Огнеупорный аспект при производстве и разливке стали
  Доклад №11

Рафинирование стали в промковше слябовой МНЛЗ при продувке аргоном через кольцевую пористую фурму

Смирнов А.Н., Кравченко А.В., ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет»
Сердюков А.А., «GIR-International», Украина
Тонкушин А.Ф.
Ефимова В.Г., Национальный технический университет Украины «КПИ»
Писмарев К.Е., ПАО «Мариупольский металлургический комбинат им. Ильича»

С использованием физического моделирования проведен анализ перемешивания металла и шлака в промежуточном ковше аргоном вдуваемым через калиброванные отверстия, выполненные в специальных огнеупорных трубках. Установлено, что наилучшие результаты достигаются при пузырьковом режиме продувки с расходом 10-12 л*мин-1 и диаметре пузырьков в момент достижения ими шлаковой фазы на уровне 3,25 мм. Результаты проведенных исследований были использованы при создании оригинального продувочного блока и проведении его промышленных испытаний в условиях слябовой МНЛЗ ПАО «Алчевский металлургический комбинат».

Ключевые слова: промежуточный ковш, кольцевой продувочный блок, неметаллические включения, шлаковая фаза, физическое моделирование.

Современные тенденции развития технологий производства и раз-ливки стали характеризуются ужесточением требований, которые предъявляются к качеству металлопродукции. При этом все большее значение приобретает система технологических операций, которые направлены на улучшения качества непрерывнолитой заготовки, в том числе и за счет рафинирования стали в ковше и промковше. В настоящее время многие исследователи рассматривают процесс непрерывной разливки стали как завершающую стадию, которая самым непосредственным образом влияет на качество металлопродукции.

Важнейшим элементом, обеспечивающим рафинирование стали, является промежуточный ковш, в который жидкая сталь попадает из сталеразливочного ковша. Как правило, жидкая сталь находится в промковше в течение 5-10 минут и после этого вытекает через стаканы-дозаторы в кристаллизаторы МНЛЗ. Одним из основных требований к организации движения конвективных потоков стали в промковше является обеспечение всплытия в шлак неметаллических включений, находящихся в жидкой стали, а также предотвращение захвата шлаковых включений потоками металла [1-8].

Для глубокого рафинирования стали в металлургической практике широко применяется продувка аргоном через блоки (балки), установленные непосредственно в днище промежуточного ковша [3, 8, 9-11]. По данным различных исследователей [12, 13] продувка инертным газом в промковше позволяет сократить количество неметаллических включений размером более 50 мкм на 70%, а включений размером 25-50 мкм – на 40%. Между тем, в промышленных условиях эффект удаления неметаллических включений достигается преимущественно при продувке стали в пузырьковом режиме при сравнительно низких расходах вдуваемого аргона. При этом увеличение расхода более определенных (критических) значений приводит к снижению эффекта рафинирования вследствие интенсификации перемешивания металла и шлака в области выхода пузырьков аргона на поверхность жидкой ванны.

Развитие технологии продувки стали инертным газом в промежуточном ковше в последнее время фокусировалось на достижении двух целей: обеспечение равномерного перемешивания жидкой ванны, способствующего увеличению площади поверхности раздела фаз «газ–жидкость–включения» и транспортировки неметаллических включений к шлаку, который защищает зеркало металла. Принимая во внимание результаты ряда работ последних лет, посвященных вопросу удаления неметаллических включений за счет флотации газовыми пузырями на холодных и горячих моделях [13-16], можно утверждать, что на настоящий момент отсутствует фундаментальная трактовка механизмов удаления включений из жидкой стали за счет флотации пузырями аргона в промежуточном ковше.

Целью данной работы является оценка на физической модели и в промышленных условиях основных технологических факторов, таких как скорость продувки и размер пузырей аргона, для создания наилучшего эффекта рафинирования стали от крупных включений размером более 50 мкм, а также определение механизма их удаления.

