板坯连铸漏钢与铸机设备精度之间的关系

分析了武钢二炼钢2号板坯连铸机2002年17次漏钢的原因，认为连铸机设备精度不够是造成漏钢的主要原因。通过严格监控连铸机设备精度；调整振动机构使结晶器振幅达到要求，振动偏摆降至0．2mm；稳定结晶器倒难度；铜板接缝小于0．3mm；结晶器铜板本体材质改为Cu-Cr-Zr；结晶器与二冷段对弧误差小于0．5mm；定期更换设备等措施，使2号机在2003年达到全年无漏钢事故。     

CSP连铸结晶器国产保护渣的应用

连铸结晶器保护渣对铸机的浇注和铸坯表面质量有着显著影响。从马钢CSP连铸机投产以来一直使用进口保护渣,2006年1月生产SS400钢种时出现频繁漏钢,后来采用某国产保护渣。生产300炉。未发生漏钢事故,马钢使用超低碳钢保护渣,通过对保护渣的物理、化学性能及其影响因素的分析,提出了适合CSP连铸机结晶器保护渣的各项性能指标。     

优化生产工艺 提高带钢坯质量

针对莱钢1#带钢坯连铸机生产中存在的漏钢、铸坯质量缺陷等问题,对漏钢原因、结晶器结构、二冷水、保护渣、钢水成分等进行了分析,采取了开发新保护渣、严格对弧精度、改进二冷系统、优化工艺参数等措施,实现了炉机匹配,减少了漏钢事故,铸坯合格率达到99.97%,满足了全连铸生产的需要。     

板坯连铸机漏钢原因的分析及改进措施

通过分析天铁炼钢厂板坯连铸机漏钢事故，指出高温钢、上水口裂、下水口穿孔、局部液渣层厚度不够、拉速过快和变化过大等是造成漏钢的主要原因。采取控制高温钢、规范耐材使用以及稳定拉速等措施，使漏钢率由0．092％降至0．015％。     

CSP工艺生产集装箱钢漏钢原因分析及控制措施

结合理论研究和生产实践从钢水成分、钢水过热度,结晶器锥度、结晶器保护渣等方面分析了薄板坯连铸机生产集装箱钢纵裂漏钢和粘连漏钢原因,并且采用了一系列控制措施,如钢中碳含量、硫含量、钢水过热度、结晶器的传热控制、二冷区的弱冷控制、结晶器流场控制等措施,将薄板坯连铸机生产集装箱钢漏钢率由1.25%降至0.35%。     

梅钢2号连铸机包晶钢保护渣的优化与应用

针对梅钢2号连铸机在浇铸包晶钢时出现漏钢报警率高的问题,在调查分析漏钢预报率高原因的基础上,通过对包晶钢保护渣的研究,开发出了梅钢2号连铸机包晶钢保护渣。工业生产试用表明,该试验渣性能稳定,在结晶器内使用状况良好,所浇铸坯表面质量良好,未发生漏钢报警现象。     

方坯连铸机漏钢原因分析及改进措施

统计了唐钢第二钢轧厂方坯连铸机2008年漏钢情况,分析了夹渣漏钢、粘结漏钢和角部裂纹漏钢的特点及机理。产生各类漏钢的主要原因是保护渣的性能、结晶器的精度、钢水过热度、拉速及浸入式水口的对中、操作等因素。通过采取相应的措施,铸机的漏钢率有明显的降低。     

板坯连铸机粘结漏钢与结晶器保护渣的关系

在板坯连铸机的漏钢事故中，粘结漏钢占的比例最大，粘结漏钢往往与所使用的结晶器保护渣有很大关系。结合鞍钢第三炼钢厂板坯连铸机多年来的生产实践，阐述了板坯连铸机粘结漏钢与结晶器保护渣的关系，并提出了一些防止漏钢的措施。     

天钢40Si2MnV钢浇铸稳定性工艺研究

针对天钢集团公司的6流150mm×150mm方坯连铸机生产高硅含钒钢40Si2MnV时多次发生漏钢事故的现状,开展了稳定浇铸40Si2MnV钢水的工艺研究。通过分析,确定漏钢发生的主要原因包括Si在局部富集、结晶器保护渣性能异变和浇铸过程中结晶器冷却不均等。通过对精炼冶炼氩气供给制度、连铸冷却制度的优化及规范保护渣的保存与使用,得到了连浇22炉40Si2MnV钢水而未发生漏钢停流事故的较好效果。     

唐钢降低小方坯连铸漏钢工艺措施

统计了唐钢第二钢轧厂方坯连铸机2010年漏钢情况,分析了夹渣漏钢、粘结漏钢和角部裂纹漏钢的特点及机理,找出了漏钢产生的主要原因与保护渣的性能、结晶器的精度、钢水过热度、拉速、浸入式水口的对中、操作等因素有关,采取相应的改进措施后,铸机的漏钢率有了明显降低。     

唐钢中厚板厂连铸保护渣结晶器渣膜矿相分析

为改善唐钢中厚板厂船板钢的浇铸条件以及铸坯质量,将现场所用保护渣A进行调整形成保护渣B。基于相图平衡计算,采用光学显微镜对保护渣A和B在结晶器内的渣膜进行观察,研究渣膜结构对保护渣润滑和传热的影响机制。结果表明,保护渣A析晶温度和析晶率较高,析晶矿相主要为导热系数大的黄长石,渣膜中存在不均匀分布的气孔,使得铸坯向结晶器传热较快且不均匀,并恶化铸坯润滑,导致发生黏结漏钢,且铸坯出现裂纹,轧材合格率为98.73%。而保护渣B析晶温度和析晶率相应有所降低,渣膜结构分层明显,存在玻璃层,析晶矿相有适量导热系数小的枪晶石,有少量气孔,能有效控制铸坯向结晶器壁的均匀传热,并保证润滑铸坯,避免了黏结漏钢,且显著减少了铸坯裂纹率,轧材合格率为99.65%。     

