可反复使用的长寿命Al2O3-C质长水口的设计方案

可反复使用的长寿命Al2O3-C质长水口的设计 可反复使用的长寿命Al2O3-C质长水口的 设计方案 ? 44?F0REIGNREFRACr0RIES Aug.2006 V01.31No.4 可反复使用的长寿命Al2o3一C质 长水口的设计方案 摘要:为了延长AI:0,质长水口的使用寿命,针对渣线部位熔损这一影响寿命的问,采取了新的设计方 案,即增加渣线以下部分的壁厚,提高耐用性;提高上部材质强度弥补因下部重量增加而加大了的颈部断裂危 险性. 水口在长时间和反复使用时,不单单是考虑材质的原始特性,还要注意材料经长时间,反复热震后性能的 变化,特别是使用过程中防止强度降低,持续保持抗热震性是十分重要的. 因此,我们对AI:0,一C质材料的组成成分AhO,,SiC,石墨,熔融SiOt的含量,形状,粒度等要素对材 料在还原气氛下烧成后的特性有哪些影响作了调查,结果发现,A1203微粉配比的适中,石墨形状,SiC添加量 的最佳化,可以在作业要求范围内,保持抗热震性,确立了稳定系数高,可反复使用的长寿命长水口的设计方 案.该设计方案有效地提高了热震后的强度,耐侵蚀性. 关键词:反复使用;AI:0,一C质长水口;设计方案;壁厚;材质 中图分类号:.TQ175.75文献标识码:A文章编号:1000—7563(2006)04一OO44—09 1前言 日本的钢铁生产,受中国经济发展的影响, 这两年保持持续高产,耐火材料的研究开发方向 也从一味追求减少成本向适应高生产效率要求的 长寿命,可靠性高的方面转变.连铸用耐火材料 也不例外,防止长水口裂缝,断裂,使之长寿命 化的研发活动正在进行. ? 2长水口的现状 为了达到提高钢产量,降低耐火材料成本的 目的,要求长水口长寿命化(长时间使用,反复使 用),防止使用过程中出现熔损,氧化,近年来显 得十分重要. 长水口的主要功能就是隔断空气防止氧化以 及吸人N:气,特别是满负荷生产优质钢时,保持 稳定的,持续的不与空气接触的铸造过程尤为重 要,这就要求长水口绝对不能出现裂缝,断裂. 但是,随着长水口的大型化,长尺寸化,浸 渍开口时的内压,预热,保温不充分,经长时间 铸造壁厚减薄等工作条件日益苛刻,再加上耐火 材料自身质量的不稳定性,现状是裂缝,断裂时 有发生. 长水口的常见损毁形态如图l所示,主要损 毁原因归纳于表l.损毁形态有颈部断裂,纵裂 缝,渣线部位熔损,接合部位氧化等,但造成各 种损毁形态的原因是错综复杂的.要保证长水口 稳定使用,长时间使用,反复使用,从材料,构 造,作业条件各方面考虑,采取综合措施是不可 缺少的. 底部侵蚀 圈l长水口的常见损毁形态 2006年8月 第31卷第4期国外耐火材料?45? 表1长水口的主要损毁原因 损毁类型——i垦——里面 座砖侵蚀材料的抗氧化性能不足 (覃篓)热剥落,材料强度不足 垂直裂纹热剥落 渣线侵蚀抗侵蚀性不足 侧墙侵蚀耐磨损性不足 底部侵蚀抗侵蚀耐磨损性不足 外部氧化没有添加抗氧化剂 由于密封性不好导致空气 吸入 预热不充分,操作中装料 预热不充分,操作中装料 钢种,渣的成分 钢水流速,偏流 钢水成分,钢水流速 预热不当,预热过度,钢水 飞溅 目前长水口主要采用A1:0s—C质材料,设计 方案主要采取不同部位(水口主体,浸渍部位,接 合部位,内孔等)使用性能要求不同的A1:0一c 质材料.上部(主体,非浸渍部位)多用抗热震性 好的含SiOz的AIz0s—C质材料,下部(浸渍部位) 用耐侵蚀性好的不含SiOz的A1z0一C质材料. 3长水口长寿命化的基本思路,推进方法 如前所述,长水口的损毁形态有数种,但影 响其寿命的主要因素是渣线部位的熔损.因此, 以提高渣线部位的耐用性为主,从以下方面探讨 水口的长寿化(图2). 