По данным работы [17] общее количество эффективных прикреплений включений к пузырям аргона в секунду может быть оценено по следующей формуле

удаление неметаллических включений

Рисунок 1 – Эффективность удаления неметаллических включений от размера пузыря (а) и расхода газа (б)

Исходя из выполненных расчетов, можно сделать предположение, что для процесса флотации неметаллических включений в ванне промежуточного ковша можно рекомендовать размер всплывающих пузырей аргона диаметром приблизительно равным 3,0-3,25 мм и расход газа 10-12 л•мин-1.

Дальнейшие исследования эффективности продувки жидкой ванны в промежуточном ковше на всплытие неметаллических включений выполнялись на физической модели. Физическая модель промковша и ее основные функциональные элементы были изготовлены из светопроницаемого материала (оргстекла) в масштабе 1:4 к промышленному промковшу двухручьевой слябовой МНЛЗ, а в качестве рабочей жидкости, имитирующей жидкую сталь, использовалась вода, имеющая близкую по величине кинематическую вязкость (рис. 2). Имитация покровного шлака на поверхности металла в промковше осуществлялась с помощью силиконового или трансформаторного масла. Основными критериями гидродинамического подобия, которые учитывались при моделировании, были критерий Фруда и критерий гомохронности. Такая модель дала возможность изучать явления, сопровождающие перемешивание жидкой ванны промковша в совокупности с явлением вовлечения покровного шлака в перемешивание. Кроме того наличие системы вода-масло позволило моделировать процессы выхода пузырьков вдуваемого газа на поверхность жидкой ванны в промковше и оценивать эффективность такой продувки.

модель промежуточного ковша

Рисунок 2 – Общий вид модели промковша слябовой МНЛЗ (вид сверху): 1 – кольцевая фурма для вдувания аргона; 2 – стопор; 3 – продувочная балка; 4 – фильтрационная перегородка; 5 – металлоприемник; 6 – защитная труба

Характер поведения и всплытия неметаллических включений изучался с помощью введения в защитную трубу, устанавливаемой между сталеразливочным и промежуточными ковшами, специальной механической смеси (взвеси) гидрофобных частиц, имеющих плотность меньше, чем вода. Для этих целей в работе разработана специальная многокомпонентная смесь, включающая в себя смесь нескольких марок и эмульсий и очень мелких твердых частиц. При этом в ходе экспериментов выполнялась оценка траектории движения частиц «шлака» в жидкой ванне промковша, а также примерная доля частиц, всплывших на поверхность и вытекших из промковша с водой.

Движение конвективных потоков жидкости в промежуточном ковше, вызванных ее перемещением от места внедрения струи, падающей из сталеразливочного ковша, до места истечения жидкости из стаканов-дозаторов, фиксировалось с помощью цифровой видеокамеры. При этом локальные объемы жидкости, вытекающие из сталеразливочного ковша, подкрашивались цветными красителями. Для вдувания воздуха в жидкую ванну использовались специальные продувочные элементы (диаметр отверстий 0,15 мм), обеспечивающие мелкодисперсную структуру газовых пузырьков, которые устанавливались в днище промковша. При выборе критериев оценки эффективности перемешивания жидкой ванны промежуточного ковша принимали во внимание поведение жидких и твердых частиц с различной плотностью. Также оценивались зоны развития квазила-минарных и турбулентных потоков и области их взаимодействия. На первом этапе исследований на физической модели было выполнено сравнение эффективности различных конструктивных элементов промковша на удаление неметаллических включений из жидкой ванны. Для этого в защитную трубу вводилось 200 г субстанции, которая имитировала загрязнение стали неметаллическими включениями. При этом жидкость, которая вытекала из промежуточного ковша, собиралась в специальной емкости, отстаивалась в течение нескольких часов и вещество, имитирующее неметаллические включения, взвешивалось. Каждый эксперимент повторялся по три раза, а результаты находились как среднее арифметическое. Эффективность отделения включений определялась по следующей формуле

Обобщение полученных экспериментальных результатов (табл. 1) позволяет акцентировать внимание на том факте, что применение кольцевого продувочного блока по совокупности достигаемых эффектов может рассматриваться как достаточно эффективный технологический прием для обеспечения флотации неметаллических включений. При этом важнейшее значение в достижении максимального рафинирующего эффекта имеет величина расхода вдуваемого газа и диаметр пузырьков. Посредством визуальных наблюдений на физической модели установлено, что при увеличении расхода газа выше определенного предела (примерно 5-6 л•мин-1) происходит интенсивное перемешивание частиц масла с водой. При этом более мелкие частицы масла вовлекаются конвективными потоками вглубь жидкой ванны промежуточного ковша. Это следует рассматривать как лимитирующий фактор, ограничивающий интенсивность продувки. Для повышения эффективности работы кольцевой фурмы необходимо контролировать характер выхода пузырьков газа на поверхность жидкости в промковше, так как этот выход может приводить к перемешиванию металла и шлака.

