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長壽命非烘烤鋼包長水口

摘要

冷態(tài)直接使用長水口要求具有非常好的抗熱剝落性能,，廣泛地采用硅質(zhì)材料預(yù)溶石英和氧化鋯莫來石作為原料，是因為它們低的熱膨脹性能而改善了抗熱剝落性能,。然而,，硅質(zhì)材料抗侵蝕能力差。本研究運用具有優(yōu)良耐侵蝕的無硅鋁-碳材料做冷態(tài)直用鋼包長水口,，并在長水口內(nèi)側(cè)采用無碳內(nèi)襯材料,。無碳內(nèi)襯具有低的熱導(dǎo)率,，于是就降低了熱循環(huán)沖擊,，鋼包長水口在實際工業(yè)連鑄機上成功使用。

鋼包長水口最重要的任務(wù)是防止鋼水二次氧化,、防止中間包形成紊流和杜絕中包卷渣,。長水口的使用是保護澆鑄重要的一環(huán)，目的是提高鋼的質(zhì)量。冷態(tài)直用（使用前不用預(yù)熱烘烤）方式得到廣泛使用,，而烘烤后（使用前進行烘烤）的長水口往往用于多爐連澆過程中,。

鋼包長水口要求具有極為優(yōu)良的抗熱剝落性能，因為服役條件差,，承受巨大的熱溫差沖擊,，特別是在鋼包開澆時刻。Al-Si-C材料（AG材料）具有良好的抗剝落性能,，冷態(tài)和熱態(tài)使用長水口都有使用,，例如像預(yù)溶氧化硅和氧化鋯莫來石材料的石英水口被廣泛地用于冷態(tài)直用長水口上，這是因為它們具有低的熱膨脹性能而改善了抗剝落性,。然而,，硅質(zhì)材料在中間包鋼水中浸泡，受到中間包沖擊區(qū)渣和鋼水中氧化錳的侵蝕造成磨損嚴重,。

烘烤后熱狀態(tài)使用的長水口可以減少鋼包開澆時刻的熱沖擊,，因此，為了達到多爐連澆使用了無硅材質(zhì)的AG熱態(tài)使用水口,，具有較好的抗侵蝕性能¹,。對粘結(jié)劑系和無硅AG材料晶粒尺寸成分的調(diào)研一直在不斷地改進抗熱沖擊性能。預(yù)熱型鋼包長水口已經(jīng)成為鋼包和中間包優(yōu)先考慮的工藝路線²,。最近,，氧化鋯-C和氧化鋁-氧化鎂-C材料也是作為熱狀態(tài)使用長水口進行調(diào)查研究。

無氧化硅AG材料用于冷態(tài)直用長水口,，其內(nèi)徑套有無碳內(nèi)襯的長水口進行了研究,，無碳材料具有非常低的導(dǎo)熱率，用于長水口內(nèi)襯隔熱來減少熱沖擊,，本文用有限元計算分析這種新型長水口,，成功地運用在連鑄機上。

1  長水口AG材料物理性能和化學(xué)成分

表1給出鋼包長水口典型的物理性能和化學(xué)成分,，AG-1,，-2，-3和-4材質(zhì)含有27,20,10和0wt%的SiO₂,，AG1和2材料用于冷態(tài)直用長水口上,，AG3和4用于烘烤后使用，AG4是無氧化硅材料,。

表1  鋁碳長水口化學(xué)成分和物理性能

抗熱剝落指數(shù)（r）和耐磨損指數(shù)見表1,，抗抗熱剝落系數(shù)（R）用公式1計算求得，在本研究中假設(shè)所有泊淞比相同,，在1500℃條件下,，熱膨脹比用來作為熱膨脹系數(shù)用,，因為熱膨脹是有線性關(guān)系的，見圖2所示,。使用彎曲強度來替代斷裂強度,。在這里評估的抗熱剝落定義為抗熱剝落指數(shù)（r），抗磨損指數(shù)基于實驗室使用高頻感應(yīng)爐的試驗數(shù)據(jù),?？篃釀兟渲笖?shù)和耐磨損指數(shù)較大數(shù)值是正的。

R=S*（1-ν）/（E*α）                                     公式1

這里：

S=斷裂強度

ν=泊松比

E=彈性模量

α=熱膨脹系數(shù)

r=S/（E*α₁₅₀₀）                                                   公式2

這里：

S=彎曲強度

E=彈性模量

α₁₅₀₀=在1500℃溫度下熱膨脹系數(shù)