图2增加渣线部位耐久性的图解 (1)加大渣线部位以下(下部, 厚,同时增强上部材质的强度 度 初 抗 数.因此,要通过提高上部材质(含SiO的 AIz0一C质材料)的强度来弥补下部重量增加带来 的断裂隐患,以此为目的改善材质. 材质改善的推进方法,首先为了掌握组成 A1:0一C质材料的各种原料的添加量,粒度等对 材料强度和抗热震性的影响,进行了基础试验, 参考其结果,研究实际使用材质的高强度化. 此次评价强度时,不仅要评价材料初期的强 度,还要评价经热震后的强度,对是否满足长时 间使用,反复使用作出判断.而且还要考虑在提 高强度的同时,又不能对抗热震性造成过大影 响. 通常评价抗热震性的指标使用热震破坏系数 R[R=S(1—10)/E?】.式中S:破坏强度;10: 泊松比;E:弹性率;:热膨胀系数.因为10, 的差比较小,抗热震性的一次指标,这里用强度 (S)与弹性率(E)的比值S/E评价,强度(S)用三 点弯曲试验,弹性率用音速试验测定,S/E值越 大抗热震性越好. (2)提高下部材质的耐侵蚀性 以提高下部的耐使用性为目的,下部使用不 含SiO:的AI:0一C质材料. 下部承受钢水长时间浸泡,反复使用时的温 度变化大,因此熔渣造成的化学损伤,材质的时 效劣化,温差造成的微小剥落损伤时有出现.而 且从作业角度来看,也希望长水口在不同的作业 条件下具有稳定的抗热震性. 因而,下部材质的改善,参考(1)的试验结 果,着眼于不拘泥热震条件,改善材质,使其具 有稳定的抗热震性,并在此基础上,提高耐侵蚀 性. 浸渍部)的壁4改善材质的措施 即使使用现用材质,通过加大壁厚也应该能 够提高使用时间.因此,首先考虑加大渣线部位 以下的厚度.但是通过加大渣线部位以下厚度, 渣线部位寿命是提高了,但渣线部位以下的重量 也增加了,所以这就增加了颈部断裂的危险系 4.1调查各原料对材质强度,耐热震性的影响 为了调查A1:0一C质材料的组成成分 A1:0,SiC,石墨,熔融SiO:的含量,形状,粒 度等要素对材料热负荷后的特性有哪些影响,进 行基础试验. 试验中使用的试样,均用指定的原料加结合 ? 46?FOREIGNREFRACTORIES Aug.2006 V01.3lNo.4 剂混炼后,CIP成型,在非氧化气氛中于1000% 烧成. (1)AI:O,微粉量对强度的影响 首先调查AIzO,一C质材料中对强度影响最大 的AlzO,微粉. ?hi:O,单体 为了掌握AIzO,微粉(平均粒径20g,m)在受热 负荷时,对提高强度有多大影响,单独对hi:O, 进行试验. 以微粉与粗颗粒(平均粒径0.4mm)的AIzO, 为原料,加入一定量的酚醛树脂作结合剂,变化 微粉添加量,分别按占AIzO,总量的0%,15%, 30%,45%制作试样,用三点弯曲试验法测量常 温下的抗折强度.然后,以水口实际承受钢水的 温度1550~C为条件,在还原气氛下,分别加热 5,15h,测试试样冷却后的常温抗折强度.结果 如图3所示. l 重 艇 辖 赠 .? / ::::,r未进行,热处理 O?2040 ^lzO,细囊粒含量/% 图3Al.o,对常温抗折强度的影响 随着AIzO,微粉添加量的增加,试样强度增 加了.热处理时,加热时间长短,即5h与15h结 果没有差别,试样强度均增加了,强度增加量以 微粉添加量为45%的试样最大,约4MPa.这是 因为微粉的增加,易于AI:O,进行烧结. ?AI2O3一SiO2一石墨质 接下来调查含SiOz的AI:O,一C质材料的 AlzO,微粉(平均粒径201a,m)的含量对强度及抗热 震性的影响. AI2O3一SiO2一石墨质(AI2O353%,SiO219%, 石墨28%)材料,变化AhO,微粉添加量,分别按 占总量的13%,31%,43%制作试样,试样在 1550~C还原气氛下,加热5h,测试原用砖及该试 样的常温抗折强度和音速弹性率.