Investigationof the effect of Ti on clogging of feeding systems and its prevention forcontinuous slab casting
鈦對連鑄塞棒水口堵塞的影響及預防—附件B
B. 實驗室試驗
近幾十年來，人們對連鑄機系統中堵塞沉積物的產生和形成進行了深入的研究，[7]識別出了幾種不同類型的阻塞:
脫氧產物的團聚。
固態鋼結瘤。
并非由鋁鎮靜造成的復合氧化物的團聚。
由于吸氣而產生的反應產物，耐材成分與低穩定成分或由于鋼溫度降低而形成的氧化物。
工業上堵塞往往表現出不止一種堵塞的特征。此外，Ti在ULC鋼和IF鋼中的作用及其促進堵塞性能仍不清楚，現在仍然在討論之中。為了更好地理解鈦穩定的ULC鋼的堵塞機理，進行了不同類型的實驗室試驗。為了研究鋼中夾雜物的行為，在塔曼Tammann爐中進行了脫氧實驗，并隨后加入FeTi合金。據行業合作伙伴報道，與鈦穩定鋼相比，鈮合金鋼的堵塞傾向更低，沒有文獻發現鈮對氧化物的形成或轉變有什么樣的影響。因此，Fe-Nb和Fe-Ti合金對氧化鋁夾雜物的潤濕行為是很重要的，因此，研究了幾種合金在Al2O3- TiOx體系中的陶瓷基體上的潤濕行為。通過在“堵塞計量試驗臺”上的實驗，研究了鋼化學和脫氧實踐對堵塞的影響。
B.1 鋁脫氧和添加Ti鐵后夾雜物的瞬態行為
B.1.1 總則
本研究的目的是為了更好地了解二次冶金過程中鈦合金和鋁鎮靜ULC鋼中夾雜物形成的瞬態階段。為此，在圖46所示的Ar氣氛(Ar 5.0)下，在tammann爐中進行了添加FeTi和不添加FeTi的Al脫氧實驗。
圖46 Tammann-塔曼爐(UNILEOB-FM) (a)照片(b)實驗裝置示意圖
以往的研究表明，鋁鎮靜后Ti的添加量與ULC/IF鋼水的阻塞強度相關。此外，鋁鎮靜和加入FeTi之間的時間也會影響阻塞行為[5]。鋁鎮靜后的停留時間與鋼水中全氧含量Otot和氧化物夾雜量直接相關，當添加FeTi合金時存在于鋼水中。
圖47[8]顯示了VASL鋼廠的ULC鋼的工業生產隨著時間的推移，Otot的典型下降狀況，在此基礎上進行了三組不同初始氧含量的脫氧實驗。
圖47 斯塔爾-林茨奧鋼聯鋼RH鋁鎮靜后鋼水中全氧含量和在實驗室試驗中調節Otot水平[8]
此外，還對其他幾個實驗參數進行了測試:
鋁鎮靜前的全氧[O]含量。
FeTi鐵加入形成的Ti/ Al比。
鋁鎮靜和添加FeTi鐵之間的時間。
添加FeTi鐵后的時間。
必須記住的是，以下實驗中沒有考慮不同的脫碳策略，以及任何頂渣的存在或隨后的鈣處理。
B.1.2 實驗流程及原料
脫氧實驗的實驗流程如圖48所示。一般來說，所有實驗都是在1600°C的溫度下進行，氧化鋁坩堝(99.7% Al2O3)中熔化280 -300g鋼(99.85% Fe)進行的。鋼的化學成分如表8所示。
圖48 Tammann塔曼爐(UNILEOB-FM)實驗過程
表8 基材化學成分(UNILEOB-FM)
在第一步中，調整好可控的參數，主要涉及以下幾個方面:
評估原材料中非金屬夾雜物含量。
調整和控制鋁鎮靜前鋼水中溶解氧。
采用自動掃描電鏡/能譜儀(SEM/EDS)測定了原料的初始夾雜物形態，結果表明氧化鋁夾雜物是原料中主要的夾雜物類型。試驗的開始條件是將300g的原料放入氧化鋁坩堝中熔化，在1600°C的溫度下保溫10分鐘，然后冷卻。試樣制備后，另一種自動化的SEM/EDS測量顯示，原料中夾雜物的高比例存在于坩堝壁上，特別是在氣氛、鋼水和坩堝之間的三相區域點上。這是通過總氧測量確認的，該測量顯示重熔材料中總氧含量為17ppm。測量使用LECO?Motor-300氧氮分析儀進行的。通過計算平衡條件，鋼的殘余鋁含量保證了溶解氧的含量相當低，大約為4 ppm。圖49對比了原料和重熔試樣中氧化鋁夾雜物的尺寸分布。
圖49 原料和重熔試樣中Al2O3夾雜物的尺寸分布(UNILEOB-FM)
通過添加不同量的預熔渣和再氧化鋼來調整[O]含量，其溶解氧含量約為0.17% ~ 0.20%。為了測定初始氧含量，試樣采用鋼管和橡膠球法抽吸鋼水，通過這種方法獲得的圓柱形鋼樣，可以直接用于用LECO?燃燒技術測量總氧。