圖1 在鋁-硅-碳-長水口材料中（AG）SiO2含量與熱剝落,、侵蝕磨損之間的關(guān)系

圖1展示了AG材料中SiO₂含量與抗熱剝落指數(shù)和耐磨損指數(shù)之間的關(guān)系,，SiO₂含量愈高，抗熱剝落指數(shù)愈高,，但是SiO₂愈高,，耐磨損指數(shù)下降。這就是說,，與烘烤后使用的AG材料相比,，冷態(tài)直用AG材料具有良好的抗熱剝落性能，而耐磨性差,。

2  無碳材料

在長水口內(nèi)壁的AG材料受到鋼水沖刷磨損而損壞,，因為水口含有20~30%的石墨材料所以比較軟而不耐磨。無碳材料耐磨性好,，用于加強水口內(nèi)壁防止鋼水過渡磨損⁴,。然而，無碳材質(zhì)的熱膨脹比AG材料大的多,，經(jīng)常引起鋼包水口膨脹開裂,，無碳材料從基體上剝離出來⁵。

另一方面,，利用無碳材料熱沖擊減少的特點,，已有報道將無碳材料用于水口內(nèi)襯明顯降低了導(dǎo)熱性能從而減少熱沖擊⁶。進一步地研究使用在烘烤水口上的無氧化硅AG材料到冷態(tài)直用上,，并用無碳內(nèi)襯,。

作為本研究，采取下面兩個措施來避免裂紋發(fā)生和出現(xiàn)剝落現(xiàn)象：（1）使用無碳和無硅AG材質(zhì)在鋼包長水口上,，具有類似的熱膨脹性,；（2）使用相同的黏合劑系在無碳和無硅的AG材質(zhì)上。

2.1  無碳材料試樣準備

用AG材料制作無碳試樣使用相同的方法,，使用酚醛樹脂作為黏合劑將原料混合在一起,，混合后在等靜壓機上壓制成型，綠色的試樣進行干燥,，然后在基本隔絕大氣環(huán)境中加熱到1000℃,。長水口含有酚醛樹脂帶來的殘余碳,，當(dāng)水口浸入到鋼水中,，這些碳很容易去掉,。

表2給出無碳試樣的物理性能和化學(xué)成分，試樣CF-1,，-2和-3分別是氧化鋁-氧化硅,、氧化鋁和尖晶石材料。

表2 無碳材料化學(xué)成分和物理性能

2.2  評估

無碳材料使用熱膨脹系數(shù)和導(dǎo)熱率來評估,，熱膨脹系數(shù)測定在氮氣環(huán)境中使用非接觸式激光測量技術(shù)（JISR2207-1）,，導(dǎo)熱率用熱線和熱流量方法測定（JISR2251）。

圖2表明無碳材料和AG-1和-4熱膨脹比例,，AG材料的熱膨脹比例是隨著SiO2含量的增加而下降的,，在1000℃溫度下AG-1材料的熱膨脹比是AG-1材料的57%。

圖2  無碳材料熱膨脹系數(shù)

CF-1在三種材料中是最低的熱膨脹比,，僅僅高于AG-4材料的18%,。CF-2是第二低，CF-3最高,。

圖3表明無碳材料和AG-1,，-4材料的熱導(dǎo)率比，所有無碳材料大大低于AG材料,，只有它們的約1/10,，使用無碳材料用于隔熱，減少長水口熱沖擊,。

圖3 無碳材料導(dǎo)熱系數(shù) 

3  使用FEM評估鋼包無碳內(nèi)襯長水口熱應(yīng)力

3.1  FEM模型

使用2D模型和FEM對冷態(tài)直用長水口進行熱應(yīng)力模擬計算,。長水口長度1000mm，壁厚35mm,，本體是AG材料,，內(nèi)襯是無碳耐材。

從長水口上方200mm到底端進行計算,，從室溫20℃到鋼水1570℃溫度,，長水口冷態(tài)直接使用，環(huán)境溫度考慮為300℃（見圖4）,。AG-4材料用作基體,，CF-1材料用作內(nèi)襯，表1和表2給出了這兩種材料的物理性能,。假設(shè)在計算的溫度范圍內(nèi)材料的彈性模量為一個常數(shù),，有些導(dǎo)熱率數(shù)據(jù)來自于推斷，比熱是通過化學(xué)成分估計的,，泊松比假設(shè)為一個常數(shù),。

