Index of /rozprawy2/10480

Pełen tekst

(1)Akademia Górniczo-Hutnicza im. Stanisława Staszica Wydział Inżynierii Metali i Informatyki Przemysłowej Katedra Techniki Cieplnej i Ochrony Środowiska. Rozprawa doktorska POPRAWA SKUTECZNOŚCI ODTLENIANIA STALI NISKOWĘGLOWEJ DRUTEM ALUMINIOWYM. mgr inż. Mariusz Borecki. Promotor dr hab. Zofia Kalicka – prof. nadzw. AGH Kraków. Kraków 2012. 1.

(2) Składam serdeczne podziękowania prof. nadzw., dr hab. Zofii Kalickiej promotor rozprawy za bezcenne wskazówki, rady, sugestie i korekty oraz wielką cierpliwość i wyrozumiałość podczas licznych i długich dyskusji nad niniejszą rozprawą.. 2.

(3) SPIS TREŚCI 1. Cel i zakres pracy ................................................................................................................... 5 1.1. Wprowadzenie ................................................................................................................. 5 1.2. Cel pracy ......................................................................................................................... 6 1.3. Zakres pracy .................................................................................................................... 7 2. Zarys procesu odtleniania stali glinem ................................................................................... 8 2.1. Reakcje odtleniania stali glinem...................................................................................... 9 2.2. Czynniki wpływające na efektywność odtleniania w warunkach przemysłowych ....... 10 3. Dodatki stopowe w postaci drutów ...................................................................................... 15 3.1. Roztapianie się drutów aluminiowych wprowadzanych do ciekłej stali ....................... 16 3.1.1. Technologiczne znaczenie prędkości wprowadzania drutów w zależności od czasu ich roztapiania się...................................................................................... 16 3.1.2. Przebieg roztapiania drutu aluminiowego w ciekłej stali i parametry wpływające na ten proces ................................................................................... 19 3.1.3. Czas roztapiania drutu aluminiowego wprowadzanego do ciekłej stali ............. 25 3.2. Technologia wprowadzania do stali dodatków w postaci drutów................................. 29 3.2.1. Zalety wprowadzania dodatków stopowych w postaci drutów oraz warunki pełnego wykorzystania tej technologii ................................................................ 29 3.2.2. Hydrodynamiczne oddziaływanie kąpieli na drut wprowadzany do ciekłej stali ...................................................................................................................... 30 3.2.3. Realizacja techniczna wprowadzania drutów ..................................................... 32 3.2.4. Wpływ konstrukcji maszyny i własności mechanicznych drutów na parametry podawania ich do kąpieli metalowej ................................................................... 35 4. Modelowanie roztapiania dodatków wprowadzanych do ciekłej stali ................................. 38 4.1. Przegląd literatury na temat czynników wpływających na asymilację dodatków w ciekłej stali ................................................................................................................. 38 4.1.1. Parametry wpływające na roztapianie i rozpuszczanie dodatków wprowadzanych do ciekłej stali .......................................................................... 38 4.1.1.1 Właściwości dodatków wpływające na ich przyswajanie ....................... 39 4.1.1.2. Parametry kąpieli metalowej, do której wprowadzane są dodatki ......... 42 4.1.2 Mechanizm asymilacji metalicznych dodatków stopowych w ciekłej stali......... 48 4.1.2.1. Dodatki stopowe I klasy ......................................................................... 50 4.1.2.2. Dodatki stopowe klasy II. ....................................................................... 53 4.2. Podstawowe prawa fizyczne opisujące proces nagrzewania i roztapiania się dodatków stopowych ..................................................................................................... 55 4.3. Obliczenia czasu roztapiania dodatków w ciekłej stali ................................................. 58 4.4. Obliczenia czasu roztapiania drutów aluminiowych w ciekłej stali ................................ 64 4.5. Wyznaczanie współczynnika przejmowania ciepła ...................................................... 71 4.6. Weryfikacja modeli numerycznych .............................................................................. 76 5. Zdefiniowanie warunków zastosowania oprogramowania CalcoMOS do modelowania procesu roztapiania drutów aluminiowych wprowadzanych do ciekłej stali ....................... 77 5.1. Opis oprogramowania CalcoMos .................................................................................. 77 5.2. Zdefiniowanie modelu w zakresie wymiarów i geometrii obiektu w systemie CalcoMOS ..................................................................................................................... 79 5.2.1. Określenie układu współrzędnych ...................................................................... 79 5.2.2. Określenie wymiarów modelu i sposób jego zdefiniowania .............................. 79 5.2.3. Zdefiniowanie domen odpowiadających poszczególnym elementom układu .... 81. 3.

(4) 5.2.4. Określenie granic między domenami, dla których będą definiowane odmienne warunki brzegowe .............................................................................. 82 5.2.5. Wybór rodzaju, charakterystyki i gęstości siatki oraz określenie poddomen ..... 83 5.3. Określenie warunków początkowych i brzegowych, danych materiałowych oraz parametrów i zakresu obliczeń ....................................................................................... 88 5.3.1. Opis domen i warunków brzegowych oraz zasady określania warunków symulacji w programie CalcoMOS ...................................................................... 88 5.3.2. Właściwości termofizyczne niezbędne do symulacji roztapiania drutu aluminiowego ...................................................................................................... 90 5.3.3. Opracowanie plików konfigurujących dla modelu roztapiania drutu aluminiowego wprowadzanego do ciekłej stali .................................................. 92 6. Eksperymentalne wyznaczenie współczynnika wymiany ciepła na granicy drut – zakrzepła warstwa stali .............................................................................................. 95 6.1. Koncepcja eksperymentalnego wyznaczenie współczynnika wymiany ciepła ............. 95 6.2. Wyznaczenie współczynnika wymiany ciepła .............................................................. 97 7. Wyniki numerycznej symulacji roztapiania drutu aluminiowego wprowadzanego do ciekłej stali.......................................................................................................................... 105 7.1. Kryteria określania głębokości na jakiej roztopi się drut aluminiowy ........................ 105 7.2 Warianty obliczeń roztapiania drutu aluminiowego w ciekłej stali ............................. 106 7.3. Wyniki numerycznej symulacji roztapiania drutu aluminiowego w ciekłej stali ....... 108 8. Weryfikacja przemysłowa wyników symulacji na podstawie efektywności odtleniania stali ..................................................................................................................................... 128 8.1. Przebieg prób przemysłowych .................................................................................... 129 8.2. Wyniki prób przemysłowych ...................................................................................... 131 8.2.1. Efektywność odtleniania przy różnej prędkości wprowadzania drutów........... 131 8.2.2 Analiza statystyczna istotności zaobserwowanych zależności. ......................... 146 8.3. Porównanie wyników prób przemysłowych i obliczeń numerycznych oraz weryfikacja modelu ..................................................................................................... 152 8.4. Bilans glinu ................................................................................................................. 158 9. Podsumowanie ................................................................................................................... 167 10. Wnioski ............................................................................................................................ 169 11. Literatura .......................................................................................................................... 171 Załączniki ............................................................................................................................... 181 Załącznik nr 1 ................................................................................................................... 1822 Załącznik nr 2 ................................................................................................................... 1855. 4.

(5) 1. Cel i zakres pracy 1.1. Wprowadzenie Jedną z podstawowych operacji technologicznych wytapiania stali jest wprowadzanie do niej różnych dodatków. Są to przeważnie żelazostopy i inne stopy lub pierwiastki, mogące pełnić role dodatków stopowych, odtleniaczy, modyfikatorów, a czasami także materiałów schładzających lub umożliwiających chemiczne podgrzewanie. Operacje te, w takiej lub innej formie zależnej od technologii, przeprowadza się na kilku, a czasami na wszystkich etapach produkcji stali, począwszy od pieca, poprzez spust i obróbkę pozapiecową, a na kadzi pośredniej lub wlewnicy kończąc. Różne są sposoby wprowadzania dodatków, od wrzucania w postaci kawałkowej na powierzchnię kąpieli metalowej, poprzez wprowadzanie w postaci drutów (litych lub rdzeniowych) po wdmuchiwanie lancą w postaci proszków. Wprowadzanie dodatków w postaci kawałkowej ma miejsce przy wprowadzaniu dużej ich masy we wstępnej fazie wytwarzania stali, szczególnie podczas spustu, wykorzystując naturalne mieszanie i „zaciąganie” dodatków do kąpieli. Na tym etapie nie jest wymagana wysoka precyzja, a niższy uzysk jest do zaakceptowania, ze względu na przeważnie niższą cenę tych dodatków. Natomiast w końcowych etapach produkcji podczas wprowadzania drogich dodatków i ostatecznego regulowania składu chemicznego i temperatury lub odtleniania czy modyfikowania wtrąceń w stali wymagana jest większa precyzja i stały (jak najwyższy ze względu na koszty) uzysk. Wymaganiom tym może sprostać metoda wprowadzania dodatków w postaci drutów lub wdmuchiwanych proszków. Ze względu na koszty instalacji i eksploatacji oraz prostotę rozwiązania, tam gdzie to tylko jest możliwe, stosuje się druty. Sam proces wprowadzania drutów czy to litych czy rdzeniowych z punktu widzenia mechanicznego jest prostą czynnością. Jednak od strony metalurgicznej proces ten jest już zagadnieniem znacznie bardziej skomplikowanym. Zastosowanie niewłaściwych parametrów wprowadzania, czyli prędkości podawania dla danej średnicy drutu, wielkość kadzi, temperatury stali i innych (szczególnie miejsca wprowadzania w kadzi w stosunku do kształtki porowatej lub lancy), może w znacznym stopniu niweczyć zalety tej technologii. Druty rdzeniowe stosuje się w wielu odmianach natomiast wprowadzanie drutów litych sprowadza się głównie do podawania drutów aluminiowych celem odtleniania stali. Zabieg odtleniania przeprowadzany jest w różny sposób, ale ma miejsce niemal podczas każdego wytopu. Ponadto z reguły odtlenianie stali jest przeprowadzane w więcej niż jedna operacji technologicznych. Podstawowym pierwiastkiem używanym do odtleniania stali jest glin. W zależności od gatunku i wymagań stosuje się także lub zamiennie krzem, mangan i rzadziej inne. W praktyce operacja odtleniania glinem, który ze względu na ciężar właściwy jest trudny we wprowadzaniu do stali, jest dzielona na dwa etapy. Pierwsze „zgrubne” odtlenianie przeprowadza się podczas spustu poprzez wprowadzenie do kadzi spustowej aluminium w postaci gąsek lub stożków wykorzystując naturalne mieszanie się stali podczas spustu prowadzące do zaciągania ich w głąb metalu. Drugi etap to końcowe, precyzyjne odtlenianie na stanowisku obróbki kadziowej lub w piecu kadziowym poprzez wprowadzanie do stali drutu aluminiowego. Podział operacji odtleniania na dwa etapy ma uzasadnienie tak technologiczne jak i ekonomiczne. W aspekcie technologicznym wczesne odtlenianie podczas spustu zapewnia długi okres czasu na usunięcie tlenków będących produktami odtleniania. Z takim wyprzedzeniem trudno jednak przewidzieć końcową zawartość tlenu w stali przed operacją odlewania. W przypadku przetlenionego żużla, może bowiem dojść do wtórnego natlenienia. 5.