第二步是用99%的鋁絲對鋼水進行鎮靜，目標是殘余鋁含量為0.055%。鋁鎮靜和隨后添加FeTi之間的時間將根據實驗的不同而不同。選用平均Ti含量為75%的FeTi75鈦鐵作為鈦源。通過SEM/EDS和LECO燃燒技術檢測了鈦鐵的化學成分，如表9所示。由于FeTi75樣品尺寸小，且存在不均勻的相分布，兩種方法只能給出粗略的值。總氧含量在0.1 ~ 0.29之間，與[9]文獻中的數據吻合較好。
表9 FeTi75鈦鐵的化學成分(UNILEOB-FM)
在FeTi添加和停電之間的時間再次根據實驗而變化，每次添加后，攪拌20秒以使熔化均勻。
B.1.3 試樣特征
通過這些實驗獲得的樣品進行了以下表征技術。每個表征方法的位置如圖50所示。
使用LECO?Motor-300氧氮分析儀進行全氧測量(LECO?燃燒技術)。
采用FEI Quanta 200 MK2掃描電子顯微鏡(SEM)，配備牛津儀器(Oxford Instruments)的能量色散x射線光譜儀(EDS)系統進行自動和手動的夾雜物分析(SEM/EDS)。
化學分析是用光譜分析儀器中的光學發射光譜儀(OES)完成的。
圖50 實驗后鋼樣表征的位置(UNILEOB-FM)， (a)全氧試樣，(b)自動化SEM/EDS夾雜物分析試樣，(c)化學成分取樣位置
B.1.4 脫氧實驗結果
系列1的實驗是在初始氧含量約為300 ppm，僅僅用鋁鎮靜鋼(Ti/ Al比為0)與鋁鎮靜后添加Ti的實驗(Ti/ Al比為1.2)進行比較。各實驗選擇的停留時間和OES分析結果見表10。盡管添加等量的鋁(0.30 g)，鋁濃度含量的變化是明顯的。系列1所有實驗的平均含量為578 ppm，標準差為61 ppm。根據這些結果，可以計算出63%的平均鋁收得率。
表10 系列1(UNILEOB-FM)實驗參數及OES分析結果
對于鈦鐵合金，在鋁鎮靜后加入0.32 g的 FeTi75，理論上得到Ti含量為746 ppm。用OES法測定的平均Ti含量為743 ppm。鈦的收得率在95% ~ 105%之間?？紤]到鈦鐵中鈦含量的可能具有一定的偏差，分析結果有輕微離散，造成鈦的回收率偏高。
在Al鎮靜的試樣中測量的全氧含量如圖51所示，作為參考，實驗AlTi-0顯示了沒有鋁鎮靜時的氧分布，樣品中的溶解氧均勻地分布在整個試樣體積上。
圖51 鋁鎮靜鋼不同停留時間下的全氧測量(UNILEOB-FM)
氧化鋁顆粒的團聚和上浮導致試樣上部Otot含量大幅度增加，特別是隨著停留時間的增加，該位置夾雜物含量也增加，相應的試樣的中間和底部部分夾雜物就減少。隨著停留時間的增加，各段全氧的偏差也會減小。可以得出結論，約脫氧4分鐘后，氧化鋁團簇僅位于試樣的上部。在這些實驗中，試樣的中間和底部的全氧含量約為50ppm。
夾雜物形貌是通過自動掃描電鏡/能譜(SEM/EDS)特征測量，從上到下沿中心線掃描測量10000次。在鋁鎮靜鋼水的情況下，只發現了氧化鋁夾雜物。隨后FeTi75鈦鐵合金的加入導致少量含鈦夾雜物的形成。檢測到的所有夾雜物中約有2- 3%被確定為Al - Ti -氧化物。除氧化物夾雜物外，還發現鈦氮化物和各種硫化物夾雜物附著在氧化鋁夾雜上或作為單一夾雜物。在許多情況下，被歸類為鋁鈦氧化物的夾雜物的含鈦相不能準確地確定。人工夾雜物評估表明，少量在氧化鋁夾雜物上沉淀析出的TiN也可以導致自動分析系統中認為是Al - Ti – O的復合夾雜分類。原因一方面是EDS系統對重金屬如鈦的靈敏度高，另一方面是對輕元素如氮的靈敏度低。因此，可以檢測到少量沉淀的TiN中的Ti，但對于N則不能檢測到，試樣中典型的夾雜物如圖52所示。
圖52 添加FeTi的典型夾雜物實驗(UNILEOB-FM)
圖53顯示了系列1中每平方毫米氧化鋁夾雜物和Al - Ti氧化物夾雜物的數量，顯然，時間是有關夾雜物數量最重要的因素。從Al和Ti加入到實驗結束的很短時間(2 min)內，夾雜物的含量水平遠遠高于較長時間。與AlTi-1和AlTi-4實驗相比，隨著停留時間的延長，氧化鋁夾雜物數量顯著減少。當AlTi-1與實驗AlTi-2和AlTi - 3進行比較時，出現了明顯的差異。盡管從鋁鎮靜到停止供電的時間較短，但發現AlTi-2和AlTi - 3中的夾雜物數量高出100%以上，原因可以從氧化鋁團簇中發現，氧化鋁團簇仍存在于試樣的檢測區域區。由于殘余夾雜物數量多，總氧含量高，加上鋁鎮靜和FeTi鈦鐵合金加入之間停留時間短，認為更容易造成水口堵塞。