圖4  有限元網(wǎng)格劃分（35mm指的是長水口壁厚而非內(nèi)徑）

評估3個項目：（1）使用無碳內(nèi)襯對熱應(yīng)力的影響,，即8mm厚度無碳耐材內(nèi)襯和不使用無碳材料進行比較，后者僅僅是使用AG材料制作長水口,；（2）無碳材料厚度對熱應(yīng)力的影響,；（3）長水口內(nèi)徑對熱應(yīng)力的影響。

鋼包長水口外緣圓周方向熱應(yīng)力單元用估計指數(shù)來跟蹤,。

首先評價無碳內(nèi)襯對熱應(yīng)力的影響,，使用8mm厚度的無碳內(nèi)襯與完全用AG材料的長水口對比，兩種情況長水口內(nèi)徑為φ60mm,，壁厚35mm,。AG-4材料用于基體，CF-1材料用于內(nèi)襯,，AG材料長水口壁厚為35,，AG-4基體帶無碳內(nèi)襯的長水口其基本壁厚27mm，8mm無碳內(nèi)襯厚度,。

圖5表示了在長水口下端使用無碳內(nèi)襯長水口熱應(yīng)力分布圖,，白色、灰色和黑色表明熱應(yīng)力降低的趨勢,，圓柱形長水口由內(nèi)部鋼水加熱,，最大的張應(yīng)力發(fā)生在外部邊緣，熱應(yīng)力圓周方向分布由長水口外部邊緣評估指數(shù)進行跟蹤,。

圖5 溫度場和熱應(yīng)力測量點（35mm指的是長水口壁厚而非內(nèi)徑）

圖6表明熱應(yīng)力隨加熱時間變化情況,，在實際的澆鑄條件下，長水口由內(nèi)部鋼水加熱,，在插入中間包的長水口部分,，水口受到內(nèi)外鋼水的加熱，水口下部浸入鋼水其熱應(yīng)力反而小,，在計算中僅僅考慮水口內(nèi)部的加熱情況,，持續(xù)60分鐘，目的是檢驗無碳內(nèi)襯水口對熱應(yīng)力的影響,。 

圖6 長水口尖部無碳內(nèi)襯對熱應(yīng)力的影響

最大的熱應(yīng)力發(fā)生在加熱AG長水口2分鐘之后,，然后降低15分鐘后保持常數(shù)。在無碳內(nèi)襯水口中,，水口經(jīng)過加熱后熱應(yīng)力迅速上升,，一直到45分鐘之后保持常數(shù)。

熱應(yīng)力是由長水口內(nèi)外溫差造成的,，無碳材料熱膨脹是大于AG材料的,，這看起來使用無碳內(nèi)襯水口由于熱膨脹量大而易開裂，然而,，由于無碳材料隔熱效果要比熱膨脹效應(yīng)要大得多,，非常明顯地減少了開始使用時的熱應(yīng)力,，無碳內(nèi)襯長水口大大降低了熱應(yīng)力，加熱2分鐘后,，只有AG材料的6%,，加熱60分鐘后只有AG材料熱應(yīng)力的34%。

3.3  無碳內(nèi)襯厚度對熱應(yīng)力的影響

使用AG-4做基體材料,，CF-1做無碳內(nèi)襯來評估內(nèi)襯厚度對熱應(yīng)力的影響,，用4種不同厚度內(nèi)襯AG長水口進行熱應(yīng)力比較,，厚度為0,；4；8和16mm,，按照圖7的4.1程序進行5分鐘的計算,。 

圖7 無碳內(nèi)襯不同厚度不同時間對熱應(yīng)力的影響

用4mm厚度無碳內(nèi)襯就可以看到大大降低了開始加熱時候的熱應(yīng)力，結(jié)果表明加熱0.3分鐘后產(chǎn)生了熱應(yīng)力,。8mm厚度無碳內(nèi)襯對降低熱應(yīng)力比4mm厚度更為有效,，但是8mm和16mm厚度比較，看不出大的差別,。

圖8表明加熱5分鐘后,，無碳內(nèi)襯厚度和熱應(yīng)力之間的關(guān)系。與AG材料相比,，4mm厚度無碳內(nèi)襯熱應(yīng)力降低了20%,，8mm厚度無碳內(nèi)襯則將熱應(yīng)力降低了約50%，8mm和16mm內(nèi)襯厚度之間熱應(yīng)力差小于10%,。