(6) metalu. Ponadto odtlenianie przy pomocy aluminium w gąskach nie pozwala na odpowiednią precyzję w dozowaniu aluminium. Z tych też względów to pierwsze odtlenianie przeprowadza się z pewnym niedomiarem (zawartość tlenu pozostaje wyższa niż wymagana, a glinu niższa). Ostateczne ustalenie poziomu tlenu w stali dokonuje się w końcowej fazie obróbki kadziowej poprzez wprowadzanie drutu aluminiowego, a więc metodą pozwalającą na znacznie dokładniejsze dozowanie ilości odtleniacza i zapewniającą większą powtarzalność wyników. W obu tych operacjach można szukać rezerw pozwalających na zmniejszenie kosztów produkcji. Efekt odtleniania drutem podczas obróbki pozapiecowej oprócz stanu żużla jest uzależniony w dużym stopniu od prędkości wprowadzania drutu aluminiowego. Właściwe dobranie tej prędkości, która jest uzależniona od czasu roztapianie się drutu w ciekłym metalu, dla konkretnych warunków przemysłowych może przynieść wymierny efekt ekonomiczny polegający na jednostkowym zmniejszeniu zużycia drutu aluminiowego oraz efekt technologiczny wyrażający się lepszą powtarzalnością wyników i lepszym końcowym odtlenieniem.. 1.2. Cel pracy Celem pracy było: Zdefiniowanie, w oprogramowaniu CalcoMOS dedykowanym do symulacji procesów C.O.S., modelu procesu roztapiania aluminiowego drutu wprowadzanego do ciekłej stali Określenie wszystkich niezbędnych danych materiałowych i parametrów termofizycznych wymaganych przez oprogramowanie i koniecznych do zbudowania prawidłowo pracującego modelu numerycznego. Wykonanie wariantowych obliczeń symulacyjnych i określenie na tej podstawie wpływu ważniejszych parametrów technologicznych na czas roztapiania się drutów aluminiowych wprowadzanych do kadzi. Porównanie wyników obliczeń numerycznych opracowanego modelu z rozbieżnymi danymi zamieszczanymi w publikacjach poświęconych roztapianiu się drutów aluminiowych w stali. Zbadanie, na podstawie prób przemysłowych, jak zmiana prędkości wprowadzania drutu aluminiowego do kadzi wpływa na efektywność odtleniania stali i w związku z tym w jakim stopniu pozwala poprawić wykorzystanie wprowadzanego wraz z drutem aluminium. Weryfikacja modelu poprzez porównanie wyników prób przemysłowych z rezultatami obliczeń symulacyjnych dla takich samych warunków technologicznych.. 6.

(7) 1.3. Zakres pracy Zakres pracy obejmował przystosowanie oprogramowania CalcoMOS (szwajcarskiej firmy Calcom) z założenia przeznaczonego do symulacji ciągłego odlewania metali do zadania odwrotnego, czyli do procesu ciągłego roztapiania; za taki można bowiem uznać roztapianie się drutu aluminiowego wprowadzanego do kadzi z ciekłą stalą. Oba procesy różnią się w pewnych elementach na tyle istotnie, że dostosowanie programu dedykowanego do procesu ciągłego odlewania wymagało pewnych uproszczeń, ale nie mają one wpływu na samą istotę symulowanych procesów. Sama idea zastosowania programu do zadania odwrotnego niż pierwotnie założony była konsultowana z twórcami oprogramowania, którzy potwierdzili zasadność takiego zastosowania. Przesłanką do opracowania takiego modelu są duże rozbieżności odnośnie czasu roztapiania się drutów aluminiowych wprowadzanych do ciekłej stali spotykane w publikacjach na ten temat. Wykorzystanie do wyznaczania czasu roztapiania się drutu aluminiowego profesjonalnego programu komputerowego stworzonego z myślą o symulacji zjawisk ciągłej zmiany stanu skupienia, który charakteryzuje się dużą swobodą pod względem definiowania problemu, pozwoliło na opracowanie elastycznego i przydatnego dla celów technologicznych narzędzia do określania głębokości, na jakiej roztopi się drut aluminiowy wprowadzany do ciekłej stali w różnych warunkach produkcyjnych. Ponadto narzędzie to posłużyło również do zweryfikowanie wspomnianych rozbieżnych w doniesieniach literaturowych. Zbudowanie modelu roztapiania drutu aluminiowego oprócz formalnego zdefiniowania samego modelu wymagało określenia szeregu własności termofizycznych koniecznych do przeprowadzenia obliczeń oraz warunków brzegowych dla opracowanego modelu. Większość parametrów termofizycznych została pozyskana dzięki specjalistycznemu programowi JMatPro i uzupełniona danymi literaturowymi. Najważniejszym i najtrudniejszym do określenia parametrem opisującym warunki brzegowe jest współczynnik przejmowania ciepła. Został on określony eksperymentalnie poprzez porównanie wyników doświadczeń laboratoryjnych oraz „symulacji odniesienia” wykonanych na specjalnie do tego celu opracowanym modelu. Symulacyjne obliczenia czasu roztapiania się drutów aluminiowych skonfrontowano z wynikami prób przemysłowych polegających na wprowadzaniu do kadzi drutu aluminiowego z różnymi prędkościami. Próby przemysłowe mają jednak swoją specyfikę, zwłaszcza gdy są robione z zamiarem jak najmniejszej ingerencji w proces produkcyjny. Próby takie pozwalają, co prawda, pozyskać wartościowy materiał badawczy, jednak zebrane dane wymagają wstępnego przefiltrowania, przygotowania i standaryzacji. W wielu przypadkach do interesujących z badawczego punktu widzenia parametrów dochodzić trzeba w sposób pośredni na podstawie innych dostępnych danych. Wszystkie powyższe uwagi dotyczą również danych pozyskanych w ramach niniejszej pracy. W związku z tym istotnym jej elementem była odpowiednia obróbka standaryzująca danych przemysłowych i obliczenia parametrów nie mierzonych wprost. Kolejnym istotnym elementem analizy danych przemysłowych było wykluczenie wpływu czynników trzecich. Próby przemysłowe zwykle trudno jest zrealizować według z góry zaplanowanego harmonogramu. Charakteryzują się one występowaniem, zakłócających proces technologiczny zdarzeń losowych, podczas których priorytetem załogi jest ciągłość i jakość produkcji, a nie ścisła realizacja harmonogramu prób. Właściwa analiza danych przemysłowych wymaga, oprócz znajomości procesu, świadomości zagrożenia wynikającego z wystąpienia czynników przypadkowo wpływających na badaną korelację.. 7.

(8) Z tego względu dane po standaryzacji poddano wstępnej analizie statystycznej celem stwierdzenia ich przydatności dla oceny badanych zjawisk. Przykładowo, otrzymaną w warunkach przemysłowych zależność pomiędzy prędkością wprowadzania drutu, a „uzyskiem” glinu można uznać za wiarygodną jeżeli wykluczy się przypadkowy wpływ czynników, które z racji swojego pośredniego skorelowania z prędkością wprowadzania drutu mogły oddziaływać na końcowy rezultat (np. duże jednorazowe „porcje” drutu mogły być z zasady podawane, ze względu na ograniczenia czasowe, z większą prędkością; większej ilości wprowadzanego aluminium na tonę stali towarzyszy natomiast zwykle wyższy uzysk tego pierwiastka). Celem wyeliminowania takich przypadkowych oddziaływań sporządzono macierz korelacji istotnych parametrów mogących wpływać na wynik końcowy i tam gdzie było to konieczne wyeliminowano ich przypadkowe oddziaływanie. W oparciu o tak przygotowane dane oceniono wpływ prędkości wprowadzania drutu na skuteczność odtleniania drutem aluminiowym dla konkretnych warunków technologicznych oraz zweryfikowano wyniki obliczeń modelowych, porównując je z wynikami prób przemysłowych.. 2. Zarys procesu odtleniania stali glinem Tlen stanowi jedną z najbardziej szkodliwych domieszek w stali, powodując problemy w procesie wytwarzania stali oraz pogarszając jej jakość. Usuwania tlenu ze stali nazywa się odtlenianiem, a proces ten prowadzi się w różny sposób zależny od etapu produkcji, możliwości technicznych oraz wymagań stawianych wyrobom końcowym. Tlen w stali występuje w postaci rozpuszczonej oraz jako nierozpuszczalna faza tlenkowa, stanowiąca tzw. wtrącenia niemetaliczne. Rozpuszczalność tlenu w żelazie w zakresie temperatur procesów metalurgicznych, czyli 1500°C do 1800°C wynosi ok. 1460 do 2070 ppm [1]. Dla stali wartości te będą się różnić w zależności od jej składu. Operacja odtleniania ma za zadanie usuniecie ze stali tlenu w obydwu postaciach. Pierwszym etapem odtleniania stali jest zwykle związanie tlenu rozpuszczonego przez pierwiastek o dużym powinowactwie do tlenu zwany odtleniaczem, a wynikiem tego procesu jest stały lub ciekły tlenek w postaci wtrącenia niemetalicznego. Następny etap odtleniania stali polega na usunięciu z niej produktów odtleniania. Opisany powyżej sposób odtleniania nazywa się odtlenianiem osadowym i jest powszechnie stosowany w produkcji stali [1]. Alternatywnym sposobem jest odtlenianie przy znacznie obniżonym ciśnieniu nad ciekłą stalą, nazywane odtlenianiem „próżniowym”. Odtlenianie w tych warunkach w głównej mierze kontrolowane jest przez reakcję węgiel-tlen w warunkach niskiego ciśnienia, a także dodatkowo jest wspomagane redukcją tlenkowych wtrąceń niemetalicznych [2]. Ze względu na wymagane odpowiednie wyposażenie techniczne jest stosowane rzadziej i tylko przy produkcji stali o wysokich wymaganiach. Usuwanie tlenu ze stali może również następować wskutek odtleniania nazywanego dyfuzyjnym lub (co lepiej oddaje jego charakter) ekstrakcyjnym [3]. Ten sposób odtleniania polega na usuwaniu tlenu ze stali, zgodnie z prawem podziału, za pomocą żużla redukcyjnego o bardzo małej zawartości FeO.. 8.