На втором этапе моделирования изучались явления, сопровождающие проникновение пузырьков газа через слой шлака на системе «вода – силиконовое масло». При этом вязкость масла, имитирующего шлак, изменялась посредством изменения его температуры. Вдувание газа осуществлялось через калиброванные цилиндрические трубки с фиксированным диаметром отверстия. Диаметр отверстий варьировался в диапазоне 0,1-1,5 мм. Установлено, что пузырьковый режим продувки может быть достигнут только при достаточно малых отверстиях продувочных каналов и регламентированном расходе вдуваемого газа.

Таблица 1 – Оценка эффективности удаления неметаллических включений из промковша при различных вариантах организации движения циркуляционных потоков

эффективность удаления неметаллических включений

Механизм образования капель металла в шлаке исследовался нами применительно прохождению слоя масла одиночными пузырьками. Установлено, что при прохождении одиночных пузырей через слой масла бурления и разбрызгивания в месте выхода пузырей на поверхность не наблюдается. Формирование капель, имитирующих металлическую фазу, происходит в момент разрыва пленки при переходе пузырем границы раздела фаз вода-масло. При этом в основании пузыря формируется жидкий поток за счет стекания пленки и роста пузыря. При продвижении пузыря в шлаке формируется жидкая линия тока. Далее на некоторой высоте она отделяется от пузыря и разбивается на отдельные капли, вследствие поверхностной нестабильности или столкновения с наступающими пузырями (рис. 3). При движении вверх пузырьки газа, проникая в шлак, вовлекают с собой некоторое количество частиц металла. Этот металл всплывает до границы раздела шлак – атмосфера, а затем при разрушении пузырька погружается назад в шлак и переходит в металл. В этот момент, на наш взгляд, происходит рафинирование металла и удаление части неметаллических включений, расположенных в этих каплях металла.

Установлено, что при малых расходах газа достаточно четко наблюдается задержка выхода пузыря на межфазную границу металл-шлак (со стороны металла). В этом случае прорыв межфазной границы осуществляется за счет подхода к границе раздела 2-го (и даже 3-го) пузыря. При более высоких значениях расхода вдуваемого газа, сток пленок происходит в поверхности шлаковой фазы за счет столкновения с последующими пузырями газа, что является нежелательным, поскольку капли металла с адсорбированными неметаллическими включениями могут увлекаться обратно в фазу металла.

пузырьки газа в шлаке

Рисунок 3 – Фотограммы проникновения пузырьков газа в шлак (масло) и выхода их на поверхность (верхний ряд), а также схематическое представление этого процесса

Проведенные нами исследования показали, что в обобщенном виде механизм рафинирования стали представляет собой прикрепление частиц неметаллической фазы к всплывающему пузырю, который вовлекает с собой некоторое количество металла в шлаковую фазу. Этот металл, вместе с прикрепленными включениями, всплывает до границы раздела фаз металл – атмосфера, где пузырь разрушается. Далее агрегат металл–включения проходит через шлаковую фазу и переходит в металл. В этот момент все неметаллические включения, находящиеся в жидкой линии тока металла, по закону распределения переходят в шлаковую фазу.

В развитие результатов, полученных в ходе физического моделирования, были проведены промышленные испытания продувочных узлов и режимов вдувания аргона, целью которых являлось определение оптимального расхода газа при продувке металла через кольцевую фурму с целью создания наиболее эффективных условий для удаления неметаллических включений в 60 т промковше двухручьевой МНЛЗ в условиях конвертерного цеха ПАО «Алчевский металлургический комбинат». Дозирование стали и ее подача в кристаллизатор осуществляется с помощью системы огнеупоров «стопор-моноблок»–«стакан-дозатор»–«погружной стакан». Замена погружного стакана (при возникновении необходимости) осуществляется с помощью устройства для быстрой замены, которое расположено под днищем промежуточного ковша и предполагает подачу аргона в стакан-дозатор.

