Энергетические закономерности и особенности формирования слитка при плазменно-дуговой плавке

Независимость используемых источников теплоты и аналогия конструктивно-технологических схем ПДП и ЭЛП делают эти процессы во многом сходными и в энергетическом отношении.

Как отмечалось ранее, с помощью электроннолучевых пушек нагреваемому металлу может быть передано от 60 до 95 % затраченной энергии. Потери ее при электронной бомбардировке возрастают с увеличением температуры плавления металла и ухудшением динамического вакуума в камере печи. В случае переплава сталей или сплавов на основе железа и никеля используется в среднем 80—85 % начальной энергии электронного луча.

Тепловой КПД плазмотрона, т. е. отношение мощности энерговыделения за срезом его сопла к общей электрической мощности, также изменяется в широких пределах (45—85 %) и зависит от конструктивных особенностей плазмотрона и рода плазмообразующего газа. При оптимальных режимах работы плазмотрона с использованием аргона относительные потери энергии в его сопле и на электроде (катоде) составляют не менее 25 %, а по мере разбавления аргоновой плазмы азотом уменьшаются до 15 %. Это означает, что при плазменно-дуговом нагреве металла может быть использовано около 75—85 % подведенной электрической энергии.

Энергия, выделяемая за срезом сопла плазмотрона, расходуется полезно на плавление металла заготовки и поддержание расплава в кристаллизаторе. К бесполезным потерям теплоты относятся нагрев верхнего пояса кристаллизатора, камеры печи и соседних плазмотронов (рис. 119).

По аналогии с ЭЛП процесс ПДП организуют так, чтобы обеспечить наилучшие условия (интенсивность и однородность) нагрева металлической ванны. Наибольшей эффективностью в этом отношении обладают многоплазмотронные печи ПДП с вертикальной подачей расходуемой заготовки. Сжатые электрические дуги поворотом плазмотронов ориентируют на поверхность металлической ванны так, чтобы в соответствии с конфигурацией кристаллизатора создать на ее поверхности по возможности однородное распределение температуры.

Расплав в кристаллизаторе нагревается путем электронной и ионной (на переменном токе) бомбардировки, а также за счет радиационно-конвективного теплообмена с плазмой столба дуги. Расходуемая заготовка обычно не включается в электрическую цепь источника питания и ее плавление осуществляется посредством только конвективной и лучистой теплопередач от плазменного факела. Поэтому вклад теплоты в металлическую ванну при оптимальном режиме ПДП примерно в 1,5 раза больше, чем в заготовку.

Увеличение коэффициента заполнения кристаллизатора и уменьшение расстояния между оплавляющимся торцом заготовки и поверхностью металлической ванны приводят к возрастанию теплоотдачи от столба плазменной дуги в оба указанных объекта. Эффективность использования теплоты повышается также с увеличением мощности плазмотронов (за счет увеличения тока дуги и применения многоатомных газов). Так, суммарный вклад энергии в металлическую ванну при работе на аргоне составляет 25—30 % затраченной энергии, а в случае применения азота в качестве плазмообразующего газа может быть повышен до 60 %. Однако количество теплоты, сообщаемой расходуемой заготовке и поступающей в кристаллизатор с каплями расплавленного металла, в общем тепловом балансе процесса ПДП сравнительно невелико и по аналогии с ЭЛП не может превышать 30 % общих энергетических затрат.

Водоохлаждаемый кристаллизатор — самый теплонапряженный узел плазменно-дуговой печи. Кроме отвода теплоты с периферии металлической ванны и боковой поверхности слитка, верхний пояс кристаллизатора воспринимает значительную тепловую нагрузку за счет радиационно-конвективного теплообмена со столбами плазменных дуг. Вклад теплоты в кристаллизатор увеличивается с возрастанием мощности пета. Наибольшая плотность теплового потока в верхней части кристаллизатора высотой до 90 мм, где он контактирует со слитком, составляет 1,5—2,8 МВт/м2, т. е. примерно в 2 раза больше, чем, например, при ЭШП. В зоне газового зазора, термическое сопротивление которого велико, плотность теплового потока в охлаждаемую стенку снижается в 3—10 раз.

При канонической схеме ПДП, когда заготовка экранирует излучение столбов дуг, камера печи воспринимает 15—20 % генерируемой плазмотронами теплоты. В случае ПДП некомпактной шихты тепловая нагрузка свода и стенок камеры, а также охлаждаемых корпусов плазмотронов увеличивается примерно на 10 %. Из-за существенных потерь энергии такая технологическая схема характеризуется в общем небольшой величиной термического КПД — теплота, затраченная на нагрев, плавление и перегрев металла, составляет около 10—15 % общих энергетических затрат на организацию процесса переплава.