(9) 2.1. Reakcje odtleniania stali glinem W praktyce stalowniczej przy produkcji zwykłych gatunków stali dominującą pozycję zajmuje odtlenianie osadowe. Najczęściej stosowanym do odtleniania osadowego pierwiastkiem jest glin. Wprowadza się go w różnej postaci. Zwykle do odtleniania wstępnego stosuje się aluminium w kawałkach, natomiast końcowe precyzyjne odtlenianie prowadzi się za pomocą drutów aluminiowych. Pierwszy etap odtleniania polega na wiązaniu tlenu rozpuszczonego w stali przez wprowadzony do niej pierwiastek W wyniku tego powstaje nierozpuszczalny w metalu tlenek. Reakcja odtleniania glinem przebiega następująco: 2[Al] + 3[O] = (Al2O3). (1). Powstały w wyniku tego tlenek glinu jest usuwany ze stali poprzez wypływanie oraz flotację w trakcie przedmuchiwania gazem obojętnym. Skuteczność tego zabiegu zależy od wielu czynników [4] i jest ważnym wskaźnikiem prawidłowości technologii obróbki kadziowej. Stała równowagi K reakcji (1) jest związana z aktywnością tlenu i glinu w następujący sposób [3]: log K = log a Al2O3 − 3 log aO − 2 log a Al (2) gdzie: a Al2O3 jest aktywnością Al2O3 równą 1 w przypadku gdy Al2O3 nie zawiera rozpuszczonych w nim innych tlenków (stan odniesienia wg Raoulta) natomiast stanem odniesienia dla aktywności tlenu i glinu jest 1% roztwór składnika (stan odniesienia wg Henry’ego). Wartość stałej równowagi dla reakcji (1) jest zależna od temperatury. W publikacjach wzory do wyznaczania tej stałej różnią się w pewnym zakresie. Przykładowo według [5, 6] stałą równowagi dla reakcji (1) zaleca się wyznaczyć z zależności:. − log K = −64 000 / T + 20,57. (3). Występujące w równaniu (2) aktywności tlenu i glinu w kąpieli metalowej są zależne od składu chemicznego stali. Aktywność tlenu w stali wg Henry’ego jest funkcja stężenia rozpuszczonego w niej tlenu oraz współczynnika aktywności: a[O ] = f O ⋅ [%O ]. (4). gdzie: [%O] – % masowy rozpuszczonego tlenu fO – współczynnik aktywności tlenu.. 9.

(10) Podobnie aktywność glinu:. a[ A ] = f Al ⋅ [% Al ]. (5). gdzie: [%Al] – % masowy rozpuszczonego glinu fAl – współczynnik aktywności glinu. Dla praktycznych celów współczynnik aktywności f określany jest zwykle z równania Wagnera-Chipmana, z wykorzystaniem zależnych od temperatury parametrów oddziaływania według zależności [7, 8]: k. lg f y = ∑ e y( x ) ⋅ [% x]. (6). x=2. gdzie: x – numeruje składnik stali z wyjątkiem żelaza (dla którego x=1) fy – współczynnik aktywności składnika „y”, [%x] – stężenie rozpuszczonego składnika „x” w % masowych ( <1%)  ∂ ln a y   e (yx ) =  – parametr oddziaływania I rzędu składnika „x” na aktywność  ∂ % x  % Fe→100 składnika „y” w roztworze Fe. Przy większych stężeniach współczynnik aktywności liczy się z wykorzystaniem parametrów oddziaływania drugiego rzędu. W warunkach przemysłowych stężenie tlenu rozpuszczonego określa się zwykle poprzez pomiar aktywności tlenu. Wykorzystuje się w tym celu odpowiednie czujniki stanowiące półogniwo z elektrolitem stałym, które w ciekłym metalu tworzy ogniwo stężeniowe [9]. Znając skład kąpieli metalowej i jej temperaturę oraz wykorzystując zależności (4) i (6) można na podstawie aktywności tlenu w stali obliczyć jego stężenie.. 2.2. Czynniki wpływające na efektywność odtleniania w warunkach przemysłowych W procesie odtleniania można wyróżnić wiele etapów. Zasadnicze z nich to [1]: - Rozpuszczanie się w stali dodanego odtleniacza, - Reakcja łączenia się tlenu rozpuszczonego w żelazie z atomami odtleniacza, - Tworzenie się trwałego zarodka produktu odtleniania i powstanie powierzchni międzyfazowej metal-faza tlenkowa, - Transport tlenu i odtleniacza do utworzonej powierzchni, dalsza reakcja chemiczna i wzrost zarodków do wymiarów wtrąceń niemetalicznych, - Wypływanie produktów odtleniania z jednoczesną dalszą reakcją odtleniania na ich powierzchniach, - Wydzielanie się produktów odtleniania i wtrąceń niemetalicznych z ciekłego metalu.. 10.

(11) Z punktu widzenia wiązania tlenu rozpuszczonego w stali najistotniejsze znaczenie mają dwa pierwsze etapy. Jakkolwiek odtlenianie trwa również podczas dalszych etapów, to pierwsze dwa warunkują cały proces wiązania tlenu rozpuszczonego w kąpieli. Prawidłowa technologia odtleniania powinna zapewnić odpowiedni czas na rozpuszczenie się odtleniacza zanim znajdzie się on w pobliżu żużla lub odsłoniętej - wskutek przedmuchiwania argonem powierzchni kąpieli. Na powierzchni kropli glinu, które znajdują się po uwolnieniu z drutu w ciekłej stali, może tworzyć się warstewka tlenku utrudniająca dalsze odtlenianie [1, 10]. Zwiększenie czasu wypływania takiej kropli powinno istotnie poprawić wykorzystanie odtleniacza zanim osiągnie on powierzchnię metalu, gdyż w trakcie wypływania krople będą poddane siłom wynikającym z mieszania stali [1]. Z powyższego wynika, że najkorzystniejsze warunki efektywnego wykorzystania wprowadzanego dodatku występują, gdy zostanie on uwolniony do ciekłej stali przy dnie kadzi [11, 12, 13]. Potwierdzeniem tego jest różny uzysk glinu w zależności od metody wprowadzania. Podczas wprowadzania aluminium w postaci kawałkowej na powierzchnię kąpieli można osiągnąć uzysk tego pierwiastka w granicach od 30% do maksymalnie 70%, natomiast wprowadzanie aluminium w postaci drutu przy prawidłowym prowadzeniu operacji zapewnia uzysk na poziomie 80% - 90% [11]. Zastosowanie w Cleveland Works drutów aluminiowych w miejsce aluminium kawałkowego spowodowało, że odchylenie standardowe końcowej zawartości glinu w stali zmniejszyło się z ±0,016% do ±0,009%, uzysk wzrósł o 20%, a wytopy nietrafione - ze zbyt niską zawartością glinu - zostały wyeliminowane [14]. W związku z tym efektywność odtleniania rozumiana jako spadek stężenia tlenu na jednostkę masy wprowadzonego odtleniacza w danej masie stali może być parametrem, który pozwala ocenić prawidłowość technologii odtleniania drutem aluminiowym. W praktyce oznacza to, że na podstawie efektywności danej operacji odtleniania można wnioskować o miejscu (odległości od powierzchni metalu) uwolnienia glinu, a tym samym wykorzystać tą informacje do weryfikacji obliczeń czasu roztapiania się drutu aluminiowego. Porównywanie zużycia odtleniacza na obniżenie stężenia tlenu o określoną wartość wymaga jednak pewnych zastrzeżeń. Pierwsze związane jest z początkowym stężeniem tlenu w odtlenianej stali oraz docelową końcową zawartością tlenu rozpuszczonego. Zużycie glinu na jednostkowe obniżenie stężenia tlenu będzie miarodajne, jeżeli porównywane wyniki będą dotyczyły odtleniania stali o zbliżonym poziomie stężenia tlenu początkowego i końcowego oraz porównywalnej temperaturze. Wynika to z równowagi pomiędzy glinem i tlenem zgodnie z równaniem (2) - rys. 1.. 11.