В металлургической практике для продувки стали в промковше ис-пользуются специальные пористые блоки, изготовленные на основе магнезита или корунда. Существенным недостатком таких пористых элементов является значительное колебание размеров отверстий, что соответственно обусловливает образование пузырьков различных размеров. Эффективность продувки через пористые блоки в значительной степени зависит от реального соотношения крупных и мелких пор, поскольку через крупные поры может проходить большая часть вдуваемого аргона.

В настоящей работе разработана оригинальная конструкция продувочной фурмы, выполненной в виде кольца. В качестве продувочных элементов в работе использованы корундовые керамические трубки, в которых выполнены тонкие продувочные каналы определенного диаметра. В соответствие с выполненными исследования диаметр продувочных отверстий был принят на уровне 0,14-0,16 мм. При этом конструкция продувочного блока предполагает, что эти продувочные трубки устанавливаются на определенном расстоянии друг от друга в бетонном кольце, которое сопрягается со стаканом дозатором (рис. 4). Продувочный блок занимает ту же позицию, что и гнездовой блок в традиционной конструкции, а подвод аргона осуществляется из той же продувочной системы, что предусмотрена на промежуточном ковше. Расстояние между керамическими продувочными трубками в блоке выбиралось таким образом, чтобы восходящие газожидкостные потоки перекрывались между собой на высоте 0,30-0,40 от высоты налива металла в промежуточном ковше. В технологическом плане применение продувочных элементов с малым диаметром отверстий позволяет диспергировать пузырьки газа и обеспечивать продувку в пузырьковом режиме, не вовлекая в перемешивание покровный шлак.

Выбор схемы расположения и геометрических параметров продувочного блока в днище промежуточного ковша осуществлялся в соответствии с результатами физического моделирования. Конструкция кольцевой продувочной фурмы предусматривала ее установку вместо гнездового блока, фиксирующего стакан-дозатор. Установка продувочного кольца в днище промежуточного ковша и подвод аргона не вызывали дополнительных монтажных трудностей и были соизмеримы по сложности со штатными операциями его футеровки.

продувочный блок, промежуточный ковш

Рисунок 4 – Схематическое изображение трансформации разливочного узла с установкой продувочных элементов

Всего было разлито 6 серий по 6-8 плавок в каждой, что составило примерно 12,5 тыс. тонн слябов. В процессе исследований разливалась преимущественно сталь марки BVA (С=0,14-0,17%, Mn=0,7-1,0%; Si=0,15-0,35%; S < 0,015%; P < 0,020; Al=0,020-0,040%) на слябы сечением 200x1245 мм. Сталь предварительно обрабатывалась на агрегате ковш-печь (в том числе продувалась аргоном) и затем подвергалась вакуумной обработке на установке VD/VOD.

Продувочные блоки устанавливались на один из ручьев, а второй ручей (без кольцевой продувки) использовался как сравнительный (рис. 5). Как показали испытания и визуальные наблюдения, продувка через кольцевой блок обеспечивала стабильный процесс перемешивания металла в промежуточном ковше в течение всего периода эксплуатации и возможность оперативной корректировки величины расхода газа при продувке в диапазоне от 6 до 16 л•мин-1. При этом поверхность покровного шлака, расположенного около стопора, практически не подвергалась возмущениям и разрушениям, а выход аргона в атмосферу происходил через отверстия и трещины, образовавшиеся в слое шлака. Вдувание аргона через кольцевой продувочный блок не оказывало существенного влияния на процесс работы стопора и не приводило к его дополнительным вибрациям и колебаниям. Осмотр поверхности стопоров после окончания разливки позволил установить, что характер износа тела стопоров в верхней их части (в том числе шлаковый пояс) не отличается для стопора, работавшего с кольцевым продувочным блоком и для сравнительного стопора.