抗折强度结果 如图4所示,用弹性率计算的S/E值如图5所 示. / 一. 一 ._—一未进行热处理 0204060 ^lto】细囊粒含量/% 图4AI.O,对常温抗折强度的影响 ?—————_-. /加 (j \. / 未进行热处理 0204060 ^lt0】细囊粒含量/% 图5Al3对S/E值的影响 :O,一Si0:一石墨质材料,原砖强度随着 AI:O,微粉添加量的增加而增加,只是增加的幅度 小.虽说比AIzO,微粉的增幅小,但经过热处理 后,强度有所提高. 抗热震性的指标值S/E,与原用砖相比,经 热处理后表现出理想的S/E值,考察经热处理后 的情况,AI:O,微粉添加量也没有影响S/E值, 显示出理想的结果. 热处理后强度提高,抗热震性良好的原因 是:热处理时SiOz气化,气孔率提高抑制了弹性 率;另一方面,AIzO,进行烧结,而且由于SiOz 气化而生成的SiO气体与存在于晶界的碳反应, SiC沉积在晶界部,骨料中颗粒结合得到强化,从 而提高了强度. 从以上结果可以看出,含SiOz的材料 (AI:O,一SiO:一石墨质)中hhO3微粉添加量即使 958575655 8765 =\瑙氍辖辖赙|II l59585756 仉仉?仉仉 2006年8月 第3l卷第4期国外耐火材料?47? 增加到50%左右,热负荷后的强度得到提高而又 不影响抗热震性. (2)SIC对强度,抗热震性的影响 SiC在含石墨的耐火材料中作为防氧化荆发挥 着作用,特别是长时间使用或反复使用的情况 下,材质中添加SiC是起作用的.因此,调查SiC 对强度,抗热震性的影响. ?SiC的添加量 为了掌握SiC的添加量与强度的关系,用 A1:O,一石墨质(Al:O,68%,石墨32%)作基础材 质,分别按3%,5%,8%的量添加SiC(SiC添加 多少,:O,相应减少多少)制成试样,测量原用 砖及在1550~C还原气氛下,加热5h后的试样的 常温抗折强度.结果如图6所示. 图6SiC对抗折强度的影响 SiC添加3%,5%,热处理后强度增加了. 这是因为SiC在CO气氛下,SiC本身生成SiO:同 时CO气体还原成C,组织致密化了,石墨与结 合碳发挥了防氧化作用.因此,为了防止热负荷 后强度下降,SiC的添加量应控制在3%,5%. ?SiC的粒度 为了掌握SiC的粒度与强度和抗热震性的关 系,用Al:O3一石墨质(A12O372%,石墨28%)作 基础材质,分别添加5%的中粒度SiC(平均粒径 301a,m)和SiC微粉(平均粒径2岬)制成试样,测 试试样在常温和在1550~(2,24h还原烧成后的抗 折强度和音速弹性率.加热时间定为24h是为了 研究长时间使用时SiC的效果.抗折强度结果如 图7所示,用弹性率计算的S/E值如图8所示. SiC颗粒表面生成的SiO起到助烧结的作 用,SiC比微粉更易于烧结,提高了抗氧化性,热 负荷后的强度也提高了.且由于添加SiC热负荷 后的弹性率虽有所增加,但增加的程度要比强度 增加的幅度小,从S/E值看,抗热震性几乎一 致.因此,添加SiC微粉更合适. 无SiC中SiC细SiC 图7SiC颗粒尺寸对抗折强度的影响 图8SiC颗粒尺寸对S/E的影响 (3)石墨对强度,抗热震性的影响 石墨影响SiO:的烧结,针对石墨的添加量 形状对强度和抗热震性的影响作一调查.' ?石墨量, A1O,一SiO:一石墨质材料将SiC含量定为 5%,分别按24%,28%,32%的量添加石墨(石 墨的添加量添加多少,Al:O,相应减少多少)制成 试样,测试试样在常温和1550oC,还原气氛下加 热5h后的抗折强度和音速弹性率.