(12) Rys. 1. Krzywe równowagi Fe – O – Al w różnych temperaturach liczone według równania: -log K = log (a2[Al] · a3[O])= -64000/T+20,57. Im niższe początkowe stężenie tlenu tym dalsze odtlenianie wymaga większego wzrostu zawartości glinu metalicznego w kąpieli metalowej. Wyższa temperatura stali również przesuwa warunki równowagi w kierunku wyższych zawartości glinu w stali i tym samym osłabia efekt odtleniania. Porównywanie zużycia glinu na związanie określonej ilości zawartego w stali tlenu przy różnym stężeniu początkowym i końcowym tlenu oraz zmiennej temperaturze wymaga odpowiednich przeliczeń standaryzujących wyniki. Powyższą kwestię dobrze ilustruje przedstawiona na rys. 2 zależność uzysku aluminium od całkowitej jego masy wprowadzonej do stali. Jak widać przy małych dodatkach aluminium jego uzysk jest bliski zeru, gdyż cały glin jest praktycznie wiązany przez tlen. W miarę wzrostu masy wprowadzanego aluminium w coraz większym stopniu rozpuszcza się on w stali w postaci metalicznej i tylko w pewnym stopniu służy odtlenianiu.. 12.

(13) *). Szybkość utleniania się glinu zawartego w kąpieli przez żużel, [% wagowe Al/minutę]. Rys. 2. Uzysk glinu w zależności od masy wprowadzonego do stali aluminium (prędkość wprowadzania 73 kg/min, czas homogenizacji 1 min) przy różnym natlenieniu żużla wyrażonym szybkością utleniania glinu w kąpieli [15]. Ważnym czynnikiem wpływającym na ocenę efektywności odtleniania jest dobra homogenizacji składu kąpieli metalowej w kadzi. Brak ujednorodnienia składu grozi nie tylko błędnymi wynikami pomiarów, które nie są adekwatne do rzeczywistego stanu kąpieli, ale może mieć również bezpośredni wpływ na uzysk wprowadzanych dodatków, a w szczególności odtleniaczy w sytuacji gdy bogate w odtleniacz partie stali znajdą się w kontakcie z żużlem bogatym w FeO i/lub MnO [16]. Badania nad rozkładem stężenia glinu podczas odtleniania drutem aluminiowym wykazały znaczne różnice w zawartości glinu podczas wprowadzania drutu [17]. Na podstawie symulacji numerycznych i prób przemysłowych w 70 t kadzi mieszanej argonem o początkowej zawartości tlenu 40 ppm, do której wprowadzano drut z szybkością 2,2 m/s stwierdzono, że stężenie tlenu w pierwszej kolejności spada w obszarze centralnym kadzi i przy powierzchni. Jednocześnie koncentracja glinu jest bardzo wysoka w obszarze wprowadzania drutu. Sugeruje to, że wprowadzanie glinu jest szybsze niż jego transport ze strefy wprowadzania do pozostałej części kąpieli. Po zakończeniu wprowadzania drutu następuje ujednorodnienie kąpieli, które według obliczeń potwierdzonych próbami przemysłowymi wymaga ok. 2 minut mieszania gazem obojętnym od momentu zaprzestania wprowadzania drutu. Po około 120-130 sekundach uzyskano wynikową zawartość tlenu w stali i dalsze mieszanie nie powodowało już zmian stężenia tlenu. Proces odtleniania (wiązania tlenu rozpuszczonego) w funkcji czasu dla różnych intensywności mieszania przedstawiono na rys. 3.. 13.

(14) Rys. 3. Średnie stężenie tlenu wyrażone jako ułamek wagowy w funkcji czasu (kadź o średnicy 280 cm, wysokość kąpieli 234 cm, drut podawany z szybkością 2,2 m/s) [17]. Podawany w publikacjach czas na ujednorodnienie składu chemicznego kąpieli przyjmuje różne wartość. Wynika to z różnych objętości i kształtów kadzi oraz sposobu i intensywności mieszania. Zwykle jednak mieści się on w granicach 2 do 4 minut [17, 18, 19] lub nawet mniej [20, 21]. Równomierne rozcieńczenie glinu w kąpieli nie musi oznaczać, że związał on już tyle tlenu, ile z warunków równowagi powinien związać. To „opóźnienie” może wynikać np. ze wspomnianego już zjawiska powstawania na kroplach odtleniacza warstwy tlenku izolującego go od kąpieli. Z wykresu przedstawionego na rys. 3 wynika jednak, że nawet czas 1,5 minuty może być wystarczający, jeżeli zastosuje się odpowiednią intensywność mieszania. Ujednorodnienie składu chemicznego stali nie oznacza, że cała kąpiel rozumiana jako układ metal-żużel znajduje się w stanie równowagi. Tego zagadnienia dotyczy trzecie zastrzeżenie. Wyniki pomiarów będą porównywalne, jeżeli nie będzie następowało wtórne natlenianie stali przez żużel. Zjawisko to zależy od ilości żużla i jego potencjału utleniającego oraz intensywności mieszania i składu chemicznego stali [22]. W warunkach wzorowo prowadzonej produkcji zawartość tlenków FeO+MnO w żużlu powinna być na tyle niska, aby zjawisko ponownego natlenienia stali nie następowało. W praktyce, jak wynika z doświadczeń zebranych w polskich stalowniach, niejednokrotnie potencjał utleniający żużla jest tak duży, że powoduje natlenianie stali po opuszczeniu stanowiska obróbki pozapiecowej niemal do momentu odlewania. Z problemem tym stalownie radzą sobie stosując nadmiarową zawartość glinu w stali w momencie opuszczania stanowiska obróbki kadziowej. Chcąc w takich warunkach porównywać efektywność odtleniania poszczególnych wytopów należy dążyć do skrócenia czasu pomiędzy wprowadzeniem glinu a czasem pomiaru. Minimalizacja czasu jest jednak ograniczona koniecznością ujednorodnienia składu chemicznego i przereagowania glinu z tlenem rozpuszczonym w stali.. 14.

(15) Wynika z tego, że dla celów porównawczych pomiar tlenu powinien następować po czasie wymaganym do uzyskania stanu bliskiego homogenizacji kąpieli, ale dalsze jego wydłużanie nie jest celowe, zwłaszcza w warunkach żużla utleniającego. Efektywność odtleniania w warunkach przemysłowych przy uwzględnieniu powyżej przedstawionych wymagań powinna stanowić miarodajny wskaźnik prawidłowości technologii wprowadzania drutu aluminiowego (właściwej prędkości wprowadzania drutu) i co za tym idzie pozwolić na weryfikację poprawności obliczeń modelowych.. 3. Dodatki stopowe w postaci drutów Wprowadzanie dodatków stopowych i odtleniających w postaci drutów, ze względu na szereg zalet, jest obecnie powszechnie stosowane. Wprowadzane do ciekłej stali lub żeliwa podczas procesu produkcyjnego druty dzielą się na dwie zasadnicze grupy - druty lite i druty rdzeniowe. Druty lite to w praktyce produkcyjnej przede wszystkim druty aluminiowe stosowane do precyzyjnego regulowania zawartości glinu w stali i do jej odtleniania. Obecnie stosowanie drutów aluminiowych do końcowego, precyzyjnego, odtleniania stali odtlenianych glinem jest standardem. Druty rdzeniowe to odpowiednio przygotowane sproszkowane materiały stanowiące dodatek do kąpieli metalowej zamknięte w stalowej najczęściej otulinie stanowiącej stalową rurkę [23] (prowadzono również próby z drutami o przekroju prostokątnym [24]). Wytwórcy dostarczają bardzo szeroki asortyment drutów rdzeniowych o różnych wypełnieniach, średnicach i grubościach otuliny. Z ich pomocą wprowadza się odtleniacze, pierwiastki modyfikujące wtrącenia niemetaliczne i dozowane w mniejszych ilościach żelazostopy do kadzi i kadzi pośredniej [25]. Dodatki wprowadzane w postaci drutu rdzeniowego to między innymi CaSi, FeCa, Ca metaliczny, FeSi, FeB, FeTi, MgSi, SiC, CaC2, oraz siarka i węgiel [26, 27, 28], a także inne oferowane standardowo lub w zależności od potrzeb produkowane na zamówienie. Stosuje się również druty rdzeniowe wypełnione żelazem (śrutem żelaznym) do precyzyjnej regulacji temperatury w kadzi pośredniej [29], a także wypełnione odpadowymi materiałami glinonośnymi [30]. Proces nagrzewania i roztapiania drutów rdzeniowych jest złożony, zależny od wielu czynników i może przebiegać według różnych schematów [31, 32, 33, 34], a jego wyznaczanie jest ważnym zagadnieniem technologicznym. W praktyce przemysłowej dąży się aby otulina drutów rdzeniowych i co za tym idzie uwolnienie materiału stanowiącego rdzeń nastąpiło w pobliżu dna kadzi, gdyż zapewnia to najefektywniejsze wykorzystanie wprowadzanego z drutem czynnika [35]. Ze względu na zakres niniejszej pracy roztapianie i przyswajanie drutów rdzeniowych nie będzie szerzej omawiane. Natomiast uwaga skupiona zostanie na procesach wprowadzania i roztapiania litych drutów aluminiowych.. 15.