圖53 系列1實驗(UNILEOB-FM)夾雜物密度的比較
在較長的停留時間內，沒有觀察到添加Ti的影響。由于鋁鎮靜過程中形成的大量新夾雜物，來自FeTi75鈦鐵合金的相對較少的夾雜物數量不足以顯著改變檢測到的夾雜物總數。
對比圖54樣品中氧化鋁夾雜物的當量圓直徑(ECD)，只有AlTi-4和AlTi-6的夾雜物略大于其他樣品，原因還沒有找到。一般情況下，在系列1中沒有發現添加Ti對夾雜物尺寸的分布有什么影響。
圖54 系列1樣品中氧化鋁夾雜物尺寸的箱線圖(UNILEOB-FM)
系列2的實驗是在大約的初始溶解氧100ppm水平下進行的，加入15g富氧合金到300g鋼中。用0.32 g Al進行脫氧，停留時間和化學分析見表11。在這個系列中，還應該研究添加Ti后延長停留時間的影響，以及不同FeTi75鈦鐵合金添加的影響。為此，添加了不同量的FeTi75鈦鐵合金，從0.17 g (Ti/Al = 0.7)到最大的0.41 g (Ti/Al = 1.8)。
表11 系列2 (UNILEOB-FM)實驗參數及OES結果
為確定實驗結束后的最終的全氧分布，分別從上、中、下三段再次切割試樣。盡管初始氧含量較低，但可以在頂部發現團簇夾雜物，這再次導致了結果的大范圍的波動變化。中間和底部截面的值再次顯示出較小的散射和一致的趨勢。隨著實驗時間的延長，氧化鋁顆粒的上浮行為導致Otot含量顯著降低，如圖55所示。添加不同量的FeTi75鈦鐵合金對全氧值影響不大。假設FeTi75鈦鐵合金的平均總氧含量為0.3%，最大添加量(Ti/Al = 1.8)將導致全氧增加3.9 ppm。
圖55 相同停留時間下試樣底部和中部平均全總氧(UNILEOB-FM)
通過自動掃描電鏡/能譜儀(SEM/EDS)特征測量，確定了系列2樣品中的夾雜物形貌。一般情況下，系列2樣品中的鋁基夾雜物(Al2O3、Al - Ti -氧化物、Al2O3-TiN)的數量在每mm2 的面積上是22 - 71個之間，如圖56所示。隨著實驗總時間的增加，夾雜物數量有減少的趨勢。這一結果與圖55所示的總氧含量的結果很好地相關。FeTi75鈦鐵合金的加入導致Al - Ti氧化物的形成。在鈦合金添加的鋼試樣中，它們顯示出所有情況下最高夾雜物數量?？紤]實驗X1和X6中氧化鋁夾雜物的數量，可以認為大部分Al - Ti - O夾雜物來源于鋁鎮靜后的氧化鋁夾雜物，受添加Ti的影響。在Al-Ti-O夾雜物的人工掃描電鏡/ EDS觀察測量中發現的Ti痕跡部分歸因于氧化鋁夾雜物中的TiN。由于EDS對氮的敏感度較低，每個夾雜物的EDS測量時間較短，不足以用現有設備檢測氮。在夾雜物表面發現有少量的Ti而沒有N，這是不可能的。
圖56 系列2樣品中每平方毫米鋁基夾雜物的數量(UNILEOB-FM)
對于FeTi75鈦鐵合金添加量的不同，隨著FeTi75鈦鐵合金量的增加，全氧含量和夾雜物數量均沒有增加，這樣就可以在實驗中使用不同的FeTi75鈦鐵合金量。
所有鋁基夾雜物(Al2O3,Al - Ti -氧化物，Al2O3- TiN)的尺寸如圖57所示。隨著鋼水鈦含量的增加，可檢測到夾雜物尺寸隨之增加，特別是在X1-A1-B1-C1實驗中，夾雜物的尺寸明顯增大。對比實驗X6-A6-B6-C6和D1-E1-F1(A)-F1(B)，可以觀察到相似結果，但是趨勢較弱。由于Ti含量較高，TiN析出粒子強烈長大，這可能是原因之一，但不能解釋實驗D6-E6-F6(A)-F6(B)中的缺失的趨勢。
圖57 系列2樣品中Al基夾雜物NMI尺寸的箱線圖(UNILEOB-FM)
除考慮了系列2中夾雜物的化學成分外，還考慮了其其形態的變化，鈦鐵合金的加入可能引起氧化鋁顆粒形態的顯著變化。文獻報道，Ti的局部過飽導致了Ti與周圍夾雜物反應，發生Al2O3的改性。[10]、[11]
通過人工SEM測量確定的夾雜物形態的基本分類如圖58所示，比較了后續添加FeTi和未添加FeTi的試樣，此外，還考慮了添加物之間不同的停留時間。
圖58 夾雜物形態分類(UNILEOB-FM)
結果，如圖59所示，表明夾雜物的形態沒有明顯的變化。只有試樣X1中的夾雜物表現出不同的形態分布，這與只有鋁鎮靜(X6)的第二個樣品不同。從這個角度看，沒有發現FeTi引起的夾雜物形貌的顯著變化。另外，不同的停留時間不會導致析出粒子發生改變其形貌。
