» » Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)
06.02.2015

Внедрение технологии контролируемого вторичного охлаждения при настройке и освоении новых МНЛЗ требует соответствующей коррекции режимов охлаждения непрерывнолитого слитка в зоне вторичного охлаждения с целью обеспечения последующего бездефектного упругопластического деформирования последних в двухфазном состоянии и с ярко выраженным неравномерным распределением температуры по толщине закристаллизовавшейся корочки. Наличие неравномерного температурного поля, характеризующегося разностью температур между наружными и внутренними слоями закристаллизовавшейся корочки в несколько сотен градусов, будет определять как характер распределения по сечению, так и величину напряжений, являющихся начальными для последующего процесса деформирования.
Эффективность реализуемого обжатия определяется соотношением толщин жидкой и твердой фаз на рассматриваемом участке деформации. При этом в случае принятия модели кристаллизации по принципу минислитка в двухфазной зоне целесообразно выделить следующие зоны: свободной подпитки; «фильтрации»; непроницаемых перегородок.
Для зоны свободной подпитки характерным является то обстоятельство, что подпитка образующихся усадочных пустот происходит без ограничений. В свою очередь, появление дендритной сетки во второй зоне приводит к тому, что металл встречает сопротивление последней при своем движении в области усадочных пустот. Возникновение непроницаемых перегородок и разделение усадочных пор приводит к тому, что усадка металла при затвердевании вызывает образование пористости.
Для выбора участка приложения заданного обжатия на непрерывнолитых блюмах с жидкой сердцевиной целесообразно привлечь модель изменения теплового состояния последних в процессе непрерывной разливки на МНЛЗ. При этом теплообмен на поверхности заготовок определяется функцией распределения коэффициентов теплоотдачи по длине МНЛЗ. которая связана с интенсивностью охлаждения заготовки по периметру, выбранной из условий получения качественного металла на выходе из МНЛЗ,
Использование компьютерного моделирования температурного поля в затвердевающей заготовке связано с решением нелинейного уравнения теплопроводности для призмы с конкретно заданными условиями теплообмена. В качестве математической модели расчетов температурного поля в прямоугольном слитке использовано нелинейное уравнение теплопроводности
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

с граничными условиями третьего рода
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

где сэф и λэф - эффективные удельная теплоемкость и коэффициент теплопроводности; α - суммарный коэффициент теплоотдачи с поверхности заготовки, Вт/(м2*К); tпов и tср - температуры поверхности и среды, °С; х=Х/l1, y=Y/l2; х, у — координаты по поперечному сечению слитка; т — время; l — координата по длине слитка.
Начальные условия задавали в виде t(x. y, 0) = F(x, у). Здесь F(x, y) -функция распределения температур по поперечному сечению заготовки при поступлении в кристаллизатор. Эффективные значения удельной теплоемкости сэф и коэффициента теплопроводности λэф заданы с учетом величины относительного количества твердой фазы в расплаве согласно рекомендациям работы.
В качестве исходной установки для моделирования температурного состояния слитков принята МНЛЗ радиального типа, работающая в кислородно, конвертерном цехе ОАО «Днепровский металлургический комбинат им. Дзержинского». Моделирование и анализ теплового состояния блюмов осуществлен с помощью программного комплекса ANSYS (версия 6.0) американской технологической корпорации ANSYS & Co на примере получения не прерывнолитого блюма сечением 335x400 мм из стали, принадлежащей к одной из трех групп; I группа - С≤0,35%; II группа - 0,35%≤С≤0,50%; TIT группа -С≥0,50%. Численная реализация температурной задачи осуществлена методом конечных элементов при помощи модуля THERMAL, интегрированного в ANSYS. На первой стадии работ определяли двумерное температурное поле слитка при разливке.
Определение параметров теплообмена в зоне вторичного охлаждения подразумевает предварительный расчет состояния слитка в кристаллизаторе. Для расчета температуры слитка в кристаллизаторе задавали граничные условия третьего рода:
для широкой грани
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

для узкой грани
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Для упрощения расчетов кристаллизатор по длине разбивали на горизонты с разными коэффициентами теплоотдачи. Предполагали, что в горизонтах кристаллизатора равномерное распределение коэффициента теплоотдачи по поверхности и постоянная температура внешней среды (стенки кристаллизатора). Это позволяет задать такие коэффициенты, которые учитывают особенности прохождения слитка в кристаллизаторе зон плотного контакта и газовой зазора.