(16) 3.1. Roztapianie się drutów aluminiowych wprowadzanych do ciekłej stali 3.1.1.. Technologiczne znaczenie prędkości wprowadzania w zależności od czasu ich roztapiania się. drutów. Jak już wspomniano jedynym mającym znaczenie technologiczne i powszechnie stosowanym w metalurgii stali reprezentantem drutów litych jest drut aluminiowy. Stosowane w praktyce przemysłowej druty mają najczęściej średnicę w granicach 9 – 15 mm. Zawierają powyżej 99% glinu (resztę stanowi żelazo i śladowe ilości innych pierwiastków w proporcjach zależnych od dostawcy) i w różnego rodzaju rozważaniach są zwykle traktowane jak czysty glin [17, 36, 37, 38]. Ponieważ dla praktyki przemysłowej miejsce uwolnienia glinu podawanego w postaci drutu ma duże znaczenie, proces roztapiania tych drutów oraz wpływ prędkości ich podawania na efektywność procesu odtleniania stali był wielokrotnie opisywany i badany w warunkach laboratoryjnych, przemysłowych i obliczeniach modelowych [np. 15, 17, 36, 37, 38, 39, 40, 41, 42, 43, 44]. Rozpatrywano przypadki czysto teoretyczne jak i możliwie dokładnie odpowiadające rzeczywistości. Do tych pierwszych można zaliczyć badania prowadzone dla przypadku bardzo wolnego - jak na warunki rzeczywiste - wprowadzania drutu aluminiowego [36]. W badaniach tych na podstawie eksperymentów, a następnie symulacji komputerowych określono zjawiska cieplne zachodzące podczas powolnego wprowadzania drutu aluminiowego do stali. Symulacje prowadzono dla drutu o średnicy 15 mm wprowadzanego do stali o przegrzaniu ponad likwidus 80 °C z szybkością 30 mm/s (czyli 1,8 m/min). Rys. 4 przedstawia wzdłużny przekrój drutu po różnym czasie zanurzenia w kąpieli z zaznaczonymi izotermami solidusu aluminium oraz przewidywany kontur otaczającej warstewki zakrzepłej stali. Jak widać na rys. 4 w początkowej fazie roztapiana drutu cienka warstewka zakrzepłej stali otacza również dolną powierzchnię drut zanurzonego w ciekłym metalu. Konwekcja ciepła od kąpieli metalowej powoduje roztapianie powłoki na krawędzi końca drutu i w konsekwencji odpadnięcie jej dolnej powierzchni po czasie ok 4,8 s. Ciekłe aluminium skutkiem tego rozpuszcza się w stali, czemu towarzyszy efekt egzotermiczny 2400 kJ/kg Al. Skutkiem wydzielania się tego ciepła warstewka zakrzepłej stali otaczająca ciekły rdzeń roztapia się. Po 7 - 8 sekundach drut jest wystarczająco „chłodny” do zamrożenia kolejnej warstewki stali od czoła i proces powtarza się.. 16.

(17) Rys. 4. Kolejne etapy roztapiania drutu aluminiowego o średnicy 15 mm wprowadzanego do stali przegrzanej ponad likwidus o 80 °C z prędkością 30 mm/s [36]. Ta symulacja odpowiada obserwacjom doświadczalnym. Jednak dla warunków przemysłowych, gdzie prędkość wprowadzania jest kilkadziesiąt razy wyższa, waga tych wahań jest niewielka i należy przyjąć stabilną głębokość penetracji oraz odrzucić możliwość zasklepiania się drutu od czoła [36]. W tych warunkach wpływ efektu egzotermicznego, występującego tylko przy końcu drutu, na czas jego roztapiania jest nieistotny i nie jest uwzględniany w symulacjach o znaczeniu utylitarnym. W przemysłowych operacjach prędkości wprowadzania drutu wynoszą zwykle od kilkudziesięciu do kilkuset metrów na minutę. Roztapianie się drutów litych jest w zasadzie podobne do roztapianie się dodatków wprowadzanych do ciekłej stali w postaci kawałków. W procesie tym zachodzą podobne etapy tworzenia i zaniku warstewki zakrzepłej stali oraz nagrzewania i roztapiania wnętrza. Ponieważ aluminium należy do dodatków których temperatura topnienia jest niższa niż stali (dodatki takie określa się jako „dodatki I klasy”, a podział na klasy szerzej opisano w rozdziale 4.1.2.1), proces roztapiania przebiega według następującego schematu: 1. Po wprowadzeniu drutu do kąpieli tworzy się na nim warstewka zakrzepłej stali rzeczywisty przekrój poprzeczny drutu w tej fazie pokazuje rysunek 5 [43]. 2. W miarę przebywania drutu w ciekłej stali następuje jego rozgrzewanie się, a warstewka do pewnego momentu powiększa się, po czym zaczyna się topić. W tym czasie drut wewnątrz otuliny jest już zwykle roztopiony.. 17.

(18) Rys. 5. Przekrój drutu aluminiowego o średnicy 12 mm z warstewką zakrzepłej na nim stali po czasie 0,2 s przebywania w stali o temperaturze 1580°C [43]. Wynika z tego, że czynnikiem determinującym czas roztopienia drutu będzie w rzeczywistości trwałość zakrzepłej na drucie warstewki stali, a nie roztopienie się aluminium. Badania laboratoryjne, praktyka przemysłowa i obliczenia wskazują, że stosowane przemysłowo druty mające zazwyczaj średnice w zakresie od 9 do 15 mm, przy prędkościach wprowadzania do kilkuset m/min, mogą, w zależności od głębokości metalu, nie roztopić się całkowicie przed osiągnięciem dna kadzi. Następuje w tym przypadku „odbicie” się drutu od dna kadzi i często skierowanie ku jej górze, przy czym kierunek poruszania się drutu podlega przypadkowym zmianom. W takiej sytuacji uwolnienie glinu może nastąpić w różnych miejscach kadzi, nawet przy powierzchni metalu w pobliżu warstwy żużla. Efektem tego jest brak powtarzalności wyników operacji technologicznej oraz niski uzysk wprowadzanego glinu, co niweczy zalety, jakie niesie wprowadzanie dodatku w postaci drutu [31, 38, 39]. Przy odpowiednio dużej prędkości wprowadzania drut może nawet wynurzyć się ze stali, co prowadzi do odtleniania żużla zamiast metalu w przypadku kontynuowania operacji wprowadzania drutu. Skutki nadmiernej prędkości wprowadzania drutu przedstawiono na rys. 6 A.. 18.

(19) Rys. 6. Zachowanie się drutu w kadzi w zależności od szybkości wprowadzania [31]. Drut wprowadzany ze zbyt małą prędkością również roztopi się przy powierzchni w pobliżu żużla, co spowoduje niższy uzysk oraz w przypadku intensywnego mieszania brak powtarzalności wyników. Przypadek taki przedstawiono na rys. 6 C. Możliwe jest również, że aluminium będzie roztopione w momencie osiągnięcia przez drut dna, ale otaczająca go warstwa zakrzepłej stali jeszcze do końca się nie roztopi. W takim przypadku warstewka ta może być już na tyle cienka, że jej wytrzymałość będzie niewielka i ulegnie ona mechanicznemu zniszczeniu w momencie uderzenia o dno kadzi [29], co doprowadzi do uwolnienia roztopionego glinu do kąpieli. Dotarcie do dna kadzi drutu z grubszą jeszcze warstwą zakrzepłej stali może spowodować rozpad drutu na stosunkowo długie odcinki. W takim przypadku należy liczyć się z uwalnianiem glinu w pewnym oddalenia od dna kadzi w wyniku wypływania fragmentów drutu odłamanych podczas uderzenia w dno kadzi [40]. Czas potrzebny do ich roztopienia zależy od grubości warstwy zakrzepłej stali oraz długości odłamanego odcinka. W kontekście powyższego, za optymalną prędkość wprowadzenia drutu należy uznać zakres prędkości, przy których drut roztapia się całkowicie przy dnie kadzi lub ciekłe aluminium otoczone jest cienką i słabą warstewką zakrzepłej stali – rys. 6 B. Jak z tego wynika dobranie właściwej prędkości wprowadzania drutu wymaga znajomości czasu jego roztapiania w konkretnych warunkach, a mówiąc bardziej precyzyjnie, znajomości procesu narastania i zaniku warstwy stali zakrzepłej na drucie oraz czasu w którym aluminium ulegnie całkowitemu roztopieniu.. 3.1.2. Przebieg roztapiania drutu aluminiowego w ciekłej stali i parametry wpływające na ten proces Czas roztapiania aluminium oraz proces tworzenia i zaniku warstewki zakrzepłej stali jest wynikiem przepływu ciepła z kąpieli do drutu. Zwykle zakłada się, że przepływ ciepła od kąpieli do wnętrza drutu następuje prostopadle do jego osi i pomija się nieistotny przepływ ciepła od czoła drutu (w tak precyzyjnym ujęciu należałoby również uwzględnić pomijany w literaturze wpływ wymiany ciepła z otoczeniem poprzez drut nie wprowadzony jeszcze do 19.