圖59 系列2樣品中不規則、多邊形、球形和延伸夾雜物的比例(UNILEOB-FM)
系列3鋼水的初始全氧含量約為20 - 30ppm，這來源于原材料。在實驗中，在280 g 的Fe中加入0.17 g 的Al，這樣的Al的含量就為650 - 700 ppm，保證了實驗過程中氧化鋁夾雜物的穩定性。由于溶解氧含量較低，與系列1和系列2相比，新Al2O3夾雜物的形成作用較小。通過添加0.17 g、0.29 g和0.42 g的 FeTi75鈦鐵合金，調整3種不同的Ti/ Al比。系列3的實驗設置和化學分析見表12。
表12 系列3(UNILEOB-FM)實驗參數及OES結果
對系列3樣品也進行了自動SEM/EDS特征測量，結果如圖60所示。為了明確添加物的影響，進行了一個沒有添加物的實驗(VV1)，鋼水保持在1600℃下10分鐘。對比VV1和AlTi 1-x(只添加Al)，發現幾乎沒有新的夾雜物形成。僅進行鋁鎮靜實驗，重現性好。相比之下，添加FeTi鈦鐵合金的實驗顯示出強烈的散射，這很可能是由伴生元素和來自鈦鐵合金的非金屬夾雜物引起的。
圖60 系列3試樣中Al基夾雜物的數量(UNILEOB-FM)
結果表明，僅鋁鎮靜試樣中鋁基夾雜物的平均含量約為2.9夾雜物/mm2。在FeTi鈦鐵合金添加的情況下，這個數值顯著增加。如果只考慮基于Al2O3的夾雜物，每平方毫米的夾雜物數量在2到12.5個 NMI/mm2之間。試樣中夾雜物的變化與FeTi含量無關，因為一些低Ti含量的樣品中夾雜物的數量也比較高。
純氧化鋁夾雜物的尺寸隨著Ti含量的增加而減小，如圖61所示，確切的原因仍在討論中。可以預料，鈦鐵中的氧形成小尺寸的氧化物夾雜，或以溶解氧的形式存在于鋼水中。由于鋼水中的鋁含量高，不穩定的氧化物會被鋁還原，產生的氧化鋁顆粒應小于鈦鐵合金中原始氧化物的尺寸。此外，在鋼水溶解氧的情況下，反應會產生小尺寸的鋁氧化物夾雜。
圖61 系列2所有Ti合金含量實驗的平均全氧值(UNILEOB-FM)
為了更好地了解鈦鐵添加的影響，還對系列3樣品中可能的伴生氧化物進行了檢測。為此，將僅僅使用Al鎮靜的試樣與Ti/Al比為1.8的試樣進行了比較，此評估的結果如圖62所示。研究表明，FeTi鈦鐵合金的加入對其他氧化物的影響很小。作為最重要的影響因素，氧化鋁數量的增加以及強散射都必須加以考慮。
圖62 評估FeTi鈦鐵合金添加可能產生的氧化物(UNILEOB-FM)
B.2 Fe-Ti和Fe-Nb系與氧化鋁夾雜物接觸的潤濕性
B.2.1 各種ULC合金在Al2O3- TiOx 基板上的接觸角測量
通過對Al 鎮靜鋼的含 Ti 超低碳鋼中非金屬夾雜物形成過程的研究，短暫的時間內發現了Al2O3-TiOx系夾雜物的存在[6]，[12]，[13]。為了更好地了解它們在鋼液中的行為及其對堵塞趨勢的可能影響，本文采用一種新的方法研究了鋼與Al2O3-TiOx陶瓷之間的潤濕行為。為此，鉬板(30mm×30mm× 3mm)噴涂陶瓷粉末組成的純Al2O3, TiO2或Al2O3和TiO2的混合物。產品證書中給出的涂料粉末的化學成分已通過波長色散x射線熒光(WDXRF)測定檢查，列于表13。
表13 陶瓷涂層粉末組成(UNILEOB-FM)
每種粉末組合物的涂層基材如圖63所示。顏色上的差異可以用粉末中的雜質來解釋。
圖63 實驗前的涂層襯底從左到右增加TiO2含量(UNILEOB-FM)
襯底表面的結構對潤濕行為有重要影響。通過掃描電鏡/能譜儀的金相檢查將能夠清晰觀察到測量的影響。
為了減少不同表面粗糙度對潤濕行為的影響，所有基材都用具有相同粒度的金剛石基磨料磨削。在KRüSS?的DSA 10HT高溫形狀分析爐中，在高純度氬氣氣氛下進行了潤濕性分析。采用Ar 6.0，附加氣體凈化系統和氧氣吸氣器，保證了爐內氣氛極低的氧含量，防止鋼樣氧化。圖64顯示了實驗設置。
圖64 DSA 10HT-濕潤角測量實驗裝置(UNILEOBFM)
潤濕角測量在1600°C下進行，時間超過30分鐘。
實驗所用的鋼試樣為長方體形狀，尺寸為(6.0 × 6.0 × 5.5) mm3，測試的鋼成分如表14所示。試樣進行拋光處理，在丙酮中清洗，使用超聲波清洗5分鐘，然后進入爐內。隨后，用流量為150 cm3/min的氬氣對系統進行密封和沖洗10個小時。測試的起始氧含量是通過Rapidox?氣體分析儀測量的，低于3ppm。