圖8  無碳內(nèi)襯厚度對熱應(yīng)力的影響

3.4  長水口內(nèi)徑對熱應(yīng)力的影響

在相同的加熱條件下,，長水口內(nèi)徑大時的熱應(yīng)力大于小直徑內(nèi)徑的熱應(yīng)力，較大內(nèi)徑長水口內(nèi)外溫差小,，因此內(nèi)部的熱膨脹行為高于外部,。

長水口內(nèi)徑對熱應(yīng)力的影響進行評估，使用AG-4和CF-1材料,，長水口壁厚35mm,，使用8mm無碳內(nèi)襯，45,、60,、75和90mm四種內(nèi)徑，使用4.1程序計算模擬,。

圖9,、圖10表明大的水口內(nèi)徑在相同的加熱條件下，具有較大的熱應(yīng)力,，φ90mm內(nèi)徑比φ45mm內(nèi)徑水口熱應(yīng)力高30%,。

圖9 不同時間下長水口內(nèi)徑對熱應(yīng)力的影響

圖10  長水口內(nèi)徑對熱應(yīng)力的影響

4  試驗結(jié)果

4.1  制造試驗

實際使用的鋼包長水口用AG-4和CF-1材料制造,，按照有限元模擬分析結(jié)果選用內(nèi)徑56mm、8mm無碳內(nèi)襯,，設(shè)計沿軸向剖開,，兩種材料結(jié)合緊密，沒有發(fā)現(xiàn)裂紋,。（見圖11）

圖11  原來長水口上部剖面

4.2  澆鑄試驗

在電爐廠連鑄機A上使用AG-4和CF-1材料鋼包長水口,，常規(guī)的長水口只能使用8爐后就必須更換，新的長水口可以使用3個中間包22爐,，中間包是飛包快換,，圖12給出了使用后剖面照片。

圖12  （a）長水口使用對比,；（b）使用后剖面

當(dāng)中間包快換時,，長水口溫度降低，假如無碳內(nèi)襯被磨損不具有足夠的厚度,，長水口就不能抵抗熱剝落的,。無碳內(nèi)襯的磨損與澆鑄條件和鋼種有關(guān)，為了達到無碳內(nèi)襯水口良好的使用性能,，其無碳材料和厚度非常重要,。

表3概括了無碳內(nèi)襯在這個使用中性能，所有性能令人滿意,。

表3 實際使用鑄機上長水口

5  概述和進一步挑戰(zhàn)

無氧化硅AG材料具有優(yōu)良的耐磨性能,，與無碳內(nèi)襯結(jié)合用于冷態(tài)直用長水口上，無碳內(nèi)襯顯著降低了導(dǎo)熱率,，作為絕熱層減少了長水口內(nèi)外的溫度差,，特別在開始使用時刻減少了熱應(yīng)力。

在實際工業(yè)連鑄機上使用無碳內(nèi)襯長水口,，常規(guī)水口只能使用一個中間包澆次8爐,，而新的長水口可以用3個中間包澆次22爐，中間包采用快換方式,。

為了使用無碳內(nèi)襯長水口得到好的效果,，選擇無碳材料和按照鋼種澆鑄條件和磨損情況，選擇內(nèi)襯厚度是極為重要的,，作者將來研究大尺寸的無碳內(nèi)襯水口,。

參考文獻

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6. M. Nakamura, W. Lin, M. Ogata and M. Hashimoto,“Shinagawa Technical Report,” Vol. 55, 2012, pp. 1–10.

作者

Hiroyasu Niitsuma：staff manager,technical section, Yumoto Plant, East Japan Works, Shinagawa Refractories Co.Ltd., Iwasaki, Iwaki City, Fukushima, Japan [email protected]

Takayuki Matsunaga：manager,?ow control refractories R&D section, Research Department No. 3, ResearchCenter, Shinagawa Refractories Co. Ltd., Imbe, Bizen City, Okayama, Japan [email protected]

Koji Moriwaki：general manager, ?owcontrol refractories R&D section, Research Department No. 3, ResearchCenter, Shinagawa Refractories Co. Ltd., Imbe, Bizen City, Okayama, Japan

Makoto Nakamura：(bottom row, right) boarddirector of refractories, Ceratechno Co. Ltd., Kisaki, Akashi City, Hyogo,Japan [email protected]

唐杰民于2018年7月初翻譯美國《鋼鐵技術(shù)》2018年第7期

水平有限，翻譯有誤之處請各位給與指正,。

圖13  雙吹氬密封長水口

圖14  長水口烘烤