Контроль работоспособности продувочных блоков осуществлялся во временные отрезки, соответствующие замене сталеразливочного ковша. Так, при падении уровня металла в промковше на 250-300 мм наблюдалось интенсивное бурление и разбрызгивание шлака в области выхода пузырьков аргона в атмосферу. В целом продувочные блоки обеспечивали стабильную газопроницаемость в течение всего периода эксплуатации и возможность оперативной корректировки величины расхода газа при продувке в диапазоне от 6 до 16 л•мин-1. Износ материала продувочного блока по высоте составлял 10-15 мм после разливки 6 плавок, то есть прохождения примерно 900 т стали через разливочный узел.

установка продувочного блока

Рисунок 5 – Установка и фиксация кольцевого продувочного блока в днище промковша слябовой МНЛЗ

Для оценки влияния продувки аргоном на температуру стали посредством термопар осуществлялся замер температуры стали непосредственно в кристаллизаторах МНЛЗ. Всего было выполнено 46 замеров. Установлено, что сталь, попадающая в кристаллизатор с продувкой аргоном, в среднем имеет температуру на 2,0-2,5оС ниже, чем в кристаллизаторе без продувки. Максимальные отклонения по ручьям составили 5оС.

Полученные в ходе разливки слябы оценивались визуально на наличие поверхностных дефектов и после этого прокатывались на листы толщиной 12 мм. Кроме того, качество литого металла оценивалось по серным отпечаткам и после глубокого травления поперечных темплетов слябов, которые отбирались в соответствии с предусмотренным регламентом. Химический состав стали в отобранных образцах из опытных и сравнительных слябов практически не отличался.

Сравнительная оценка химического состава и характера распределения неметаллических включений в образцах из листового проката опытных (с применением продувки аргоном) и сравнительных (без продувки аргоном в промковше) слябов осуществлялась по трем широко применяемым стандартам: ГОСТ 1778, ASTM EN 45-05, DIN 50602. Установлено, что в опытном и сравнительном металле встречаются преимущественно тонкие сульфидные включения до 0,5 балла, точечные оксидные включения до 0,5 балла и силикатные включения как глобулярной, так и строчечной формы до 4 балла (рис. 6). В образцах из опытных слябов количество оксидов и сульфидов несколько меньше, чем в сравнительных. На всех нетравленых микрошлифах встречаются неметаллические включения в виде скоплений (конгломератов) мелких включений округлой и неправильной геометрической формы (рис. 6, в). Максимальные размеры крупных включений для сравнительного металла достигают 90-100 мкм, а для опытного – 50-60 мкм.

типы неметаллических включений

Рисунок 6 – Характерные типы неметаллических включений, которые обнаружены в исследуемых образцах из опытного и сравнительного металла

Дополнительно следует отметить, что в образцах из опытных и сравнительных слябов наблюдается высокий балл недеформирующихся крупных силикатов (рис. 6, г), что указывает на высокую загрязненность стали этими включениями. На микрошлифах всех плавок крупные силикатные включения округлой формы располагаются близко к поверхности (на глубине 0,08-0,73 мм), а некоторые даже выходят на поверхность. Количество и размеры силикатов в теле слябов заметно уменьшается. Это позволяет предположить, что наличие крупных силикатов следует связывать с работой шлакообразующей смеси и развитием процессов волнообразования в кристаллизаторе.

Как показали количественные оценки в образцах из слябов, отлитых с продувкой аргоном через кольцевую фурму, количество крупных неметаллических включений (размер более 50 мкм) уменьшается в среднем 40-80%. При этом меньшие значения уменьшения количества включений характерны для слябов, отлитых после замены сталеразливочного ковша. Для включений меньшего размера (20-45 мкм) уменьшение их количества в опытных слябах составляет 14-26%. При этом отмечено, что с увеличением скорости разливки разница между количеством неметаллических включений в образцах из опытного и сравнительного слябов возрастает.