表14 測試ULC-和LC合金的成分(UNILEOB-FM)
一旦試樣熔化，接觸角作為溫度和時間的函數的測量就開始了，通過連接到計算機的數字攝像機(每秒25幀)連續監測滴形，基于商業軟件自動進行圖像分析。測量是基于切線法進行的。圖65顯示的照片上的鋼滴在約40%的二氧化鈦涂層上，在圖片中可以看到涂層是一層薄薄明亮的一層。
圖65 含40% TiO2的陶瓷涂層上的鋼滴(ULC)
純鐵和Al2O3之間的潤濕角報道為144°，鐵和TiO2之間的潤濕角為88°(溫度都在1600°C)，[14]。圖66顯示了第一個系列的無鈦ULC鋼的潤濕角測量結果(涂層經過磨削和未進行熱處理)。對含0 % TiO2、3 % TiO2和10 % TiO2的襯底進行了相似的潤濕角測量。數值范圍為142°~ 148°，在本方法的標準偏差范圍內；因此，少量的TiO2不影響潤濕角。隨著TiO2含量的增加，鋼與涂層之間的潤濕角減小。對幾乎純TiO2涂層的試驗結果在開始時與文獻結果相似，但由于鐵滴與鉬板之間的反應，潤濕角顯著下降，導致實驗中止了。這一反應的原因可以從涂層的裂紋中找到，該裂紋使鋼水能夠滲透到涂層中并與鉬接觸，最終導致Mo基體中的鐵滴溶解。
圖66 Al2O3- TiOx -襯底上無鈦超碳接觸角測量結果
在高溫(~1600°C)和與鋼液接觸時，氧化鋁和氧化鈦傾向于形成晶粒，從而降低表面能，如圖67所示。
圖67 純氧化鋁襯底與鋼液接觸或不接觸時的晶粒形成(UNILEOB-FM)
所述的測量結果也在熱處理前的基材上進行。采用不同的加熱周期(改變溫度和停留時間)得到了均勻的器件溫度分布。預熱處理后的基體用無鈦ULC試驗進行測試，結果顯示，由于局部成分的富集，產生了強烈的散射。因此，所有進一步的實驗僅在條件1(交付時)的基質板上進行。
圖68給出了SALZF的Ti和p合金鋼級接觸角測量的總結結果。特別是富鋁基質(3% TiO2、10% TiO2和100% Al2O3)的潤濕角明顯低于無鈦ULC的結果。這種效應可以歸因于鋼的成分和Ti和P的顯著數量，這兩種元素都已知增加了氧化鋁襯底的潤濕性，[15]。40% TiO2與純氧化鋁的結果差異不大。
圖68 Ti-P-ULC在Al2O3- TiOx基板上接觸角測量結果(UNILEOB-FM)
圖69中可以看到僅僅是鈦合金鋼種的結果。含3% TiO2的襯底潤濕角最高。TiO2的非均相分布被認為是這種行為的原因；因此，這個結果被忽略了。在130°左右(切線法)，氧化鋁基板和涂覆混合物的襯板表現出相似的結果，這表明不同數量的TiO2并沒有導致不同的潤濕行為。純鈦襯板的潤濕角為~90°。
圖69 陶瓷基板上Ti-ULC接觸角測量結果(UNILEOB-FM)
B.2.2 Fe-Nb鋼種在Al2O3基板上的接觸角測量
本項目研究的另一個方面是Nb對鋼和純Al2O3襯板潤濕角的影響。在反應潤濕的試驗情況下，溶解Ti的增加強烈地降低了鋼對氧化鋁的潤濕。在某些鋼中，用Nb取代Ti，可能改變了界面性能，從而改變了堵塞行為。
用高頻熔化裝置制備了幾種含鈮量不同的合金，研究了其潤濕角的變化。所生產合金的成分見表15。將合金切割并拋光到重量為1.6 g至1.7 g的圓柱形試樣后，在丙酮中清洗，并在超聲波中清洗5分鐘。干燥過程后，試樣放置在干凈的氧化鋁襯板上，然后放入到爐內。為了消除表面粗糙度的影響，整個實驗使用高純度氧化鋁襯底(99.98質量% Al2O3 ，Ra=0.2μm)。
表15 Fe -Nb合金成分測試(UNILEOB-FM)
潤濕角分別在1550°C、1600°C和1620°C溫度下測量。Fe-Nb/Al2O3體系試驗結果如圖70所示。在低濃度范圍內，隨著Nb含量的增加，潤濕角明顯減小。當Nb含量為0.076%的時候，濕潤角達到最小值10.8°?？偟内厔菔?，在較高的溫度下，特別是在極低的Nb濃度下，濕潤性略有改善。值得一提的是，與典型的ULC鋼級相比，制備的鋼樣品含氧量相對較高。含氧量可以解釋00% Nb時濕潤角較低的原因，為144°。隨著Nb的增加，試樣的濕潤角減小，但氧的含量降低。從這個角度看，接觸角的減小可以歸因于Nb的增加。