Теплотехнические исследования, проведенные сотрудниками ИЭС им. Е.О. Патона на лабораторных и промышленных печах ПДП (каноническая схема), позволили прийти к выводу, что для получения слитка с качественной боковой поверхностью необходимо вкладывать в металлическую ванну от 0,6 до 1,0 кВт*ч на 1 кг стали или сплавов на основе железа. Причем верхний предел этого диапазона соответствует условиям производства слитков с диаметром до 200 мм, а нижний — получению слитков с эквивалентным диаметром поперечного сечения 400—600 мм. Поскольку термический КПД процесса переплава расходуемой заготовки не превышает 30 %, общий удельный расход электроэнергии при оптимальных режимах ПДП изменяется в пределах 1,8—3,0 кВт*ч на 1 кг переплавленной стали, т. е. соответствует аналогичному показателю процесса ЭЛП.

Температурный режим металла в условиях ПДП изучался на небольших лабораторных установках с кристаллизаторами диаметром 10—100 мм и промышленных печах при выплавке слитков диаметром 250 мм. Пирометрия в условиях ПДП представляет собой достаточно серьезную методологическую проблему в связи с различного рода помехами, создаваемыми электрическими дугами. Поэтому измерение температуры металла термопарами и методом яркостной пирометрии с использованием кино- или фотосъемки проводили в момент отключения источника питания печи, а результаты этих исследований касаются в основном лишь изучения температурного поля поверхности металлической ванны в кристаллизаторе.

Установлено, что распределение температуры по поверхности металла в кристаллизаторе как малого, так и большого диаметра неоднородно. При плавлении небольших навесок металла, когда плазменная дуга покрывает всю поверхность расплава, на последней различают две области: зону анодного пятна (место привязки дуги постоянного тока) и зону, лежащую рядом с анодным пятном. В первой зоне, диаметр которой составляет 5—10 мм, температура на несколько сотен градусов превышает температуру ликвидуса переплавляемого металла и колеблется в пределах 0,7—0,85 температуры его кипения. Вне зоны анодного пятна температура поверхности ванны ниже, например, для титана примерно на 400 °C и быстро уменьшается к периферии вплоть до температуры ликвидуса металла.

Увеличение расхода газа (большее сжатие дуги), а также добавки к аргону двухатомных газов способствуют повышению температуры анодного пятна. В то же время имеются данные, свидетельствующие о снижении температуры перегрева поверхности расплава (малых навесок) по мере повышения силы тока дуги. Авторы работы объясняют это усилением конвективного перемешивания жидкого металла и интенсификацией теплообмена его с водоохлаждаемым кристаллизатором. В кристаллизаторах большого диаметра кроме двух названных зон на поверхности металлической ванны имеются участки, на которые не распространяется влияние конвективной теплопередачи плазмы столбов и электронной (ионной) бомбардировки. Нагрев поверхности расплава здесь осуществляется только путем излучения столбов сжатых дуг.

Различие условий теплообмена в различных зонах поверхности металлической ванны является основной причиной существенной неоднородности ее температурного поля. Вместе с тем значительные температурные градиенты на поверхности расплава, мощное динамическое воздействие на нее электрических дуг, сжатых продольным потоком газа, а также взаимодействие различного рода магнитных полей приводят к усиленному перемешиванию жидкого металла и, как следствие, к уменьшению степени перегрева и неравномерности распределения температуры по его поверхности.

Сравнение результатов замеров температуры поверхности расплава в кристаллизаторах малого (один плазмотрон) и большого (несколько плазмотронов) диаметра показывает, что в первом случае перегрев металла над температурой его ликвидуса значительно выше, чем в многоплазмотронных печах. Так, если при плазменно-дуговом нагреве небольших навесок величина этого перегрева составляет для железа более 700 °С, никеля — более 500 °С, то в наиболее горячих участках поверхности ванны в кристаллизаторе диаметром 250 мм (нержавеющая сталь) перегрев достигал немногим более 200 °C. Об этом свидетельствуют и данные зондирования термопарами металлической ванны в кристаллизаторе диаметром 75 мм (табл. 74). Надо отметить, что перечисленные результаты были получены в условиях ПДП при неподвижном слитке, когда скорость его вытягивания из кристаллизатора была равна нулю. По мнению авторов работ, в случае поступления в ванну жидкого металла с оплавляющейся заготовки температура поверхности расплава в кристаллизаторе выравнивается еще в большей мере путем снижения ее в центральной зоне и повышения на периферии.