(20) kąpieli od strony maszyny podającej). Założenie to wynika z niewielkiej powierzchni przekroju drutu w stosunku do bocznej powierzchni kontaktu [37, 40]. Wobec tego drut rozpatruje się zwykle jako nieskończenie długi walec, w którym w wyniku różnicy temperatur następuje przepływ strumienia ciepła od zewnątrz do wnętrza walca. Na powierzchni drutu wprowadzanego do kadzi tworzy się warstwa zakrzepłej stali, a zawarte wewnątrz niej aluminium ulega podgrzaniu, a następnie roztopieniu. Przebieg tych procesów zależy w istotny sposób od kilku czynników związanych z parametrami drutu, kąpieli i samego procesu wprowadzania drutu do kąpieli. Parametry związane z drutem to głównie jego własności termofizyczne i średnica. Ponieważ jednak jako druty lite w praktyce stosuje się wyłącznie druty aluminiowe i to o dużej czystości, to zawężając obszar rozważań do glinu, pozostaje tylko jeden, zmienny i istotny parametr, czyli średnica drutu. Spośród parametrów kąpieli, omówionych szczegółowo w punkcie 4.1.1.2, największy wpływ na grubość powstającej warstewki zakrzepłej stali oraz czas jej trwania ma temperatura stali, a tym samym powiązane z nią przegrzanie kąpieli. Zarówno dla dodatków kawałkowych, jak i dla drutów parametry te decydują przede wszystkim o grubości i czasie trwania warstewki zakrzepłej stali. Na tym podobieństwa jednak się kończą. W przypadku dodatków kawałkowych proces przyswojenia ma miejsce dopiero po roztopieniu otoczki zakrzepłej stali. Natomiast w przypadku drutów możemy liczyć się z możliwością mechanicznego zniszczenia tej warstewki i uwolnienia dodatku, gdy drut uderzy o dno kadzi [40]. W warunkach bardzo szybkiego wprowadzania drutów do płytkiej kadzi może wystąpić sytuacja, że drut dotrze do dna kadzi w stanie stałym. Uszkodzenie otaczającej go warstewki zakrzepłej stali wywołane uderzeniem może prowadzić do powstania na odkrytych fragmentach drutu warstewki wtórnej. Taki przypadek ma jednak znaczenie wyłącznie z teoretycznego punktu widzenia. W praktyce przemysłowej stosowanie takich prędkości podawania drutu jest niedopuszczalne ze względu na nieefektywność takiej operacji. Z powyższego wynika, że bardzo istotnym parametrem mającym wpływ na przebieg roztapiania drutu jest prędkość jego wprowadzania. Znaczenie tego czynnika jest jednakże szersze niż tylko wynikające z mechaniczno-fizycznego aspektu wyznaczającego drogę, jaką drut przebędzie w kąpieli zanim się roztopi lub natrafi na przeszkody mechaniczne jak np. dno czy ściana kadzi. Wpływ prędkości wprowadzania drutu można porównać z wpływem, jaki ma intensywność mieszanie stali (szybkość przepływu) na roztapianie dodatków kawałkowych [45, 46], gdyż decyduje ona o szybkości poruszania się drutu w kąpieli W rzeczywistości prędkość poruszania się drutu w kąpieli jest znacznie większa niż dodatków kawałkowych w wyniku mieszania stali ze względu na stosowanie stosunkowo dużych prędkości wprowadzania drutu. Drugi powód to brak płynięcia dodatku z prądem metalu, co w przypadku dodatków kawałkowych zmniejsza ich prędkość w stosunku do kąpieli. Rzeczywisty ruch metalu wywołany mieszaniem stanowi podczas wprowadzania drutu tylko pewną składową, która może zwiększać lub zmniejszać ogólną prędkość drutu względem ciekłej stali. To czy prędkość wprowadzania i wynikająca z mieszania będą się sumować czy niwelować zależy od miejsca kadzi, w którym drut jest wprowadzany. Jeżeli drut wprowadzany jest w miejscu prądów wznoszących to prędkości te zsumują się. Natomiast wprowadzanie drutu w miejscu prądów zstępujących sprawi, że prędkość metalu względem drutu będzie różnicą tych dwóch prędkości [37]. Możliwy jest również wariant wprowadzania w „martwy” obszar kadzi, gdzie prędkość przepływu metalu wzdłuż osi pionowej jest niewielka.. 20.

(21) Wartość prędkości wynikającej z mieszania kąpieli jest jednak zwykle niewielka w stosunku do prędkości wprowadzania drutu. W związku z tym niezależnie od wpływów mieszania, wzrost prędkości wprowadzania zwiększa zwykle prędkość poruszania się drutu w kąpieli metalowej, co skraca czas zaniku zakrzepłej na drucie warstewki stali wskutek przyspieszonej wymiany ciepła. Na rys. 7 przedstawiono, określony w oparciu o symulację programem komputerowym, czas zaniku warstewki zakrzepłej stali oraz jej grubość dla różnych prędkości wprowadzania drutu [40]. Na wykresach zaznaczono również moment początku i końca roztapiania aluminium. Jak wynika z wykresu, prędkość podawania drutu ma istotny wpływ na grubość i czas trwania warstewki zakrzepłej stali na drucie, natomiast moment początku i końca roztapiania aluminium pod powierzchnią warstewki praktycznie nie zmienia się.. Rys. 7. Grubość warstewki stali zakrzepłej na drucie w funkcji czasu dla różnych prędkości wprowadzania [40].. Wpływ szybkości wprowadzania drutu na proces powstawanie warstwy zakrzepłej stali na drucie silniej zaznacza się w niższych zakresach prędkości [36]. Z przedstawionego na rys. 8 wykresu, który pokazuje największą (maksymalną) grubość jaką osiągnie warstwa zakrzepłej stali na drucie w procesie jego roztapiania się, wynika, że w miarę wzrostu prędkości wprowadzania drutu wpływ prędkości ulega osłabieniu. Dla drutu o średnicy 15 mm wzrost prędkości z 1 do 2 m/s (z 60 do 120 m/min) powoduje zmniejszenie największej osiąganej grubości warstwy z ok. 4 mm do ok. 3,1 mm, a więc o ok. 0,9 mm. Natomiast wzrost z 11 m/s do 12 m/s (z 660 do 720 m/min) powoduję, że największa osiągana grubość zmniejszy się z ok 1,25 mm do ok. 1,35 mm a więc tylko o 0,1 mm. W warunkach przemysłowych, na konkretnym stanowisku obróbki kadziowej, tak szerokich zakresów szybkości wprowadzania drutów z zasady nie stosuje się, a co za tym idzie zjawisko to ma mniejsze znaczenie praktyczne niż wynikałoby to z wykresów przedstawionych na rysunkach 7 i 8. 21.

(22) Rys. 8. Maksymalna grubość warstewki zakrzepłej na drucie w zależności od prędkości wprowadzania drutu i średnicy drutu [40]. Ważnym czynnikiem wpływającym na proces tworzenia się warstewki zakrzepłej stali i szybkość roztapiania drutu jest jego średnica. Określony na podstawie obliczeń popartych doświadczeniami laboratoryjnymi wpływ średnicy drutu na czas roztapiania (rozumiany jako roztopienie warstewki zakrzepłej stali i uwolnienie ciekłego aluminium), dla ciekłego metalu nie mieszanego gazem o temperaturze 1500 °C przedstawiono na rys. 9 [37]. Zależność ta jest praktycznie liniowa w prezentowanym zakresie średnic 6–14 mm, przy czym dwukrotne zwiększenie średnicy drutu z 7 mm do 14 mm powoduje ponad dwukrotne wydłużenia czasu roztapiania z ok. 1,5 s do ok. 3,3 s. Wpływ średnicy drutu na tworzenia się i zanikanie warstewki zakrzepłej stali oraz czas roztapianie samego drutu ilustruje również wykres przedstawiony na rys. 10. Z wykresu wynika, że średnica drutu wpływa w istotny sposób na czas potrzebny na roztopienie się całego aluminium wewnątrz powłoki z zakrzepłej stali. Natomiast czas rozpoczęcia tego procesu zmienia się w bardzo niewielkim zakresie dla drutów o różnych średnicach. Z przedstawionych na rys. 10 zależności wypływa ponadto wniosek, że w przypadku drutów o większej średnicy, przedział czasu, w którym ciekłe aluminium jest otoczone warstewką zakrzepłej stali zwiększa się w stosunku do czasu trwania pozostałych etapów. Zależnie od średnicy drutu przebieg zmian temperatury będzie różny na jego przekroju. Oczywiste wydaje się, że im większa średnica drutu tym różnica temperatur pomiędzy osią drutu i jego powierzchnią w trakcie nagrzewania i roztapiania drutu będzie wyższa.. 22.

(23) Potwierdza to, obliczony w wyniku symulacji komputerowych, rozkład temperatury wzdłuż promienia drutu zaprezentowany na rys. 11 dla drutu o średnicy 6 mm i na rys. 12 dla drutu o średnicy 14 mm [37].. Rys. 9. Zależność pomiędzy czasem roztapiania drutu aluminiowego wprowadzonego do ciekłej stali, a jego średnicą [37].. warstwy Rys 10. Grubość zakrzepłej stali w funkcji czasu dla różnych średnic wprowadzanego drutu [40].. 23.

(24) Rys. 11. Rozkład temperatury wzdłuż promienia drutu, dla kolejnych czasów od chwili wprowadzenia do ciekłej kąpieli metalowej – drut o śr. 6 mm [37].. Rys. 12. Rozkład temperatury wzdłuż promienia drutu, dla kolejnych czasów od chwili wprowadzenia do ciekłej kąpieli metalowej – drut o śr. 14 mm [37].. Z powyższych wykresów wynika, że różnica temperatur utrzymuje się zarówno gdy drut jest w stanie stałym jak i ciekłym – temperatura topnienie glinu wynosi 660 °C. Dopiero w pobliżu temperatury 950 °C następuje wyrównanie się temperatury w całym przekroju. W przypadku drutu o średnicy 6 mm stan taki osiągany jest po 0.9 sekundy, a dla drutów o średnicy 14 mm po 1,3 sekundy. W nieco innym ujęciu ilustruje rozkład temperatury we wnętrzu drutu wykres zamieszczony na rys. 13. Przedstawiono tam zmianę temperatury w funkcji czasu dla dwóch wybranych punktów na przekroju drutu wprowadzonego do ciekłej kąpieli metalowej, a mianowicie w jego osi i na wewnętrznej powierzchni warstewki zakrzepłej stali. W momencie początkowym różnica temperatur, co oczywiste, jest największa. Temperatura wewnętrznej powierzchni warstwy zakrzepłej stali przez pierwsze ok. 0,1 sekundy obniża się wskutek izolującego działania samej warstewki i intensywnego odbierania ciepła przez zimny jeszcze drut. W tym czasie zwiększa się grubość zakrzepłej warstwy stali, a proces ten – jak wynika z rys. 10 – dla drutu o średnicy 12 mm trwa przez ok. 0,8 sekundy. Jednocześnie następuje bardzo szybki wzrost temperatury w osi drutu, która po ok. 0,2 sekundy osiąga temperaturę topnienia aluminium. W tym okresie następuje zmniejszenie różnicy temperatury pomiędzy omawianymi punktami. Jak widać z przebiegu krzywej nagrzewania, roztapianie aluminium kończy się już po ok. 0,8 sekundy od zanurzenia drutu w kąpieli. W okresie roztapiania, charakteryzującym się stabilizacją temperatury w osi drutu, następuje wzrost różnicy temperatur pomiędzy osią drutu, a wewnętrzną powierzchnią warstewki zakrzepłej stali.. 24.