圖70 Fe-Nb/Al2O3系在不同溫度下的濕潤角(UNILEOB-FM)
B.2.3 濕潤性研究的評判
鉬基噴涂是制備氧化鋁-TiOx涂層用于接觸角測量的一種有效方法。不同相的分布規律，但不均勻。為了獲得更好的均勻性，額外的熱處理(在1600°C下30分鐘)會導致相反的效果，導致富TiOx相在基體表面團聚。
因此，在實驗前，對襯板進行研磨和超聲波清洗機對襯板清洗。用Young-Laplace方法測量的總結結果如圖71所示。必須記住，與正切法相比，用Young-Laplace法確定接觸角通常會導致稍高的濕潤角。由于考慮了液滴的整個輪廓，因此對于反應產物(如液滴表面的氧化物)在三相點的沉積更加可靠。
圖71 Al2O3- TiOx陶瓷襯板接觸角測量(UNILEOB-FM)
純Al2O3和TiO2的無鈦ULC結果與文獻[14]值吻合較好，鋼成分的變化導致接觸角的顯著降低，特別是在低TiO2含量時。
堵塞現象與粒子的團聚和附著密切相關，這也與濕潤角等界面性質有關。圖72顯示了兩種顆粒之間的附著力與鋼與兩種顆粒之間的接觸角(σ=1.8 N/m)的關系?？紤]到兩個氧化鋁顆粒，相比二氧化鈦夾雜物，圖形的解釋導致了一個相當高的附著力，這只是顯示附著力略高于零。
圖72 兩個粒子間的附著力與它們的接觸角的關系[16]
對于TiO2濃度在10%以下的不同襯板，粘附現象不會發生明顯變化。所以，粒子的行為與純氧化鋁相似。在40%和100% TiO2的情況下，較低的接觸角也意味著較低的團聚傾向。因此，二次處理過程中Al2TiO5和純TiO2粒子的去除率較低，最終大量夾雜物進入連鑄系統中。
對比不同鋼的合金，在低TiO2濃度下，含鈦鋼的接觸角明顯低于不含Ti的ULC。這可能會導致與之前類似的效果。較低的潤濕角導致較低的團聚傾向，因此較多的夾雜物可能附著在水口壁上。Ti(-P)-ULC和氧化鋁系統仍然是一個非潤濕系統，它迫使夾雜物從鋼水中分離。
對Fe-Nb合金的結果進行類似的反映，可以得出類似的結果。從工業角度來看，情況并非如此，這需要對鈮穩定ULC鋼的冶金處理進行更深入的研究。
B.3 計量試驗臺試驗堵塞
B.3.1 COMDIC堵塞計量試驗臺
測量是在堵塞計量試驗臺上進行的，工業全尺寸連鑄設備和堵塞計量試驗臺的主要區別是試驗臺的幾何設置是一個圓柱形的水口孔，而不是全工業尺寸的鴨嘴型水口。必須指出的是，堵塞計量試驗臺的重點是調查上水口的堵塞情況，更準確地調查塞棒與上水口之間的間隙。
堵塞計量試驗臺的基本設置如圖73所示。試驗是在一個容納130kg鋼水的高頻實驗爐上進行的，最大功率為150千瓦，頻率為1000赫茲。爐的內徑為30厘米，內襯為Al2O3。采用熱電偶對鋼水和水口的溫度進行測量并連續控制，水口是單獨分體式的，分別加熱至1500℃以上。在所有鋼熔化和溫度調整后，鋼以不同的組合與Al(100%)和/或FeTi(70%)鐵合金脫氧。
圖73 堵塞計量試驗臺(COMDIC)基本設置
在“連鑄”的過程，抬高鋁-碳塞棒，鋼水自由流動通過垂直的5毫米氧化鋯水口進入一個放置在秤上的模具。該尺度上的累積質量的標尺以1赫茲采樣，并與基于伯努利方程的理想填充計算進行比較。在澆注結束時，水口冷卻，直到鋼水在水口內凝固，之后，對堵塞區域進行了后續研究。用于化學和微量分析的棒棒糖試樣(取樣器)在鋼水里取樣，通常為5或6次取樣。為了減少從鋼水表面吸氧，在爐子上設置了一個蓋子，并將氬氣充盈在鋼水的上方，然而，還是有一定程度不可避免的二次氧化，堵塞計量試驗臺的照片如圖74所示。
圖74 瑞典法格斯塔的堵塞計量試驗臺(COMDIC)
圖75顯示了堵塞計量試驗臺的試驗過程。在圖75 (a)中，澆注速率隨時間變化，紅色的曲線是基于伯努利方程的理論澆鑄率，這是在φ5mm直徑水口不堵塞情況下實現的。與紅色理論伯努利曲線的偏差相當于堵塞強度。澆注速度為零，即噴嘴堵塞。圖75 (b)顯示了離開坩堝的積累鋼水質量。
圖75 第15次試驗 (COMDIC) (a)實測和理論澆鑄速率(b)累積鋼水質量
圖76顯示了試驗號為第9的實測澆鑄率和理論澆鑄率，這里沒有觀察到堵塞現象，即測量的澆筑速率與理論澆筑速率很好地一致，盡管可以觀察到一些波動。
圖76 沒有堵塞的試驗編號第9實測和理論澆注速率(COMDIC)
