффективность раскисления и модифицирования стали. Суть данного способа заключается в повышении реакционной способности элементов за счет более выгодных энергетических условий, при которых полнее протекают реакции взаимодействия элементов с кислородом, растворенным в жидкой стали.
Применение комплексных раскислителей позволяет не только достигнуть более глубокой степени раскисления, но и модифицировать неметаллические включения, влияя на их природу, количество и распределение, тем самым заметно улучшить качество стали.
Одним из наиболее универсальных и перспективных сплавов является комплексный раскислитель — ферросиликоалюминий (ФСА), в котором присутствие 10 - 20 % растворенного алюминия совместно с кремнием [81] значительно повышает эффективность раскисления стали и сокращает образование свободного оксида -корунда.
Низкая степень изученности сплава ФСА, малодоказательность его положительных свойств, отсутствие данных о его влиянии на сталь 110Г13Л указывают на необходимость проведения углубленных исследований в этом направлении и разработки оптимальной технологии его применения в сталеплавильном переделе.
Для решения этого вопроса на АО «Алюминий Казахстана» были проведены промышленные испытания этого сплава в части применения его для раскисления и модифицирования стали 110Г13Л. Итогом работы стала разработка технологии ввода комплекса в расплав и определение оптимальных количеств присадок. Результаты испытаний позволяют утверждать о целесообразности замены чушкового алюминия ферросиликоалюминием.
Исследование химического состава Fe-Si-Al лигатуры
Одним из важнейших факторов производства качественных отливок из стали 110Г13Л является стабильное достижение предельного содержания в предвыпускном шлаке оксидов железа и марганца X(FeO+MnO) 4,5 % при выплавке стали методом окисления и 6,0 % при выплавке стали методами переплава или сплавления. Значительные превышения количества содержания E(FeO+MnO) объясняются затратностью и неоперативностью метода контроля раскисленности шлака химическим анализом. В связи с этим, по результатам исследования влияния на величину S(FeO + МпО) активности кислорода a[oj и содержания марганца в расплаве предложен метод оперативного контроля X(FeO+MnO) в шлаке путем измерения активности кислорода в расплаве. Для этого разработаны номограммы (рисунок 70), которые позволяют по величине активности кислорода для известного содержания марганца в расплаве прогнозировать значение E(FeO+MnO) в шлаке.
Из номограмм следует, что при активности кислорода в жидкой стали а[0] = 0,0003 % суммарное содержание оксидов железа и марганца S(FeO + МпО) составляет 2,5 - 3,2 % при изменении содержания марганца в пределах 11,5 - 15,0 %. При активности кислорода а[0] = 0,0006 S(FeO + МпО) возрастает с 5,0 до 6,5 % при увеличении содержания марганца в стали с 11,5 до 15 %. При более высокой активности кислорода а[0] = 0,0007 - 0,0009 % в тех же условиях S(FeO + МпО) возрастает соответственно до 5,8 - 7,6 и 7,5 - 9,7 %.
Преимуществом этого метода оценки содержания S(FeO + МпО) в шлаке является его оперативность и высокая точность. Этот метод прост для технической реализации, не требует дорогостоящего оборудования и аппаратуры, при этом достаточно надежен и точен. Для его реализации в условиях производства достаточно использовать устройство контроля окисленности УКОС-ТЗ стали со сменными пакетами ДОС-05 для измерения активности кислорода в расплаве и при известном со i? 10
Диаграммы прогнозирования (FeO + МпО) в шлаке по измеренной активности кислорода а[0] в расплаве, при содержании [Мп]: а) 11,5 %, б) 12,0 %, в) 12,5 %, г) 13,0 %, д) 13,5 %, е) 14,0 %, ж) 14,5 %, и) 15,0 % держании марганца по номограммам, представленным на рисунке 70, прогнозировать содержание 2(FeO + МпО) в шлаке. Также эти данные можно использовать для корректировки количества раскислителя для ковшевой обработки расплава или же предотвратить выпуск недораскислепного расплава. В пользу этого метода говорит тот факт, что операция измерения окисленности расплава совмещается с операцией измерения его температуры - ДОС-05 выдает два параметра: температуру расплава и активность кислорода ащ.
Использование этого метода позволяет полностью исключить необходимость проведения химического анализа па содержание X(FeO + МпО) в шлаке и, за счет устранения периода ожидания этого анализа, сократить продолжительность плавки, уменьшить расход электроэнергии, износ футеровки, оптимизировать работу плавильных агрегатов.
Таким образом, экспрессная оценка уровня H(FeO + МпО) в шлаке надежно обеспечивает высокую раскисленность жидкой стали, что обусловливает стабильность качества отливок, снижение угара ковшевых присадок и уменьшение загрязненности стали неметаллическими включениями - продуктами взаимодействия растворенного кислорода с компонентами раскислителей и модификаторов.
Достигаемая в результате стабильность процесса позволяет снизить расход раскислителей и модификаторов, стабилизировать на высоком уровне качественные показатели стали - ударную вязкость, временное сопротивление на разрыв, относительное удлинение.
Другим не менее важным фактором производства качественных отливок является эффективность ковшевой обработки стали и применяемых для этого раскисли-телей. Используемый в работе для конечного раскисления стали комплексный рас-кислитель ферросиликоалюмшшй, позволяет добиться более глубокой степени раскисления стали при меньшем его расходе в пересчете на алюминий, способствует формированию мелкого зерна, как следствие, уровень механических свойств становится выше.
Возможность получения качественных отливок из высокомарганцевой стали П0Г13Л подтверждена опытно-промышленным опробованием. В производственных условиях методом литья в песчано-глинистые формы производили зубья ковшей экскаваторов ЭКГ-4,6 (5) и ЭКГ-8 (10). Сталь выплавляли методом переплава собственных отходов (плавка №1084) в дуговой печи с основной футеровкой ДС-6Н1 по методике 2.2, ковшовую обработку стали производили ферросиликоалюми-ниевой лигатурой совместно с титановой губкой по методике 2.5.
По ходу плавки в конце восстановительного периода были отобраны пробы шлака для определения Е (РеО + МпО). Также были произведены замеры активности кислорода в расплаве по методике 2.9. Были получены следующие результаты (таблица 27).
Для оценки механических свойств стали вместе с зубьми отливали бруски в соответствии с требованиями ГОСТ 977-88. Пробные бруски подвергали термообработке совместно с отливками данной плавки по режиму, приведенному на рисунке 23 по методике 2.3. Механические испытания проводили по методике 2.7. Результаты испытаний показали (таблица 30), что полученная сталь 110Г13Л имеет ударную вязкость KCU 2,63 МДж/м", что на 30% выше среднего показателя серийных плавок (2,01 МДж/м ). При этом временное сопротивление о в составило 954,2 МПа, а относительное удлинение 5з 38 %.