Задание коэффициентов теплоотдачи производилось так, чтобы распре деление температуры поверхности по периметру после прохождения кристаллизатора было соизмеримым с экспериментальными данными и отвечало условиям рационального охлаждения: монотонное снижение температуры по длине слитка; равномерное распределение температур по периметру; обеспечение температуры поверхности слитка в конце зоны вторичного охлаждения не ниже 800-900°С. Кроме того, в качестве особого критерия контроля правильности задания коэффициента теплоотдачи использовали толщину закристаллизовавшейся корочки после кристаллизатора и длину жидкой лунки. В расчете температуры заготовки при прохождении зоны вторичного охлаждения принимали, как и в расчете кристаллизатора, граничные условия третьего рода.
Ввиду того, что задача имеет симметричный характер, в ходе моделирования конечно-элементную модель слитка представляли как тело в 1/2 его поперечного сечения, сформированное из двумерных четырех узловых тепловых элементов PLANE 55, имеющее 2788 узлов и разбитое на 2680 элементов.
Реальный процесс вытягивания слитка представлен в виде прохождения конечно-элементной модели через зоны, которые в хронологическом порядке повторяли маршрут движения слитка вдоль технологической оси МНЛЗ при скорости разливки 0,6 м/мин. Кроме того, по плоскости симметрии перетекание тепла отсутствует. Начальная температура расплава принята на 30°C выше температуры ликвидус.
При анализе учитывали изменение теплофизических свойств материала при его охлаждении от температуры на 40-50°С превышающей температуру ликвидус до температуры окружающей среды. Для определения границы фазового перехода железа Fe→Feδ был создан пользовательский макрос. Согласно, переход железа из одного фазового состояния в другое сопровождается скачком показателя энтальпии (рис. 9).
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Скрытая теплота кристаллизации физически соответствует энергии, которую необходимо отвести от металла при переходе от неупорядоченной структуры жидкости к упорядоченной кристаллической структуре твердой фазы.
Скрытая теплота кристаллизации выделяется в пределах двухфазной зоны в интервале температур ликвидус и солидус. В программе ANSYS скрытая теплота не учитывается, явным образом посредством конечно-элементной формулировки задачи. Поэтому скрытая теплота вводится как свойство материала -энтальпия. Именно резкое изменение энтальпии в некотором диапазоне температур указывает на переход фазы вещества.
Если для какого-то материала нет данных по энтальпии, то для определения зависимости рекомендуется использовать значение плотности р, удельной теплоемкости С, данные по скрытой теплоте, а также соотношение
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Как показывает опыт проведения подобных расчетов с использованием других программных комплексов, задание упрощенного равномерного распределения коэффициента теплоотдачи по поперечному сечению слитка в кристаллизаторе и зоне вторичного охлаждения приводит к существенному переохлаждению металла на поверхности узкой грани на выходе из кристаллизатора (до 300-400°C), в то время как центральная часть остается в жидком состоянии. Такой подход приводит к тому, что расчеты по такой модели не соответствуют условиям рационального охлаждения. Наиболее приемлемые результаты могут быть получены в случае использования для определения коэффициентов теплоотдачи экспериментальных данных, таких как температура поверхности металла на выходе из кристаллизатора, температура поверхности заготовки в зоне вторичного охлаждения, химический состав стали, начальная температура стали при поступлении в кристаллизатор и т.д. Поскольку при расчетах в программном комплексе ANSYS необходимо задание распределения коэффициентов теплоотдачи а по зонам охлаждения в виде непрерывной функции, обработка данных работ позволила представить такую зависимость в виде кусочно-переменной функции α(l) для широкой и узкой граней заготовки по длине кристаллизатора и зонам вторичного охлаждения.
Подобный поход к распределению коэффициентов теплоотдачи по зонам кристаллизатора и секциям зоны вторичного охлаждения позволил в результате расчетов получить кривые динамики изменения температур в любом из узлов (элементов) в сечении кристаллизующегося блюма (рис. 10), Кроме того, создание специального пользовательского макроса позволило в наглядном виде представить динамику изменения положения границы раздела фаз в функции задаваемого времени (рис. 11).