在過去的幾年里，COMDIC堵塞計量試驗臺的調查得出了一些基本的發現:
夾雜物的數量是影響堵塞強度的最重要參數。
高水平的氧化鋁團簇可以降低堵塞強度。
堵塞試驗臺試驗在一定條件下會發生疏通。
阻塞指標
對于堵塞計量試驗臺試驗的評價，需要一個通用的指標?？梢栽O想出幾個指標，例如水口內自由流動面積隨時間的減小。但在這個研究項目中，大家同意使用一個簡單的指標：在堵塞停止之前可澆鑄的鋼水重量作為堵塞指標，這個指標不是很復雜，給出了一個簡單的數字，便于分析堵塞趨勢。
選擇的參數
項目合作伙伴同意測試4種水平的鋁和鈦，每一種的目標是0.09%、0.06%、0.03%和0%以及它們的不同組合。從理論上講，這一方案導致了16次試驗。事實上，進行了22項試驗，Al和Ti的水平并沒有完全涵蓋在所有試驗中。圖77顯示了添加了Al和Ti的試驗概況。關注的焦點被設置在這張圖的角落，而較少關注較低的地方，因為它們的阻塞程度較小。
圖77 堵塞試驗方案-以ppm為單位的添加量(COMDIC)
B.3.2 堵塞計量試驗臺試驗結果
總共進行了22次試驗。變化的參數是加入了脫氧元素Al和Ti。為了調節夾雜物的數量，在脫氧和水口開啟之間的等待時間是不同的。
表16總結了這些試驗的主要信息，該表各列包含以下信息：試驗數量，脫氧和打開水口之間的等待時間，澆鑄時間，直到由于堵塞而停止澆鑄，澆鑄的鋼水重量，直到堵塞停止澆鑄，即堵塞指數，兩個數值為鋁和鈦濃度，即添加的數量，打開水口一分鐘前的化學分析，堵塞分類。
表16 成功試驗的總結(COMDIC)
堵塞指數被用來對試驗進行分類，以觀察主要參數Al和Ti堵塞的影響。選擇的組是:早期停止澆鑄，強烈阻塞，中度阻塞和全部澆鑄完畢。
過早停止認為是由于過早堵塞而導致的澆鑄失敗，這種現象最可能的原因是坩堝壁或塞棒壁上的沉淀和團聚夾雜物在打開時進入水口。似乎早期的堵塞是強脫氧的結果，因此這些結果沒有被跳過，仍然放在記錄里面。重度堵塞被定義為3 ~ 20 kg的堵塞指數，中度堵塞被定義為20 ~ 100 kg的堵塞指數，完全澆鑄被定義為100 ~ 130 kg的堵塞指數。在后一種情況下，堵塞發生了，但沒有導致停止澆鑄。給定經過水口下來的鋼水重量的范圍，是因為不知道在坩堝壁上和粘接在塞棒上面的鋼水量。堵塞的分類如圖78所示，它是澆注開始前鋼水中Al和Ti濃度的函數，各自的試驗編號也在圖中給出。試驗沒有第7、8、10和20爐次，這是列為“早期停止”，試驗編號為第4, 11, 12和18爐次是“全部”。其余的試驗都被歸類為“中度”或“強化”。
圖78 阻塞分類作為澆鑄前Al和Ti含量水平的函數(COMDIC, UNILEOB-FM)
進行了SEM-EDS分析。圖79顯示了非金屬夾雜物NMI隨其大小的相對分布。峰值直徑僅有兩爐實驗(第12、19爐次)的夾雜物大于2 μm，第12爐次試驗僅僅自己有一個夾雜物，見圖79，這個分類選擇是“完全澆鑄完畢”。
圖79 澆鑄開始前11個選定試驗試樣的夾雜物當量直徑分布(COMDIC, UNILEOB-FM)
圖80顯示了11個試驗試樣的SEM/EDS分析結果。只添加Al的試驗中提取的試樣分析用藍色表示。
圖80 澆鑄前11個試驗試樣的SEM/EDS分析(COMDIC, UNILEOB-FM) (a)夾雜物分布的關鍵數據圖(b)氧化物的箱線圖 (c) 夾雜物NMI的數量
這四項實驗沒有堵塞，“澆鑄完畢”(第4、11、12、18爐次)，尤其是Al和Ti的值都較低。四個試驗的Altot含量分別是26 ppm,，23 ppm,，98 ppm和96 ppm。除純鈦脫氧試驗外，其他試驗的鋁含量都不低于100ppm，Altot的平均含量為413ppm。Al含量低，試樣質量差，對可靠的SEM/EDS特征測量不利。事實上，低鋁含量也導致少量的固體氧化鋁夾雜物。此外，富鈦氧化物在實驗中添加Ti (第11和12試驗爐次)與純氧化鋁相比，顯示出更低的吸引力，見圖72。這兩個效應被假定來解釋在“全部澆鑄”等級的實驗中低堵塞現象的傾向。
只有對鋼水鋁鎮靜才能導致適度的堵塞行為，而隨后添加FeTi鈦鐵賀晉年會導致堵塞趨勢的加重?？傮w而言，堵塞等級與“夾雜物數量”、“夾雜物含量”、“夾雜物大小”和化學性質等影響因素之間的相關性較弱。
B.3.3 疏通現象