Систематические исследования температурного режима металлической ванны и взаимосвязи его с технологическими и энергетическими особенностями ПДП, к сожалению, проведены не были. Предполагают, что градиент температуры по глубине ванны при ПДП сопоставим с аналогичным показателем для условий ЭЛП. При минимальной скорости наплавления слитка (мелкая ванна с плоским дном) величина его у фронта затвердевания составляет 8—10 °C /мм и намного превышает градиент температуры для условий формирования слитка в печах ВДП близкой емкости также при минимальной производительности переплава (0,5—1,0 °С/мм).

Геометрию металлической ванны при ПДП принято характеризовать коэффициентами глубины kг и формы аф. Первый представляет собой отношение наибольшей глубины ванны к ее диаметру, а второй — отношение глубины ванны на половине радиуса слитка к ее глубине на оси. По аналогии с ЭЛП основным фактором воздействия на глубину и форму металлической ванны в установившемся режиме ПДП является скорость плавления расходуемой заготовки и, соответственно, скорость вытягивания слитка (рис. 120, а). При малой производительности переплава профиль металлической ванны можно изменить также за счет варьирования мощностью плазмотронов и их ориентации (радиальная, тангенциальная, комбинированная) относительно поверхности расплава. Так, с повышением вклада теплоты в кристаллизатор при постоянной скорости вытягивания слитка максимальная глубина ванны не увеличивается, но профиль ее дна уплощается (рис. 120, б).

Таким образом, независимый источник теплоты, используемый при ПДП, позволяет регулированием производительности процесса и энергии, вкладываемой в металлическую ванну, изменять геометрию фронта затвердевания и, следовательно, направленность роста главных осей дендритов в структуре формируемого слитка.

Глубина и форма ванны служат косвенными показателями условий кристаллизации металла при формировании слитка в водоохлаждаемом кристаллизаторе, которые взаимосвязаны с температурным градиентом и протяженностью области пребывания металла в твердожидком состоянии. Эта взаимосвязь для условий ЭЛП наглядно выражена мнемонической схемой. Поскольку при ПДП также используется независимый источник теплоты, то такая схема может быть применена для отражения влияния режимов переплава на показатели затвердевания металла и в условиях ПДП. В соответствии с этой схемой воздействовать на формирование кристаллической структуры металла в слитке можно по двум направлениям.

При постоянной электрической мощности плазмотронов и использовании кристаллизатора заданного поперечного сечения производительность переплава определяется исключительно скоростью подачи расходуемой заготовки. Производительность обусловливает максимальную глубину металлической ванны, конфигурацию ее профиля и, следовательно, скорость кристаллизации металла по фронту затвердевания. При квазистационарном режиме переплава перечисленные параметры в совокупности с теплофизическими свойствами металла приводят к установлению определенного градиента температуры по глубине металлической ванны и протяженности двухфазной области. От последней при выбранной скорости вытягивания слитка зависят продолжительность пребывания металла в твердожидком состоянии и, следовательно, показатели дисперсности его кристаллической структуры.

Описанное является основной цепью взаимосвязи режимов процесса с показателями качества микроструктуры затвердевшего металла, которая характерна для всех перечисленных способов направленного формирования слитка в кристаллизаторе. Вместе с тем независимые источники теплоты (ЭЛП, ПДП) дают возможность внести коррективы в эту взаимосвязь путем воздействия на температурный градиент в металлической ванне в определенной мере независимо от производительности процесса. Результат такого воздействия внешне проявляется в том, что при ПДП можно уменьшать скорость подачи расходуемой заготовки при сохранении, однако, металлической ванны в состоянии необходимого перегрева. Это особенно важно для периферийных ее участков, поскольку температура поверхности ванны в зоне контакта со стенкой кристаллизатора обусловливает качество боковой поверхности слитка. В основном именно с такой точки зрения рассматривают обычно особенности процессов с независимыми источниками теплоты. Однако возможность сохранения теплосодержания расплава в кристаллизаторе на требуемом уровне независимо от производительности переплавного процесса нужно трактовать в более широком смысле, а именно в аспекте целенаправленного воздействия на затвердевание металла.

Основной параметр регулирования скорости продвижения фронта затвердевания металла при формировании слитка в установившемся режиме переплава — массовая скорость наполнения кристаллизатора или производные от нее величины: скорость плавления расходуемой заготовки и вытягивания слитка. Однако какими будут топография фронта затвердевания, направление и скорость роста главных осей дендритов, протяженность двухфазной зоны, локальное время затвердевания металла в различных участках этого фронта и, следовательно, степень дисперсности дендритной структуры по сечению слитка, во многом зависит от величины температурного градиента у фронта затвердевания. Существенное влияние на последний фактор оказывает величина тепловложения в металлическую ванну именно от независимого источника теплоты, и степень этого воздействия увеличивается по мере уменьшения производительности переплава и диаметра кристаллизатора, т. е. объема расплава в последнем.