抗折强度结果 如图9所示,用弹性率计算的S/E值如图.10所 示. 低石墨含量的试样热负荷后的强度增加了, 这是因为影响A1:O,烧结的石墨含量越少,A1203 越易于烧结,并且随着石墨量的减少,At:O,量增 加了.另一方面石墨含量为22%的试样,因为热 98765432lO 冒d=\嗫辖赠瓣 ? 48?FOREIGNREFRACT0RIES Aug.2006 V01.31No.4 负荷后的弹性增加率高,S/E值大幅度降低.因 此为了在提高热处理后的强度的同时,对抗热震 性又不造成太大的影响,石墨添加量应控制在 28%以上为宜. l,, 1550eC.5h ,', I 禾进行热处理 2025303j 石墨含量/% 圈9石墨添加量对抗折强度的影响 l O.95 O.9 0.85 ×0.8 0?75 0.7 o.65 O.6 J41J,H?E /\. /1550~C.5h 圈lO石墨添加量对S/E值的影响 ?石墨形状 用AI2O3一石墨质(A12O372%,G28%)作基础 材质.分别使用3种不同形状的石墨(A:薄, 细,B:厚,细,C:厚,粗),考察热负荷后对 强度的影响.图ll是各种形状石墨的显微组织, 图12是常温以及在1550~C,24h还原烧成后的抗 折强度测试结果. 从试样热负荷后的强度变化看,添加厚,粗 颗粒的石墨试样,热负荷后,强度有所下降;而 薄,细颗粒的石墨试样A强度增加.原因从显微 组织中可以看出,AI20,颗粒之间的连续性是薄, 细颗粒的石墨试样好(石墨对烧结的影响小), AhO3更易于烧结.因此要提高热处理后的强度, 添加石墨的形状以薄,细颗粒的石墨为宜. (4)SiO2对强度的影响 因为熔融SiO:的热膨胀系数低,添加SiO:以 期增加A1203一石墨质材料的抗热震性.考察添加 量对强度及抗热震性的影响. 考虑到SiO2的添加量对材料的热膨胀率会有 较大影响,评价抗热震性的指标应加上热膨胀 率,用S/Ea表示. 石墨^石墨C 圈豳石墨B 圈图ll各种形状石墨的显徽组织 ? 7? 室6. 娶s. 撼 霎? 3. ^B 图l2常温以及在1550~C,24h还原烧成后的 抗折强度测试结果 在A120s—SiO:一石墨质材料(石墨32%)中将 SiC含量分别按8%,18%,25%制成试样(AI:O3 含量相应分别为60%,50%,43%),测试原用 砖和在1550~C,还原气氛下加热5h后的试样的 抗折强度,弹性率和热膨胀率.抗折强度结果如 图13所示,用弹性率和lOo0?时的热膨胀率计 算的S/Ea值如图l4所示. 增加SiOz的添加量,原用砖的抗折强度降 低.热处理后的强度几乎不受添加量变化的影 响,这是因为比重轻,难溶于树脂的SiO:含量的 增加,造成结合c的连续性丧失,且不利于SiO: 的烧结,强度有降低的趋势;另一方面,SiOz含 量的增加,相应地气化的SiO量,以及由此反应 432lO9876 Id墨\基嗫鞲辖疆枉 2OO6年8月 第3l卷第4期国外耐火材料?49? 生成的SiC的量也增加了,起到了促进高强度化 的作用. S/Ea值热负荷后的试样低下.这是因为热负 荷后的热膨胀率变大,非晶体的熔融SiO:变成方 英石而造成的. 圈13SiO:的添加量对抗折强度的影响 3 2?8 2.6 d2?4 2.2 呐 2 I.8 1.6 圈14SIO3的添加量对S/Ea的影响 SiO2一般来讲耐侵蚀性较差,为了保证长时 间连铸,控制SiO:含量为宜.因此,从平衡抗热 震性,常温及热负荷后的强度,耐侵蚀性考虑, 在必须添加SiO:的部位,添加量控制在10% 20%为宜. 4.2现场水口的实际运用 以上述基础试验结果为基础,将改进材料用 于实际水口. (1)A钢厂的原用材质与改进材质的对比 ?