(25) Rys. 13. Temperatura w funkcji czasu na przekroju drutu Al o średnicy 12 mm wprowadzanego z prędkością 4 m/s do ciekłej kąpieli metalowej o przegrzaniu 50 °C [40]. Po całkowitym roztopieniu się aluminium zachodzi ponowne wyrównywanie się temperatury na przekroju drutu, aż do roztopienia się warstewki stali. Większość publikacji jest zgodna, co do przedstawionego powyżej przebiegu roztapiania się drutów [15, 36, 37, 38, 40], aczkolwiek zdarzają się np. rozważania zaniedbujące fakt powstawania na powierzchni drutu warstwy zakrzepłej stali, a koncentrujące się na czasie potrzebnym do ogrzania drutu do temperatury topnienia aluminium. W efekcie takiego podejścia, nie uwzględniającego efektu działania zakrzepłej warstewki stali jako elementu prowadzącego ciekłe aluminium w głąb kąpieli, obliczono czas asymilacji aluminium na 0,048 sekundy dla drutu o średnicy 10 mm i w konsekwencji zalecono szybkość wprowadzania w zakresie 8–10 m/s dla kadzi o głębokości 3 m [41]. Takie prędkości wprowadzania skłoniły autorów do rozważania zachowania się uwolnionego aluminium w kadzi. Stosując wspomnianą prędkość wprowadzania należy uwzględnić, że aluminium będzie miało duża energię kinetyczna, która sprawi, że będzie ono po roztopieniu kontynuowało swój ruch w dół kadzi zanim zacznie wypływać (podobnie jak wrzucane do kadzi dodatki kawałkowe), a to powinno zapewnić dłuższy czas na jego asymilację. Z punktu widzenia rzeczywistych warunków przemysłowych rozważania te nie mają praktycznego zastosowania. Stosowane w obróbce kadziowej prędkości wprowadzania drutu są mniejsze, a ponieważ przede wszystkim dąży się do uwolnienia aluminium w pobliżu dna kadzi, to energia kinetyczna może, co najwyżej przyczynić się do powiększenia obszaru rozprzestrzeniania się aluminium przy dnie kadzi w pierwszej chwili po uwolnieniu.. 3.1.3. Czas roztapiania drutu aluminiowego wprowadzanego do ciekłej stali Zgodność, co do samego przebiegu poszczególnych etapów podczas roztapiania drutów w większości publikacji, nie wyklucza różnic odnośnie czas trwania poszczególnych etapów jak i całego procesu roztapiania drutu. Najlepsze możliwości porównawcze stwarza parametr, któremu poświęca się największą uwagę ze względu na podstawowe znaczenie technologiczne, czyli czas roztopienia się drutu. Dane odnośnie czasu trwania poszczególnych etapów roztapiania się. 25.

(26) drutu spotyka się rzadziej i w różnych ujęciach, utrudniających obiektywne porównanie miedzy nimi. Z tego też względu poniżej ograniczono się do porównania jedynie czasu roztopienia drutu według różnych autorów. W tablicy 1 przedstawiono prognozowane czasy roztapiania drutu aluminiowego według kilku publikacji. Różnice w czasach roztapiania drutów zamieszczone w tablicy 1 są na tyle istotne, że nie mogą być wynikiem przyjęcia odmiennych warunków, dla których określa się czas roztapiania drutu, takich jak temperatura stali, przegrzanie kąpieli metalowej, nieprzystające do siebie średnice drutów czy też różne prędkości wprowadzania drutu. Do porównania wyników z poszczególnych publikacji wytypowano często opisywane i stosowane druty o średnicy 9÷10 mm i 15 mm. Tam gdzie zakres badań nie obejmował takiej średnicy wybrano zbliżoną wartość lub też w przypadku, gdy było to możliwe bez ryzyka popełnienia błędu (liniowa zależność), dokonano aproksymacji. W związku, ze stosowaniem odmiennych warunków, dla których określa się czas roztapianie drutu oraz sposobów ich definiowania (np. temperatura lub przegrzanie), a także różnych metod prezentacji rezultatów, porównanie wyników nastręcza pewne problemy. W związku z tym w przypadkach gdzie było to celowe podano obliczenia dla kilku wariantów, celem orientacji we wpływie poszczególnych parametrów na wynik końcowy nawet, jeżeli dotyczy on innych średnic niż wytypowane. Innym problemem przy porównywaniu wyników może być stosowanie w niektórych przypadkach nieprecyzyjnych określeń jak np. „czas roztopienia drutu”, który może być rozumiany jako czas roztopienia aluminium bądź jako czas zaniku warstewki zakrzepłej na drucie stali. Interpretacji tego terminu można domniemywać na podstawie podanego czasu trwania. W większości przypadków określenia są na tyle precyzyjne, że pozwalają na jednoznaczną identyfikację zjawiska, dla którego podaje się czas. Dla zapewnienia spójności danych zamieszczonych w tablicy 1 konieczne było przeliczenie niektórych wyników symulacji, które przedstawiono w postaci głębokości, na jakiej roztopi się drut, na czas, jaki upłynie zanim drut dotrze na tę głębokość. Część danych w poszczególnych publikacjach zastała podana wprost, część w postaci wykresów (rys. 7, 9, 10, 14). W tym drugim przypadku wyniki liczbowe otrzymano poprzez interpretację wykresów. Porównanie danych zamieszczonych w tablicy 1, zwraca uwagę na duże rozbieżności w obliczonym czasie roztapiania się drutów aluminiowych, jak i różną intensywność oddziaływania na ten czas poszczególnych czynników, takich jak średnica drutu czy prędkość wprowadzania. Pomijając dane z pozycji o numerze 7 i 19, które są wynikiem ignorowania zjawiska powstawania na drucie warstewki zakrzepłej stali (pomiędzy nimi też widoczne są istotne różnice, które jednak mogą wynikać z różnych średnic i temperatury stali), pozostałe czasy roztapiania są bardzo zróżnicowane. Przykładowo, dla drutu o średnicy 9 mm mieszczą się w zakresie od 0,18 sekundy (poz. nr 2) do 1,71 sekundy (poz. nr 11) przy prędkości wprowadzania drutu 4 m/s. W obu wymienionych przypadkach założono identyczne przegrzanie stali na poziomie 50 °C (nie podano temperatury stali), a mimo to wyniki różnią się o rząd wielkości.. 26.

(27) Tablica 1. Czasy roztapiania się drutu aluminiowego w zależności od warunków, według różnych źródeł literaturowych. Nr. 1. Prędkość Czas po Średnica wprowa- którym drutu dzania następuje zdarzenie*). 1. 2 [mm] 9. 3 [m/s] 2. 4 [s] 0,19. 2. 9. 4. 0,18. 3. 9. 6. 0,18. 4. 15. 2. 0,50. 5. 15. 4. 0,49. 6. 15. 6. 0,46. 7. 10. -. 0,048. 8. 10. -. 2,25. 9. 13. -. 3,00. 10. 10. -. 2,11. 11. 9. 4. 1,71. 12. 12. 4. 2,5. 13. 12. 8. 1,80. 14. 15. 4. 3,10. 15. 10. 6,3. 0,40. 16. 10. 10,7. 0,23. 17. 15. 3,2. 0,78. 18. 15. 5,3. 0,47. 19. 15. 2,2 ****). 0,11. 20. 10. 1. 2. 21. 12,5. 1. 2,6. Opis zdarzenia dla którego określono czas **). 5. Temperatura kąpieli przegrzania***). 6. Źródło. 7. 8. -. 50. [15]. -. 50. [15]. -. 50. [15]. -. 50. [15]. -. 50. [15]. -. 50. [15]. 1580. -. [41]. 1500. -. [37]. 1500. -. [37]. 1600. -. [37]. 1550. 50. [40]. 1550. 50. [40]. 1550. 50. [40]. 1550. 50. [40]. -. 25. [36]. -. 50. [36]. -. 25. [36]. -. 50. [36]. 1500. -. [17]. 1550. -. [47]. -. 90. [44]. [°C] całkowite roztopienie Al complete melting Al całkowite roztopienie Al complete melting Al całkowite roztopienie Al complete melting Al całkowite roztopienie Al complete melting Al całkowite roztopienie Al complete melting Al całkowite roztopienie Al complete melting Al temp. topnienia aluminium aluminum melting point czas roztapiania drutu Al aluminum wire melting czas roztapiania drutu Al aluminum wire melting czas roztapiania drutu Al aluminum wire melting roztopienie warstewki stali steel shell melting roztopienie warstewki stali steel shell melting roztopienie warstewki stali steel shell melting roztopienie warstewki stali steel shell melting roztopienie aluminium aluminum melting roztopienie aluminium aluminum melting roztopienie aluminium aluminum melting roztopienie aluminium aluminum melting temp. topnienia drutu wire melting point topienie się drutu --czas roztapiania metlting time. *) **). czas po którym następuje zdarzenie opisane w kolumnie nr 5. termin użyty w źródle dla opisania zdarzenia związanego z roztapianiem drutu aluminiowego dla którego liczony był czas podany w kolumnie 4, dla źródeł zagranicznych oprócz tłumaczenia polskiego podano oryginalną definicję zdarzenia. ***) temperatura przegrzania stali powyżej temperatury likwidusu. ****) prędkości nagrzewania nie powiązano z prędkością wprowadzania drutu (przyjęta prędkość służyła do określenia wielkości strumienia Al wprowadzanego do kadzi w jednostce czasu).. 27.