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Сопоставление полученных с помощью математической модели данных о толщине закристаллизовавшейся корочки с данными о закономерности нарастания оболочки, полученными посредством ввода серы в жидкую металлическую фазу кристаллизатора, показывает их хорошее совпадение. В частности, на расстоянии 800 мм от мениска металла (нижний срез кристаллизатора) толщина закристаллизовавшейся корочки по экспериментальным данным составила 28,5-29 мм, а по расчетным 29,5-30 мм. Погрешность расчета не превышает 3,5-5%. Аналогичный результат получен и в результате сравнения экспериментальных и расчетных данных об общей длине кристаллизации слитка: по экспериментальным данным - 22 метра, а по расчетным 21,5 метра. Погрешность также составила около 3%. Вместе с тем, как показали расчеты, упрощенный подход, выражающийся в задании равномерного распределения коэффициента теплоотдачи на каждом из горизонтов, не в полной мере соответствует условиям, при которых достигается рациональное (мягкое) охлаждение слитка. Проведенные с помощью разработанной математической модели исследования, касающиеся определения характера распределения температуры в узловых точках, лежащих на поверхности широкой грани блюма, показали, что имеется существенный перепад температур (рис. 12 а) между точкой, лежащей в углу слитка и в центре широкой грани.
Анализ результатов математического моделирования показал, что величина температурного перепада колеблется в пределах 350-400°С и первоначально формируется в процессе охлаждения слитка в кристаллизаторе (рис. 12 б). В ходе дальнейшего охлаждения выявленный перепад температур сохраняет свою величину. Следует особо подчеркнуть, что подобный результат был получен и в работе при изучении теплового состояния непрерывнолитых слябов с поперечным сечением 240x1710 мм с помощью программного комплекса NISA/DYSPLAY американской корпорации EMRC.
Схожесть полученных результатов может быть объяснена двояко. С одной стороны, стандартные программные комплексы чаще всего предназначены для решения довольно широкого крута задач и не позволяют в полной мере учесть многие специфические технологические особенности моделируемых процессов, играющих временами не совсем простую роль. С другой стороны, причиной также может быть несовершенство разработанной математической модели. Проведенная с помощью разработанной модели серия экспериментов по оценке протяженности зоны переохлаждения в узлах непрерывнолитого блюма (рис.12 в) показывает, что уже на расстоянии 40 мм величина температурного перепада уменьшилась в 3-4 раза (Δt = 100°С), а на расстоянии 50 мм -в 6-8 раз (Δt = 50°С).
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Разработанная математическая модель изменения теплового состояния блюмов в процессе непрерывной разливки на МНЛЗ позволяет получать результаты, хорошо коррелирующие с экспериментальными. В ходе численного моделирования с использованием программного комплекса ANSYS определены закономерности изменения теплового состояния слитка в зоне предполагаемого упругопластического деформирования металла в двухфазном состоянии. Разработаны рекомендации по дальнейшему совершенствованию математической модели.
Сопоставление полученных результатов с данными работы позволяет говорить как о корректности разработанной математической модели теплового состояния не прерывнолитого блюма в процессе кристаллизации, так и о возможности применения программного комплекса ANSYS для решения подобных задач, Разработанная математическая модель применена для численного исследования теплового состояния непрерывнолитых слитков при реализации технологии контролируемого вторичного охлаждения в блоке мягкого обжатия МНЛЗ, Следующим этапом исследований особенностей процесса мягкого обжатия непрерывнолитых блюмов стало физическое моделирование. Оно выполнено на базе патента на способ физического моделирования процессов проработки структуры непрерывнолитых слитков при пластической деформации.
В общем случае, для блюмов большого прямоугольного сечения процесс их деформирования в двухфазном состоянии, согласно рекомендациям А,П. Чекмарева, может быть классифицирован как прокатка особо толстых полос lд/hcp<0,1/0,2, характерным признаком которого является отсутствие вытяжки полосы. Весь обжимаемый металл смещается в поперечном направлении. На среднюю часть полосы деформация не распространяется.