在堵塞計量試驗臺進行試驗時，觀察到突然水口疏通現象，這種效果是意料之外的，但它必須作為一種創新點在這里提及。疏通是指在堵塞物消失的同時堵塞現象消失，提高鋼水的下流速度。圖81顯示了在進行試驗期間的突然疏通情況，如圖81 (a)所示，它發生在澆鑄速率不斷下降的過程中，也發生在圖81 (b)所示，鋼流完全停止，澆鑄速率為零之后。后者是最常見的，發生在幾分鐘之后。爐內鋼水的溫度保持在1550°C左右，水口的溫度保持在1500°C以上。一種可能的解釋是，當夾雜物與鋼發生反應時，鋼與夾雜物之間的表面張力顯著下降。這種現象在文獻“反應潤濕”中有報道。在堵塞計量試驗臺中，由于鋼水氧化導致鋼液中鋁含量急劇下降，會發生反應潤濕。
圖81 用理論澆鑄速率(COMDIC) (a)試驗第17爐次 (b) 完全停止后，試驗第1爐次
B.3.4 事后解剖分析和SEM/EDS測量
從試驗爐次第5、6、15和22水口堵塞截面看，用SEM/EDS和光學顯微鏡在UNILEOB-FM進行分析。所有試驗都顯示堵塞，并被歸類為“中度”。圖82顯示了試驗中堵塞水口的縱向截面情況。
圖82 所研究水口的縱向截面(COMDIC, UNILEOB-FM)
表17總結了開始澆鑄前鋼水的鋁和鈦含量。
表17 用SEM/EDS(COMDIC, UNILEOB-FM)分析試樣的Al和Ti含量
熱力學考慮指出，氧化鋁在所有四種情況下都是主要的穩定相，如圖78所示。從圖83所示的自動SEM/EDS夾雜物評估可以得出結論，在澆鑄開始之前，鋼水中存在大量的非金屬夾雜物。試驗爐次第5號試樣中主要含有Al -氧化物，平均夾雜物當量直徑ECD約為1.5 μm，而第15爐次試樣中發現了大量的Ti - Al -氧化物，這可能是由于鋼水吸氣造成的二次氧化。Ti – Al- 氧化物的形成也使夾雜物的平均尺寸增加到1.9 μm。
圖83 第5、15爐次試樣夾雜物自動SEM/EDS評估 (COMDIC, UNILEOB-FM)
在試驗第5爐次鋼水脫氧時只加入Al，產生純氧化鋁夾雜物，最終導致噴嘴堵塞。這些大部分是球形的顆粒形成了一個密集的珊瑚狀網絡，其中完全充滿了鋼鐵材料。通過對水口的檢查，可以發現堵塞已經在錐形區域開始，在錐到管的過渡段更加嚴重。在水口的上部沉淀迅速向中心生長，而在管狀部分，沉淀是呈逆鋼流方向生長的趨勢。圖84顯示了來自堵塞區域的典型的夾雜物及其組成。鐵被認為來源于相互作用導致的物質，因此在化學成分中不被考慮。
圖84 試驗第5爐次水口堵塞沉積物 (COMDIC UNILEOB-FM)
試驗爐次第6堵塞水口的沉積物顯示出類似的增長模式。水口堵塞的臨界區域同樣是水口錐狀向管狀部分的移動。主要的化學成分是氧化鋁顆粒，是主要的夾雜物，如圖85所示。
圖85 試驗第6爐次水口堵塞沉積物的SEM/EDS圖 (COMDIC UNILEOB-FM)
在第15和22爐次試驗中，進行了Al脫氧和隨后的Ti的添加。在兩種情況下，調整后的Ti/ Al比都在2左右。第15爐次夾雜物的評估表明，由于鋼水的吸氣二次氧化，氧化鋁和Al - Ti -氧化物夾雜物在澆鑄開始時業已存在。在水口壁上沉積形成的夾雜物再次被鑒定為含微量Ti的氧化鋁夾雜物，然后在界面一定距離處出現雙相Al -Ti-氧化物和純TiOx顆粒。堵塞物位于水口的管狀部分，主要由TiOx夾雜物組成，最終阻斷了鋼的流動。氧化鋁和氧化鈦與鋼接觸界面性能的差異被認為是沉淀物外觀變化的原因。關于堵塞物的化學成分的詳細信息見圖86。
圖86 試驗第15爐次堵塞水口沉積物中的夾雜物 (COMDIC UNILEOB-FM)
從試驗第22爐次開始的水口檢查顯示，氧化鋁夾雜物是引發堵塞的顆粒，在這種情況下，在水口與鋼的界面上發現了粗大的Al2O3組織結構，在沉積物中還檢測到來自水口材料的氧化鋯，水口中間鋼流的最終堵塞是由少量純氧化鋁夾雜物引起的。評估的詳細信息見圖87。
圖87 試驗第22爐次在水口內沉積物 (COMDIC UNILEOB-FM)
含鈦夾雜物以鈦鋁氧化物的形式被氧化鋁覆蓋，氧化鋁外殼起到了擴散屏障的作用，阻止了鋼中溶解的鋁和富鈦氧化物之間的反應。圖88給出了這些包含的一個示例。
圖88 試驗第22爐次氧化鋁覆蓋的鋁鈦氧化物水口(COMDIC UNILEOB-FM)
（未完待續哦?。?/span>
相關文章: 鈦對連鑄塞棒水口堵塞的影響及預防—附件A