(28) Zbliżone wyniki do rezultatów z pozycji nr 11 dla prędkości wprowadzania 4m/s otrzymano dla warunków w których nie odniesiono się do prędkości wprowadzania, gdzie przewidywany czas roztapiania drutu o średnicy 9 mm wynosi 2,0 sekundy – poz. nr 8. Z kolei rezultaty z pozycji o numerach 15 i 16 są zbliżone do wyników z pozycji nr 2; i dla drutu o średnicy 10 mm wprowadzanego z prędkością 10,7 m/s określają czas roztapiania na 0,23 sekundy. Podobne rozbieżności mają miejsce w odniesieniu do drutów o średnicy 15 mm i mieszczą się dla prędkości wprowadzania 4 m/s w granicach od 0,49 (poz. nr 5) do 3,10 sekundy (poz. nr 14). Brak zgodności w poszczególnych publikacjach nie ogranicza się jednak tylko do prognozowanego czasu roztopienia się aluminiowego drutu wprowadzanego do ciekłej stali, ale zaznacza się również w ocenie wpływu poszczególnych parametrów technologicznych na prędkość roztapiania drutu. W przypadku danych zamieszczonych w pozycjach nr 1 do 6 [15] wpływ prędkość wprowadzania drutu na czas jego roztapiania jest znikomy, natomiast zauważalne jest silne oddziaływanie średnicy drutu. Wzrost tego parametru z 9 mm do 15 mm powoduje wydłużenie czasu roztapiania o ok. 270% przy prędkości wprowadzania 4 m/s. Inaczej wpływ prędkości wprowadzania na czas roztapiania przedstawia się w danych z pozycji 11 do 14 [40]. Dane w tym zakresie dostępne są jedynie dla drutu o średnicy 12 mm, (pozycje nr 12 i 13) ale jednoznacznie świadczą o zauważalnym wpływie prędkości wprowadzania na czas roztapiania drutu. Wzrost prędkości wprowadzania o 100% powoduje skrócenie czasu roztapiania o 28%. Wpływ średnicy jest również istotny, ale nie w takim stopniu jak w wynikach z pozycji nr 1 do 6. Wzrostowi średnicy z 9 mm do 15 mm towarzyszy wydłużenia czasu roztapiania o ok. 81% przy prędkości wprowadzania 4 m/s. Zbliżone rezultaty odnośnie wpływu średnicy drutu uzyskano dla warunków statycznych – pozycje nr 8 do 10 [37]. Sposób prezentacji wyników w [36], przedstawiony na rys. 14, uniemożliwia bezpośrednie odczytanie wpływu średnicy drutu i prędkości jego wprowadzania na szybkość roztapiania. Wykres pozwala w zamian określić jaką zastosować prędkość wprowadzania drutu, aby roztopił się on na głębokości 2,5 m (i tym samym na tej głębokości doszło do uwolnienia aluminium do ciekłej stali) w zależności od średnicy drutu dla trzech różnych temperatur przegrzania kąpieli powyżej temperatury likwidus, a mianowicie: 25°C, 50°C i 75°C. Za wyjątkiem prac [37] i [40], których wyniki są porównywalne, nie podano szczegółów odnośnie sposobu realizacji obliczeń, co utrudnia odniesienie się do nich i skonfrontowanie między sobą. Zaprezentowane powyżej porównanie wyników pochodzących z różnych publikacji nasuwa wniosek, że problem wyznaczenie czasu roztapiania się drutu aluminiowego wprowadzanego do ciekłej stali pozostaje wciąż aktualny. Biorąc pod uwagę, że wpływ na ten proces może mieć kilka czynników, takich jak średnica drutu, prędkość wprowadzania, głębokość kadzi czy przegrzanie kąpieli, dobór i zalecenie właściwej prędkości dla konkretnych warunków przemysłowych może sprawiać znaczne problemy.. 28.

(29) Rys. 14. Wymagana prędkość wprowadzania drutu powodująca uwolnienie aluminium na głębokości 2,5 m w stali w zależności od średnicy drutu i przegrzania stali ponad temperaturę likwidusu o 25°C, 50°C i 75°C [36].. 3.2. Technologia wprowadzania do stali dodatków w postaci drutów 3.2.1. Zalety wprowadzania dodatków stopowych w postaci drutów oraz warunki pełnego wykorzystania tej technologii Metoda wprowadzania dodatku do kąpieli metalowej determinuje w znacznym stopniu proces jego roztapiania się i przyswojenia przez kąpiel. W praktyce przemysłowej oprócz trzech, wspomnianych już, podstawowych sposobów wprowadzania dodatków stopowych lub odtleniaczy, a mianowicie wrzucania do kadzi dodatków w postaci kawałkowej, podawania dodatków w postaci drutu litego bądź rdzeniowego oraz wdmuchiwania ich do ciekłej stali w postaci proszku poprzez lance zanurzoną w kadzi [48] spotyka się inne mniej powszechne metody. Jedną z takich metod wprowadzanie dodatków jest np. kontrolowane zanurzanie. Realizacja takiej operacji polega na nakładaniu („nawlekaniu”) na ogniotrwały pręt prowadzący cylindrycznych pierścieni z materiału stanowiącego dodatek w ilości zależnej od potrzeb i następnie zanurzania takiego pręta do ciekłej stali na czas konieczny do roztopienia pierścieni [49]. Podawano w ten sposób kształtki ze sprasowanej mieszaniny proszków Ca i Fe. Metoda ta charakteryzowała się jednak niską powtarzalnością wyników i ograniczeniem, co do ilości wprowadzanego materiału. Inną metodą kontrolowanego w pewien sposób wprowadzania dodatków stopowych jest wstrzeliwanie pozwalające na zwiększenie głębokości penetracji materiałów o małej gęstości [38, 39, 50]. Stosuje się czasami rzucanie worków z pylistym dodatkiem na powierzchnie żużla w kadzi. Zwykle dotyczy to jednak dodatków mających reagować z żużlem i ewentualnie później pośrednio z metalem.. 29.

(30) Spośród metod mających obecnie zastosowanie w praktyce przemysłowej wdmuchiwanie proszków jest metodą, w której czas roztapiania wprowadzanych materiałów nie decyduje o efektywności operacji technologicznej. Ze względu na małe rozmiary wprowadzanych cząstek, czas ich roztapiania jest bardzo krótki i nawet dodatek o małej gęstości zwykle zdąży się roztopić zanim wypłynie na powierzchnie. W przypadku dodatków o wyższej niż kąpiel temperaturze topnienia jest możliwe ich wypłynięcie [51], ale problem ten, jeżeli wystąpi, rozwiązać można raczej poprzez zmianę właściwości dodatku (ziarnistość, inny skład chemiczny) niż poprzez modyfikacje parametrów wdmuchiwania. W pozostałych metodach czas roztapiania jest ważnym czynnikiem wpływającym znacząco na wynik końcowy operacji wprowadzania dodatków do ciekłej stali. W przypadku wprowadzanych żelazostopów i odtleniaczy w postaci kawałkowej czas i przebieg ich roztapiania jest uzależniony od wielu wspomnianych już czynników jak np. charakterystyka mieszania, gęstość dodatku, prędkość początkowa dodatku, grubość warstwy żużla, czy też operacja technologiczna, podczas której są wprowadzane. Wpływ tak wielu, często zmiennych czynników, utrudnia prawidłowe zaplanowanie i kontrolowanie operacji wprowadzania dodatków. Prostota tej metody sprawia jednak, że mimo wspomnianych wad jest powszechnie stosowana zwłaszcza do wstępnej regulacji składu chemicznego lub odtleniania, po czym następuje precyzyjne dokończenie tych operacji za pomocą drutów [52]. Wprowadzanie dodatków w postaci drutów stosowane jest obecnie na szeroką skalę, a w niektórych zastosowaniach stanowi metodę dominującą. Wynika to z bardzo korzystnej relacji pomiędzy wysoką precyzją i dobrą kontrolą tego procesu, a stosunkowo małymi wymaganiami technicznymi i niskimi kosztami. Wprowadzanie dodatków w postaci drutów litych lub rdzeniowych w znacznym stopniu uniezależnia proces roztapiania od czynników odgrywających rolę w roztapianiu dodatków kawałkowych. Pozwala na precyzyjne określenie ich miejsca wprowadzania w płaszczyźnie poziomej oraz (pod warunkiem znajomości czasu roztapiania) głębokości, na jakiej roztopi się drut i zostanie uwolniony wprowadzany dodatek. Z reguły dąży się do roztopienia drutu (i każdego innego dodatku) możliwie jak najdalej od powierzchni metalu, pokrytej żużlem lub wystawionej na kontakt z powietrzem w wyniku intensywnego mieszania argonem. Prawidłowo przeprowadzona operacja wprowadzania drutu zapewnia lepszą stabilizację przebiegu obróbki pozapiecowej i co za tym idzie powtarzalność wyników oraz wyższy uzysk wprowadzanych komponentów. Wobec tego podstawowym warunkiem wykorzystania zalet technologii wprowadzania dodatków w postaci drutów jest taki dobór parametrów tej operacji, aby drut roztopił się w pobliżu dna kadzi. Proces ten można kontrolować prędkością wprowadzania drutu pod warunkiem znajomości czasu, w jakim ulegnie on roztopieniu [31]. Należy pamiętać, że proces „roztapiania” może być też w pewnym stopni wspomagany mechanicznie poprzez „łamanie drutu” lub uszkodzenie warstwy zakrzepłej na drucie stali w momencie uderzenia drutu o dno kadzi. Nie bez znaczenie w tym kontekście jest wytrzymałość mechaniczna samego drutu oraz siły hydrodynamiczne i hydrostatyczne jako źródło mechanicznego oddziaływania na drut [31, 40, 53]; zagadnienie to omówiono obszerniej w punkcie 3.2.2.. 3.2.2. Hydrodynamiczne oddziaływanie kąpieli na drut wprowadzany do ciekłej stali Istotnym elementem różnicującym wprowadzanie dodatków kawałkowych w stosunku do drutów jest ciągłość procesu wprowadzania drutu. Powoduje to wymuszony ruch wprowadzanego dodatku względem ciekłej stali oraz powstawanie sił związanych z oporem hydrodynamicznym i wyporem hydrostatycznym. Z drugiej strony ważnym, z punktu widzenia metalurgicznego, zagadnieniem jest trajektoria drutu w kadzi podczas wprowadzania. Mechaniczne oddziaływanie na drut kąpieli 30.