Такой подход к рассмотрению процесса деформации непрерывнолитых блюмов в двухфазном состоянии (с точки зрения теории прокатки) позволяет наглядно представить физику процесса разрушения возникающих перемычек. При большой толщине прокатываемой полосы резко возрастает роль зоны прилипания, которая не только охватывает почти всю контактную поверхность, но и распространяется вглубь полосы. Вследствие этого приконтактный слой металла становится как бы продолжением тела валка. Контактное скольжение металла относительно поверхности валка затрудняется или полностью прекращается, а облегчается формоизменение за счет внутренних сдвигов. Внутренние сдвиги слоев металла вызывают разрушение осей дендритов у фронта затвердевания (скалываются перемычки), повышают число центров кристаллизации в твердожидкой зоне, подавляют процесс формирования осевой ликвации и пористости за счет постоянной подпитки жидким металлом образующихся пустот. Кроме того, подавлению пористости заготовки будет способствовать и то обстоятельство, что согласно, пластическая деформация приконтактных слоев будет характеризоваться схемой всестороннего сжатия.
В качестве объекта для моделирования были выбраны непрерывнолитые блюмы сечением 335x400 мм, отливаемые в условиях блюмовых МНЛЗ ОАО «Днепровский металлургический комбинат им. Дзержинского». Действующие МНЛЗ предназначены для разливки заготовок сечением 335x400 мм из всего сортамента спокойных углеродистых, рельсовых, низколегированных и легированных марок сталей, выплавляемых в конвертерном цехе. Машины не оборудованы клетями мягкого обжатия.
Для проведения экспериментальных исследований были изготовлены пустотелые образцы, моделирующие в масштабе 1:10 реальный слиток. При этом величину незакристаллизовавшейся области в предполагаемой зоне обжатия определяли с использованием разработанной нами математической модели. В качестве исходного моделирующего материала выбран пластилин, хорошо зарекомендовавший себя при исследовании процессов деформирования раскатов с неравномерным температурным полем. Прокатку модельных образцов осуществляли на лабораторном стане с диаметром рабочих валков 50 мм, что позволило достигнуть отношения lд/hcp в пределах 0,1-0,17. Этот интервал отношения lд/hcp полностью соответствует существующему на действующих МНЛЗ, оснащенных блоком мягкого обжатия.
Для изучения динамики перемещения внутренних граней моделирующего образца в процессе обжатия разработана специальная схема измерений, в качестве измерительного элемента которой использовалась равноупругая балочка (рис. 13) специальной конструкции. Достоинством разработанной схемы является то, что она позволяет определить долю упругой Sупр и пластической Sпл составляющих в общем прогибе граней, то есть определить остаточную величину сближения фронтов кристаллизации.
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

В ходе эксперимента величина абсолютного суммарного обжатия составляла 3-4 мм. При этом в каждой серии опытов использовали свою схему дробности деформации, что позволяло достигать вышеуказанного значения за 1, 2, 4 и 6 проходов. Прокатку модельных образцов осуществляли при температурах от +6 до -6°С. Во время проведения эксперимента фиксировали с помощью осциллографа данные о прогибе сторон модельного образца. Типичный вид осциллограммы, полученной во время прокатки модельных образцов, представлен на рис. 14.
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Анализ полученных экспериментальных данных позволили весь процесс подпитки пустот металлом разложить на 2 составляющие
— подпитка металлом вследствие действия ферростатического давления;
— подсос металла за счет наличия упругой составляющей (общего прогиба сторон моделируемого образца).
Именно наличие упругой составляющей вызывает появление эффекта «подсасывания», так как после снятия нагрузки металл частично возвращается к первоначальному состоянию. Следует подчеркнуть, что Sупр превалирует при высокой температуре (более 1300°С), близкой к температуре затвердевания, так как при этом сталь фактически находится в упругом состоянии. В результате обработки экспериментальных данных была построена зависимость Sупр/Sпл в функции фактора формы очага деформации lд/hср (рис.15).
Приведенная графическая зависимость показывает, что с уменьшением величины разового прикладываемого обжатия доля упругой составляющей постоянно возрастает при любой температуре, задаваемой в эксперименте. В частности, при уменьшении lд/hср в 2,03 раза упругая составляющая возрастает в 1,2 раза при температуре минус 6°С и в 1,04 раза при температуре +6°С. Повышение среднемассовой температуры моделирующих образцов на 12 градусов приводит к уменьшению величины Sупр/Sпл в 1,14 раза при малых значениях lд/hср. В то же время при больших значениях lд/hср наблюдается рост отношения lд/hср лишь в 1,07 раза.