К сожалению, проиллюстрировать взаимосвязь технологических режимов процесса и качества микроструктуры металла в слитке ПДП можно результатами лишь одного исследования. При получении небольших слитков стали ШХ15 методом ПДП сдерживание производительности переплава при неизменной мощности плазмотронов приводит не только к уменьшению скорости кристаллизации металла, но и к выравниванию ее по фронту затвердевания за счет уплощения дна ванны. При этом возрастание температурного градиента по глубине ванны способствует уменьшению протяженности двухфазной области и, видимо, локального времени затвердевания металла, поскольку структура последнего становится дисперснее и однороднее по сечению слитка (рис. 121). Такая особенность влияния режимов ПДП на плотность дендритной структуры сохраняется и при некотором увеличении диаметра кристаллизатора (табл. 75).

Улучшение условий затвердевания металла по мере снижения производительности ПДП и уменьшения площади поперечного сечения слитка подтверждается также исследованиями химической микронеоднородности стали ШХ15. Количественно степень микронеоднородности, связанную с дендритным ростом, определяют по отношению концентрации элемента в межосных ячейках к содержанию его в центре дендритной ветви. Коэффициенты сегрегации Кi хрома и марганца возрастают с увеличением скорости наплавления слитка (табл. 76).

Кроме того, в слитках, наплавленных с небольшой скоростью, при более благоприятной форме металлической ванны и, следовательно, менее неоднородных условиях затвердевания металла значение коэффициента сегрегации хрома и марганца было практически постоянным по сечению слитка. По мере увеличения производительности процесса и углубления ванны степень химической микронеоднородности металла возрастает в направлении от поверхности к оси слитка. При этом даже в случае использования кристаллизатора малого диаметра (100 мм) различие коэффициентов сегрегации хрома и марганца в образцах металла, отобранных с периферии слитка и его осевой зоны, составляет 15—17 %.

Принципиальных отличий микроструктуры металла стальных слитков, полученных методом ПДП и ЭЛП, также не наблюдается. В настоящее время в промышленном масштабе освоено производство методом ПДП стальных слитков квадратного поперечного сечения (450х450 мм) массой до 2,5 т. Большинство плазменно-дуговых печей в связи с ограниченной мощностью предназначено для получения слитков сравнительно небольшого диаметра (до 250 мм). Металл таких слитков отличается высокой плотностью и однородностью макроструктуры, для которой характерно наличие двух зон. Периферийная, незначительная по ширине, состоит из тонких столбчатых кристаллов, ориентированных под углом в несколько десятков градусов к оси слитка. Остальной объем последнего занимают крупные столбчатые кристаллы, направление роста которых по отношению к вертикали зависит от производительности переплава и, следовательно, глубины и формы металлической ванны. При малой производительности и неглубокой ванне главные оси дендритов отклоняются от вертикали не более чем на 5—10°. По мере повышения скорости вытягивания слитка этот угол увеличивается.

В слитках диаметром до 250 мм, полученных при оптимальных режимах ПДП, практически не встречается центральная зона равноосных кристаллов, характерная для слитков обычного производства и, следовательно, не обнаруживаются макродефекты усадочного и ликвационного происхождения. Независимый источник теплоты позволяет по окончании наплавления слитка осуществлять обогрев и подпитку его головной части при постепенном уменьшении мощности плазмотронов и тем самым легко получать слитки практически без усадочной раковины.

Поверхность слитка ПДП может иметь дефекты различного происхождения. При недостаточных мощности плазмотронов, производительности и вкладе теплоты в периферийную зону поверхности металлической ванны боковая поверхность слитка поражается гофрами. Вытягивание слитка из кристаллизатора при наличии неровностей на внутренней стенке последнего в условиях хорошей смачиваемости ее расплавом или в случае локальной приварки затвердевшей корочки слитка к медной стенке способствует появлению трещин, заливин. При переплаве сплавов, склонных к пленообразованию, или сталей с повышенной степенью загрязненности неметаллическими включениями (эндо- и экзогенного происхождения) на поверхности металлической ванны образуется тугоплавкая пленка шлака, которая оттесняется на периферию ванны и затвердевает на поверхности слитка, снижая его качество. Слитки с такими поверхностными дефектами, естественно, требуют механической обработки перед дальнейшим переделом.

Однако достаточная технологическая гибкость процесса ПДП позволяет получать слитки без поверхностных дефектов, для чего повышают удельные затраты теплоты на обогрев металлической ванны, выбирают оптимальную производительность переплава, применяют небольшие добавки синтетических шлаков.