上部材质的高强度化 下部(浸渍部位)重量的增加,应强化上部(非 浸渍部位)材质的强度来保证颈部的安全系数,试 制高强度的材质. 表2是原有材质与改进材质的化学组成及一 般性能的对比表.用原有材质Al和石墨含量稍 低的A2为基础材料,增加Al中的AI:O,微粉配 比,减少SiO2的含量,添加SiC微粉,改变石墨 形状作为改进材质Bl,减少A2中的A1:O3含 量,减少SiO2的含量,添加SiC微粉,增加石墨 含量,改变石墨形状作为改进材质B2.各种材质 的强度评价,考察原用砖及在接近实际使用条件 1400?下还原烧成后的试料的强度.还原烧成参 照实际使用条件,相对短时间使用按5h,短时间 反复使用按5h+5h(加热5h冷却,再加热5h), 长时间使用按24h模拟试验.各试样的常温抗折 强度测试结果如图l5所示.相对于原用材质 Al,A2而言,改进材质BI,B2在两种试验条件 下,强度都得到了提高,是改善颈部断裂的优选 材质.虽说在5h+5h反复加热后出现降低趋势, 这是因为反复冷热冲击时熔融SiO:方英石化,此 时的体积变化引起了组织脆弱化的缘故. 表2原有材质与改进材质性能I上部) 化学组成/% AJ2o3 Si02 siC Fc 改进(At—BI) AJ2o3 si02 siC 石墨 体积密度/g?cin 显气孔率/% 4648 25? 一 4 2928 细颗粒含量增加 数量减少 添加 细颗粒 2.282.29 13.915.O ^2 化学组成/% AI2O3 si02 siC F,C 改进(A2—132) AJ2o3 si02 siC 石墨 体积密度/g?cin 显气孔率/% 51 26 — 22 46 14 4 35 含量减少 含量减少 添加 含量增加,细颗粒 2.362.35 13.912.7 为了评价抗热震性,进行?T热剥落试验. 试验示意图如图l6所示.AT热剥落试验是一种 将外径l15mm,内径70ram带底板的圆筒试样于 ? 50?F0REIGNRE兀tACT0RIES Aug.2006 V0】.31No.4 1550?(或140o?)下加热后,浸于水中,从筒内 是否进水判断是否有裂纹产生,反复冷热循环直 至出现裂纹,以出现裂纹时的循环次数来评价抗 热震性的方法.试样采用圆筒状近似于实际水口 形状有利于评价结果,此次试验致力于提高实际 水口上部材质的高强度化,作为抗热震性的评价 方法,采用此方法试验结果更具说服力.表3是 试验结果,从表中可以看出:B2比A2明显更具 耐热震性.但B1的抗热震性要比A1弱,在 1550~C水冷两次就出现了裂纹,但在1400?水冷 时没有出现裂纹,抗热震性与目前使用的A2材 质大致相同,不影响实际使用. l1 lO 笔 9 镬 娄s 赙 肇7 6 ?未进行热处理?1400'12.5h 图l5各试祥的常温抗折强度测试结果 图l6试验示意图 从以上结果可以认定,B1,B2可以作为改善 材质用于水口上部. ?下部材质的高耐用化 下部(浸渍部位)材质应着眼于耐用性,参考 基础试验结果,试制不受热负荷条件影响,具有 稳定抗热震性,较高耐侵蚀性的材料. 表3水口上部材料的抗刊落试验结果 O一无裂纹;x一有裂纹 表4原有材质与改进材质性能(下部) 表4是原有材质与改进材质的化学组成及一 般性能的对比表.用原有材质不添加SiC的A3和 添加5%SiC的A4为基础材料,增加A3中的 A1203微粉配比,添加SiC微粉,改变石墨形状作 为改进材质B3,减少A4中的Al:O,含量,减少 SiC微粉,改变石墨形状作为改进材质B4.各种 材质的强度评价,考察原用砖及在接近实际使用 条件于1550?下还原烧成后的试样的强度.还原 2006年8月 第3l卷第4期国外耐火材料?51? 烧成分别在5h,24h,反复使用5h+5h三种条件 下进行.