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Такой вид корреляции сближения фронтов кристаллизации от величины разового обжатия (выражается через параметр lд/hср) требует того, чтобы для каждой формы сечения непрерывнолитого слитка производилась своя корректировка величины разовых обжатий с учетом наличия упругой составляющей. Кроме того, можно предположить, что применительно к условиям исследуемого объекта (разливка заготовок сечением 335x400 мм) для достижения требуемого сближения фронтов кристаллизации необходимое обжатие должно быть увеличено, как минимум, в 1,5-1,6 раза. В действительности же эта величина должна быть еще больше, так как действующее внутри кристаллизующегося слитка ферростатическое давление, в свою очередь, будет уменьшать долю Sпл.
При построении математической модели процесса упругопластического деформирования металла в двухфазном состоянии была принята система допущений, основные принципы которой изложены в работе и получили дальнейшее развитие в работе:
- рассматривается напряженно-деформированное состояние только твердой фазы металла, а присутствие жидкого расплава учитывается действием на корочку граничных условий в виде ферростатического давления;
- присутствие внешнего воздействия учитывается действием на корочку граничных условий в виде давления прокатки;
- в любой момент кристаллизации толщина твердой фазы постоянна по всему поперечному сечению блюма;
- металл рассматривается как однородная изотропная среда;
- деформирующие валки клетей мягкого обжатия являются абсолютно жесткими;
- остаточные напряжения в твердой фазе металла после каждого обжатия в валках не учитываются;
- температура внутренней поверхности твердой фазы металла равна температуре солидуса, а температура внешней поверхности - температуре, рассчитанной ранее по тепловой модели;
- распределение температуры по толщине блюма - линейное;
- все условия (напряжения, перемещения, температуры) симметричны относительно геометрических плоскостей симметрии блюма. Это позволяет ограничиться рассмотрением 1/4 поперечного сечения твердой фазы слитка (рис. 16).
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Решение задачи упругопластической деформации выполнено методом конечных элементов при поэтапном возрастания сложности рассматриваемого объекта: на первом этапе - плоская схема, а на втором этапе - объемная. Реализация такого подхода вызвана необходимостью проверки полученных в ходе математического моделирования результатов на физических моделях.
В ходе первого этапа моделирования рассматривали процесс деформирования оболочки слитка под действием давления прокатки и ферростатического давления. Конечно-элементная модель оболочки непрерывнолитого блюма формируется из двумерных восьмиузловых элементов PLANE 82 и представлена на рис. 17. При этом для разбиения контура профиля на элементы выбран квадрат с размером сторон равным 1 мм, что соответствует величине минимального разового обжатия, прикладываемого к непрерывнолитому блюму в клети мягкого обжатия.
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Результаты расчета получены в виде полей перемещений, суммарных деформаций и напряжений по Мизису (рис. 18).
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Установлено, что под действием деформирующих валков закристаллизовавшаяся оболочка блюма может изгибаться (выпучиваться) в случае преждевременного начала мягкого обжатия. Проведенные расчеты показали, что наиболее опасными, с точки зрения разрушения, участками оболочки непрерывнолитого блюма являются внутренние углы. Они характеризуются высокими значениями температуры и минимальными значениями прочностных свойств (σв, σт). Вследствие этого возможное зарождение и развитие трещин будет происходить именно в этих областях. Изменение величины разового обжатия в интервале от 1 до 6 мм приводит к изменению картины распределения напряжений, а также к изменению их количественных значений. Однако зона максимальных напряжений всегда сосредоточена во внутренних углах оболочки.