连铸结晶器黏结漏钢的可视化及其识别方法

基于现场实测热电偶温度数据,将结晶器铜板温度及其变化速率进行2维可视化。综合考虑黏结形成和发展过程中结晶器铜板温度随时间的变化和空间传播行为,借助计算机图像处理中的8连通区域标记和边界跟踪算法,提取了异常区域的结晶器铜板温度、位置、时间等信息,计算了结晶器铜板温度变化速率的均值、最大值、区域的面积、宽度、高度及其纵向和横向移动速率特征,对实际浇铸过程中多例漏钢样本的共性特征进行了统计和归纳。结果表明,结晶器铜板温度变化速率、几何特征与传播速率能够作为黏结漏钢在线预报的重要判据,为提高漏钢预报系统准确率提供参考,减少漏钢事故,同时为结晶器可视化、智能化监控技术开发提供方法和依据。     

结晶器专家系统在莱钢宽厚板连铸机中的应用

为减少漏钢事故,莱钢在宽厚板连铸机应用结晶器专家系统,使用神经元网络模块建立振动摩擦力分析模型,通过拉钢过程中摩擦力的变化特征来预报不同类型的漏钢;将实时采集到的热电偶温度、拉速、液位、摩擦力等作为模型的基本参数,钢种、水垢厚度、保护渣、铸坯宽度等作为辅助参数,建立结晶器热力学模型,采用离线方式训练神经元网络。应用表明,连铸过程漏钢预警预报频率逐渐减少。     

碳含量及连铸工艺参数对宽厚板坯结晶器热流的影响

对钢厂0.07%~0.18%C钢220~320 mm×1 800~2700 mm宽厚板的连铸过程进行了一年的在线检测与统计,研究了不同碳含量的钢种的拉速(0.65~1.2 m/min),钢水过热度(13~35℃),结晶器进水温度(27~35℃)和结晶器液位(775~810 mm)等工艺参数对结晶器铜板热流的影响。结果表明,浇铸220 mm板坯的结晶器热流随拉速增加而上升,但拉速>1.05 m/min时热流不再增大;对具有包晶反应的钢种,宽面与窄面热流随钢液过热度的增加而增大,但进水温度升高,热流降低;受包晶相变收缩的影响,浇铸0.13%C钢时结晶器热流最低。     

高效板坯连铸结晶器监控技术集成系统开发

以LabVIEW为开发工具,采用人工神经网络技术、铜板热成像等可视化手段,开发了一套集成漏钢预报、结晶器热行为、非正弦振动技术以及钢液面流动特性的结晶器在线监控系统,并实施了在线应用,半年试运行表明系统达到了设计要求。     

板坯结晶器非正弦振动参数优化

基于现场拉速提高后中碳钢、低合金钢等铸坯表面产生裂纹缺陷,对非正弦振动系统及保护渣指标进行优化,优化后振动参数配合调整后的保护渣,随拉速波动变化平稳,振幅能够随着拉速相应调整,保护渣消耗量增加0.03～0.05 kg/t,负滑脱时间稳定为0.18 s,负滑动比率稳定在36%左右,铸坯脱模效果及表面质量明显提高。     

连铸结晶器铜板与坯壳间摩擦力的分析与研究

通过连铸机在生产过程中结晶器铜板与坯壳间摩擦力及摩擦功的分析与研究,得出其数学模型,并根据其特征值的变化预报粘结与裂纹漏钢.     

Mold behavior and its influence on quality in the continuous casting of steel slabs: Part II. Mold heat transfer,mold flux behavior,formation of oscillation marks,longitudinal off-corner depressions,and subsurface cracks

Axial heat-flux profiles have been determined quantitatively from temperature measurements conducted on a slab mold under routine operating conditions. As in earlier studies, the heat flux was observed to have a maximum value at the meniscus and to decline with increasing distance down the mold. The mold heat flux increased with increasing casting speed and was greater with a mold powder having lower viscosity and melting point being applied as lubricant. The heat extraction was largest while casting 0.29 pet carbon steel and least for a 0.09 pet carbon grade; reducing the depth of the submerged entry nozzle increased the heat flux slightly in the upper region of the mold. Most significant was the higher heat flux observed at the meniscus of the outside-radius face, attributable to the locally greater copper plate thickness compared to that of the opposite broad face. All of the measurements can be explained straightforwardly by heat flow in the vicinity of the meniscus and the resulting behavior of the so-called slag rim adjacent to the mold wall. It is postulated that the difference in copper plate thickness between the two broad faces at the meniscus causes the slag rim to be smaller on the outside-radius face which gives rise to shallower oscillation marks, as observed, higher heat transfer, and a slightly thicker solid shell. The dissimilar behavior has implications for quality because the inside-radius shell, experiencing reduced heat extraction, cools and shrinks less than the outside-radius shell. Thus, for a given end-plate taper, the narrow face of the slab adjacent to the inside radius can push against the end plate, accelerating copper wear, and, owing to squeezing of the broad face, cause an off-corner depression and subsurface crack toward the mold exit. If this is correct, maintenance of the same copper plate thickness at the meniscus is fundamental to preventing such an occurrence. Moreover, adjustment of the heat extraction at the meniscus should be achievable by changing copper plate thickness, mold coating thickness/conductivity, cooling water velocity, cooling channel configuration, and mold flux composition for a given steel grade. Formerly Graduate Student, Centre for Metallurgical Process Engineering, The University of British Columbia,