为评价各试样的抗热震性及耐侵蚀性, 测量常温抗折强度和音速弹性率,并将试样放入 合成渣中作浸渍试验.浸渍试验使用高频熔解炉 加热,在1600?的Ti—SULC钢水上覆盖碱度C/ S=1的合成渣,对棒状试样作浸渍试验. 图17是24h加热条件下的S/E值,图18是 各种材质的?S/E值.此处的?S/E是指包括原 用砖在内的四种温度条件下的S/E最大值与最小 值之差.?S/E越小,说明抗热震性不受热负荷 的影响.耐侵蚀性指数以A3的熔损速度为100, 如图19所示.熔损指数越低耐侵蚀性越好. 图1724h加热条件下的S/E值 儿0 105 凝100 羹95 瞪9o 85 80 图l8各种材质的AS/E值 A3B3A4B4 图l9耐侵蚀性指数 改进材质B3,B4与原用材质A3,A4相比, 两者的抗热震性均较稳定,耐侵蚀性也有所改 善,达到了期望值. 从以上结果可以认定,B3,B4可以作为改善 材质用于水口下部. 5实际水口结构评价 对使用改进材质制作的实物结构进行评价. ?利用FEM确认材质的改善效果 利用原用材质,改进材质的物理性能值,用 FEM法计算变更材质的情况下实物构造体产生的 热应力,评价断裂危险系数(任意点的最大应力/ 抗折强度).结果如图20所示,从图中可知由于 材质的改善,构造体的危险系数降低了. 传统材料改进材料改进材料 (^l+^3)(Bl+B3)(B2+B4) 图2o断裂危险系数 ?质量均匀性的评价 质量要求均匀性,若是组织体结构不均匀, 结构整体的强度受强度最弱部位的影响而降低, 出现裂缝,折损的概率高.通过肥皂泡气密试 验,测试改进材质制作的实际水口质体的均匀 性,用抗折强度评价结构强度的均匀性. 肥皂泡气密试验如图21所示,塞堵水口的上 下口,从上向水口内送入压缩空气,目视水口外 体喷洒肥皂水时有无水泡产生.. 图22(a)是以往实际使用时出现的裂缝.图 22(b)是用与图22(a)所示水口同一材料,同一方 法制作的水口结构体的肥皂泡气密试验结果.图 22(C)是此次试验用改进材料(B1+B3),采用新 的填充方法制作的水口结构体的肥皂泡气密试验 结果. 原材质水口可观察到由于物料的偏析出现了 条纹水样,结构均匀性差.根据此结构可推断, ??加????加m0 \蔽圜烈区 000000000 ?52?FOREIGNREFRACT0RIES Aug.2006 V01.31No.4 物料的偏析,结构不均匀是产生横向,螺旋状裂 痕的原因,而改进材料制作的水口结构体没有出 现偏析条纹,证明材质的改善提高了水口结构的 均匀性,可靠性. 圈2l肥皂泡气密试验 圈圈圈22显徽结构不均匀产生的裂纹及 均匀显徽结构的评估 (-)钢包耐火砖套_内的裂纹;(b)肥皂泡试验(普通 的);(c)肥皂泡试验(改进的) 接下来,评价水口部位别的强度均匀性.将 原材质,改进材质制作的水口,在距下端230.砌 处截断,用下端部分沿圆周等距离取48块试样, 规格20ram×20I姗×80I姗,分别测试试样的常温 强度,结果如图23所示.平均强度6.3MPa一 7.8MPa,均匀指标威伯尔m值19.6—40.7,大 幅度提高了. 根据以上结果,开发出高强度,结构(组织, 强度)均匀,性能稳定的长水口. 目目 6实际使用试验 在上述试验的基础上,分别将Bl+B3, B2+B4制作的水口用于现场实际试验.在n=5 试验阶段,尚未出现裂缝,折断等问题,性能稳 定.今后以进一步提高长时问铸造,可反复使用 次数为目标,继续试验. 7 为了提高AI:O,一石墨质长水口的寿命,采取 加厚下部壁厚的方案,并进行了相关材质的改进 研究,设计出如上所述的可长时间使用,反复使 用的长水口. 徐庆斌编译自<第86回铸造用耐火物专门委员会 集> 王守权校 收稿日期:2006—03—03