Анализируя причины образования крупных неметаллических включений в отобранных пробах из опытного и сравнительного металла и изменение их количества при продувке аргоном, следует, прежде всего, принять во внимание тот факт, что они имеют преимущественно округлую форму и представляют собой оксисульфидные конгломераты, включающие такие элементы как кремний, алюминий, кальций, сера, кислород и пр. Соответственно при попадании этих включений в восходящий поток газометаллической смеси они вовлекаются в движение и захватываются металлом, прилегающим к пузырькам газа. Таким образом, значительная часть неметаллических включений транспортируется в область покровного шлака. При этом восходящие пузырьки газа препятствуют проникновению включений в столб металла, который вытекает через стакан-дозатор в кристаллизатор МНЛЗ.

Минимальное количество одиночных крупных неметаллических включений достигается при продувке стали аргоном через кольцевую фурму с расходом 10-12 л•мин-1. При более высоких расходах аргона (например, 15-16 л•мин-1) отмечено увеличение количества крупных неметаллических включений (40-50 мкм и более) округлой формы (рис. 6, а и рис. 6, б). Можно предположить, что эти включения захватываются конвективными потоками стали в области выхода пузырьков аргона на поверхность металла в промковше. Этот факт следует рассматривать как свидетельство того, что процесс вдувания аргона в промковш должен быть оптимизирован в части расхода газа и диаметра пузырьков.

В результате проведенного физического моделирования и промышленных испытаний при разливке на слябовой МНЛЗ показано, что продувка металла в промковше может обеспечивать существенный рафинирующий эффект (удаление неметаллических включений), который во многом зависит от правильного выбора конструкции продувочного узла и параметров вдувания аргона. Для разработанной конструкции кольцевого продувочного блока установлено, что наибольший рафинирующий эффект достигается при его расположении в области стакана-дозатора при расходе аргона в диапазоне 10-12 л•мин-1 и диаметре вдуваемых пузырей аргона не более 3,25 мм. Это способствует максимальному выносу неметаллических включений в покровный шлак.

Промышленные испытания в условиях двухручьевых слябовых МНЛЗ ПАО «Алчевский металлургический комбинат» (г. Алчевск, Украина) показали, что продувочные блоки обеспечивали стабильную газопроницаемость в течение всего периода эксплуатации, а также возможность оперативной корректировки величины расхода газа при продувке в диапазоне от 6 до 16 л•мин-1. При этом поверхность покровного шлака, расположенного около стопора, практически не подвергалась возмущениям и разрушениям, а выход аргона в атмосферу происходил через отверстия и трещины, образовавшиеся в слое шлака. Вдувание аргона через кольцевой продувочный блок не оказывало существенного влияния на процесс работы стопора и не приводило к его дополнительным вибрациям и колебаниям.

С помощью металлографических исследований установлено, что вдувание аргона через кольцевую фурму в пузырьковом режиме обеспечивает определенный рафинирующий эффект в части удаления крупных неметаллических включений. Так количество неметаллических включений размером свыше 50 мкм уменьшается на 40-80%, а включений размером 25-45 мм – на 14-26%. При этом повышение скорости разливки стали увеличивает разницу между количеством крупных неметаллических включений в образцах из опытного и сравнительного слябов.