Дополнительная проверка корректности разработанной математической модели выполнена в ходе физического моделирования с использованием пластилиновых моделей процесса деформирования оболочки непрерывнолитого блюма. В качестве базового метода выбран комбинированный метод, который в ходе исследований подвергся дальнейшему усовершенствованию, В отличие от схемы, представленной в работе, в ходе моделирования процесса деформирования блюмов с жидкой сердцевиной охлаждающую жидкость заливали внутрь пустотелого образца. В результате этого создавался температурный градиент от внутренней поверхности модельного образца к наружной. При этом слои пластилина, прилегающие к внутренней поверхности, резко переохлаждались и теряли свою пластичность. В то же время слои пластилина, прилегающие к наружной поверхности, оставались пластичными. Последующая деформация таких образцов с различными обжатиями позволила выявить место зарождения трещин, оценить величины прогиба внутренней стенки и т.д.
Проведенное исследование на физических моделях подтвердило правильность вывода о том, что зарождение трещин, а равно и разрушение оболочки блюмов, начинается именно во внутренних углах оболочки (рис.19).
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Из рисунка видно, что во внутренних углах образца наблюдается скол вдоль плоскости сечения, в которой присутствует только твердая фаза. Именно в этих областях выявлены и максимальные зоны напряжений в ходе математического моделирования. Такое совпадение результатов, полученных на физической и математической моделях, позволяет говорить о корректности последней и о возможности дальнейшей их реализации на объемной модели. Кроме того, проведенные обмеры деформируемых образцов показали, что пластической деформации подвергаются две области непрерывно литого слитка, а именно:
- сечения, в которых присутствует исключительно твердая фаза (параллельны продольной оси блюма);
- области, прилегающие к границе контакта деформирующего валка с металлом, в которых металл смещается в поперечном направлении, образуя незначительные наплывы.
Этот вывод частично подтверждает выводы, полученные в работе для условий деформирования непрерывнолитого сляба.
Проведенные исследования показали, что разработанная математическая модель процесса деформирования оболочки непрерывнолитого блюма в двухфазном состоянии и реализованная с помощью программного комплекса ANSYS 6.0, позволяет определить напряженно-деформированное состояние блюма. Корректность предложенной модели доказана в ходе физического моделирования на пластилиновых образцах. Наличие модели позволяет как на качественном, так и количественном уровнях оценить последствия деформирования, выявить локальные места зарождения и развития трещин в различных вариантах реализации технологии мягкого обжатия блюмов, а также произвести оптимизацию технологических параметров.
Таким образом, можно утверждать, что разработанный комплекс математических моделей в значительной степени облегчает решение основных задач, связанных с технологией реализации метода мягкого обжатия в блюмовых МНЛЗ;
- определения приложения силы обжатия (соотношения между количеством жидкой и твердой фаз в момент обжатия кристаллизующегося слитка);
- определения метода приложения обжатия (в один или несколько проходов) и способа приложения силы обжатия к поверхности заготовки.
Исходя из основных принципов процесса обработки металлов давлением, разработана структурная технологическая схема проектирования метода мягкого обжатия непрерывнолитых блюмов и заготовок (рис. 20). При этом базой предложенной системы технологического проектирования процесса мягкого обжатия непрерывнолитых слитков является комплекс созданных математических моделей.
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)

Рассмотренные теоретические, экспериментальные и практические данные по использованию совмещения процессов разливки и обжатия металла с неполностью застывшей сердцевиной непосредственно в МНЛЗ свидетельствуют о перспективности применения этого метода.
Обобщенные результаты рассмотренных методов влияния динамического внешнего воздействия на качество непрерывнолитых заготовок приведены в табл. 3.
Как видим, каждый из перечисленных методов характеризуется определенной совокупностью положительных эффектов и некоторых негативных проявлений, Следовательно, для достижения максимального эффекта при наложении внешнего воздействия необходимо ответить на совокупность вопросов, связанных с конкретными качественными показателями, предъявляемыми к заготовке. Оптимальный режим воздействия устанавливают по следующим основным показателям: энергетическим параметрам принудительного воздействия (рациональные или допустимые); движению конвективных потоков расплава (линейное или циркуляционное); предельной скорости движения потоков (на каких стадиях затвердевания допустима); целесообразности использования вибрационных режимов или реверсирования движения потоков через определенный временной интервал; месту приложения источника воздействия и способу подвода энергии; объему перемешиваемого расплава (весь объем или локальная область); степени требуемой реконструкции существующего технологического оборудования при реализации предлагаемой схемы воздействия и пр.
Совмещенные процессы на участках производства чугуна и стали (продолжение)