Библиографический список

  • 1. Birat J.-P., Marchionni C. Continuous Casting, Past, Present and Future. - Revue de Metallurgie. 2005. №11. – P. 732-737.
  • 2. Flick A., Stoiber C. Trends in continuous casting in steel – yesterday, today and tomorrow / Proc. 7th European Continuous Casting Conference. Dusseldorf, Germany. 27th-1st July 2011. – Dusseldorf: METEC, 2011.
  • 3. Sahai Y. Tundish Technology for Clean Steel Production / Y.Sahai, T.Emi //New Jersey: World Scientific. – 2008. – 329 p.
  • 4. Casting Volume / Editor A.W.Cramb. – Pittsburgh, PA: The AISE Steel Foundation, 2003. – 886 p.
  • 5. Zhang L., Thomas B.G. State of the Art in Evaluation and Control of Steel Cleanliness // ISIJ International, Vol. 43 (2003), No. 3. – P. 271–291.
  • 6. Technology for Cleaning of Molten Steel in Tundish / H.Tanaka, R.Nishihara, R.Miura e.a. // ISIJ International, Vol. 34 (1994), No. 11. - P. 868–875.
  • 7. Innovative Technologies in Continuous Casting Tundish / H.Kimura, M.Mori, R.Miura e.a. // Nippon Steel Technical Report, №.61, April, 1994. – P.22-28.
  • 8. L. C. Zhong, L. Y. Li, B. Wang, L. Zhang, L. X. Zhu, and Q. F. Zhang, “Fluid flow behaviour in slab continuous casting tundish with different configurations of gas bubbling curtain,” Ironmaking and Steelmaking, vol. 35, no. 6, pp. 436-440, 2008.
  • 9. Effect of Gas Injection Condition on Fluid Flow in a Two-strand Tundish / Jingtao Zhu, Jingshe Li, Liyuan Sun e.a. // Advanced Materials Research Vols. 291-294, (2011). – P.255-258.
  • 10. Gasspuler in Tundish/ W. Hogler, K. Riepl, A. Klapka. e.a.// Stahl und Eisen, Vol. 114, 1994, No2. – P.65–67.
  • 11. Forced flotation of inclusions in tundish / D. Satish Kumar, T. Rajendra, R. Prasad e.a. // Ironmaking and Steelmaking, Vol.36, 2009, No 6. – P.470-475.
  • 12. K. Chattopadhyay, M. Hasan, M. Isac, and R. I. L. Guthrie, “Physical and mathematical modeling ofinert gas-shrouded ladle nozzles and their role on slag behavior and fluid flow patterns in a deltashaped, four-strand tundish,” Metallurgical and Materials Transactions B, vol. 41, no. 1, pp. 225–233, 2010.
  • 13. Satish Kumar, D.; Rajendra, T.; Prasad, Reddi; Sarkar, A.; Ranjan, Madhu. Forced flotation of inclusions in tundish. - Ironmaking & Steelmaking. - Vol. 36. - N 6. - August. - 2009. - pp. 470-475(6).
  • 14. S. Garcia-Hernandez, J. J. de Barreto, J. A. Ramos-Banderas, and G. Solorio-Diaz. Modeling study of the vortex and short circuit flow effect on inclusion removal in a slab tundish. Steel ResearchInternational. - vol. 81. - №36. – 2010. - pp. 453–460.
  • 15. Geoffrey Brooks, Yuhua Pan, Subagyo and Ken Coley. Modeling of trajectory and residence time of metal droplets in slag-metal-gas emulsions in oxygen steelmaking// Metallurgical and Materials Transactions B. – Vol.36.- №4. - 2005. – р. 525-535.
  • 16. H. Solhed, L. Jonsson, P. Jonsson. A theoretical and Experimental Study of Continuous Casting Tundish Focusing on Slag-Steel Interaction// Metallurgical and Materials Transactions B. – Vol. 33. – N. 2. – April. - 2002. – pp. 173–185 (13).
  • 17. Jani S. A Solid Inclusion Separation at the Steel - Slag Interface for Tundish Conditions in the Continuous Steel Casting Process// Masters Thesis in Scientific Computing at Stockholm University, Sweden 2007. - Department of Numerical Analys is and Computer Science Royal Institute of Technology SE - 10044.
  • 18. Rogler J. Modeling of inclusion removal in a tundish by gas bubbling. – Canada: Eng. Ryerson University, 2004. – 54 p.
  • 19. Greene G.A., Finfrock C., Burson S.B. Phenomenological studies on molten core-concrete interactions// Nuclear Engineering and Design. – Vol. 108. – ISS 1-2. – June. – 1988. – P. 167-177.
  • 20. A. V. Nguyen, J. Ralston, and H. J. Schulze. On modelling of bubble-particle attachment probability in flotation. International Journal of Mineral Processing. – vol. 53. – № 4. – 1998. – pp. 225-249.
  • 21. H. Arcos-Gutierrez, J. de J. Barreto, S. Garcia-Hernandez A. Ramos-Banderas Mathematical analysis of inclusion removal from liquid steel by gas bubbling in a casting tundish. Applied Mathematics. - April. – 2012. pp. 1-16.
  Доклад №11
РЕКЛАМА НА САЙТЕ

КНИГИ ПО МЕТАЛЛУРГИИ